轉(zhuǎn)向架構(gòu)架T形接頭單絲、雙絲焊接熱源模型及應(yīng)力場數(shù)值模擬

聞博 金成 黃詩銘 史春元

摘要：為了探究動車組轉(zhuǎn)向架構(gòu)架T形接頭單絲、雙絲GMAW焊接溫度場及應(yīng)力場分布特征，基于ABAQUS有限元分析軟件，采用數(shù)值模擬與實際測量相結(jié)合的方式，以轉(zhuǎn)向架側(cè)梁SMA490BW耐候鋼T形接頭為研究對象，分別建立了單絲及雙絲焊的熱源模型，模擬了接頭的焊接溫度場和焊后殘余應(yīng)力場，并通過試驗對模擬結(jié)果進行了驗證。結(jié)果表明：單絲焊和雙絲焊的焊縫模擬尺寸與測量結(jié)果的相對誤差均不超過5%。與單絲焊相比，雙絲焊的熔池峰值溫度提高，熔池在長度方向上被拉長，焊縫厚度明顯增大，焊腳尺寸也略有增大，焊后殘余拉應(yīng)力分布范圍有所減小，焊縫最高殘余拉應(yīng)力下降8.5%。

關(guān)鍵詞：轉(zhuǎn)向架;雙絲焊接;溫度場;數(shù)值模擬;殘余應(yīng)力

中圖分類號：TG442? ? ? 文獻標志碼：C? ? ? ? ?文章編號：1001-2003（2021）07-0099-05

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.07.19

0? ? 前言

轉(zhuǎn)向架構(gòu)架是動車組的重要承載部件，普遍采用焊接結(jié)構(gòu)，其焊接質(zhì)量至關(guān)重要[1]。GMAW焊是構(gòu)架焊接常用的焊接方法，而雙絲GMAW焊因能有效改善傳統(tǒng)單絲GMAW焊所存在的焊接效率較低、焊后應(yīng)力過大等問題而得到廣泛關(guān)注。隨著雙絲高效焊接成本的降低，雙絲GMAW焊接在國內(nèi)軌道車輛制造行業(yè)具有較好的應(yīng)用前景[2-3]。

焊接殘余應(yīng)力預(yù)測是轉(zhuǎn)向架構(gòu)架焊接生產(chǎn)中較為關(guān)心的問題，數(shù)值模擬技術(shù)是預(yù)測焊接殘余應(yīng)力的有效途徑。目前對于雙絲焊接的數(shù)值模擬主要集中在熱源模型的優(yōu)化和對溫度場的數(shù)值模擬[4-9]，而對單絲與雙絲GMAW焊殘余應(yīng)力及分布的對比研究報導(dǎo)較少。文中基于ABAQUS有限元分析軟件，通過數(shù)值模擬與實際測量相結(jié)合的方式分別建立適用于單絲、雙絲GMAW焊T形接頭的熱源模型，并對兩種焊接工藝焊后的溫度場及應(yīng)力場分布特點進行對比分析，為轉(zhuǎn)向架構(gòu)架焊接工藝的優(yōu)化提供依據(jù)。

1 有限元模型

1.1 幾何模型的建立

以轉(zhuǎn)向架構(gòu)架側(cè)梁焊接為例計算單、雙絲焊接的溫度場與殘余應(yīng)力場。構(gòu)架側(cè)梁由箱形結(jié)構(gòu)梁焊接而成，焊接接頭形式為T形接頭，焊縫形式為對接和角接的組合焊縫。分別采用單絲、雙絲GMAW焊接方式對T形接頭進行焊接，腹板厚度9 mm，翼板厚度12 mm，坡口角度50°，鈍邊1 mm，焊接位置如圖1所示。

轉(zhuǎn)向架側(cè)梁材料選擇SMA490BW耐候鋼板材，其屈服強度365 MPa，抗拉強度490～610 MPa，延伸率大于15%，并選用與SMA490BW匹配的符合GB/T8810-2008標準要求的ER55-1（直徑φ1.2 mm）型號實心焊絲。

單絲焊時，打底、填充及蓋面焊接工藝參數(shù)如表1所示。雙絲焊時，采用單絲焊打底，填充及蓋面均采用雙絲焊接，焊接工藝參數(shù)如表2所示。

接頭有限元計算模型如圖2所示。為兼顧計算效率與精度，網(wǎng)格劃分采用過渡形式，焊縫及近縫區(qū)采用較細的網(wǎng)格劃分，最小尺寸2 mm;遠離焊縫區(qū)采用較粗的網(wǎng)格劃分，最大尺寸8 mm。

1.2 熱源模型的建立

雙絲GMAW焊熱源相當于兩個改造后的雙橢球熱源。由于兩電弧間的相互作用，雙絲熱源會發(fā)生偏轉(zhuǎn)，其熱源模型通過雙橢球熱源旋轉(zhuǎn)獲得。

設(shè)前絲偏轉(zhuǎn)α角，后絲偏轉(zhuǎn)β角，則雙絲熱源中的前絲熱源模型表示為

式中 q=q1+q2，x、y、z 分別表示距熱源作用中心焊接方向、焊縫寬度方向以及焊縫深度方向的距離;a1、a2分別為焊接方向前半與后半橢球半軸長;b、c分別為焊縫寬度方向與深度方向橢球半軸長;f1、f2分別為前、后半橢球的能量分配系數(shù)，且f1+f2=2，經(jīng)過校核后f1=0.6，f2=1.4。

2 焊接溫度場模擬結(jié)果

2.1 單絲焊與雙絲焊的溫度場分布特征

根據(jù)所建立的熱源模型對兩種焊接工藝進行焊接溫度場數(shù)值模擬，分別取單絲、雙絲GMAW焊接第3道焊縫為例分析溫度場的形成過程，如圖3所示。

由圖3可知，單絲GMAW焊絲電弧在焊接進行到0.4 s時開始作用于熔池，起始時熔池尺寸較小，隨著焊接加熱的進行，熔池逐步增大呈橢圓形，3 s時進入到準穩(wěn)態(tài)狀態(tài)，15 s時熔池達到穩(wěn)定并最終完成焊接過程。

雙絲GMAW焊時，前絲焊接電弧在0.4 s時首先作用于母材形成于熔池，后絲電弧隨后跟進作用于熔池。由于兩電弧的相互作用，前絲電弧熔池液態(tài)金屬在電弧壓力和熔滴沖擊的作用下向后流動，導(dǎo)致后絲熔池焊縫寬度逐漸超過前絲，在約3 s時熔池達到準穩(wěn)態(tài)，15 s時熔池達到穩(wěn)定并完成焊接。

對比兩種焊接工藝的熔池溫度場演變過程發(fā)現(xiàn)，兩者同時達到準穩(wěn)態(tài)過程。與單絲GMAW焊相比，雙絲GMAW焊熔池中可見兩個熱源中心，熔池長度方向上被拉長。雖然后絲電流略小于前絲，但前絲的熱作用使得絲作用下的溫升更快，熔池后半部分更為寬大。

分別取單絲、雙絲GMAW焊焊縫中點處，繪制得到焊接熱循環(huán)曲線如圖4所示。

對比兩條熱循環(huán)曲線可以發(fā)現(xiàn)，不同于單絲GMAW焊，雙絲GMAW焊因電流電壓較小，在前絲單獨作用時熔池升溫速率較小，而當兩條焊絲共同作用時，熔池升溫速率明顯上升，最終達到的峰值溫度分別為1 825 ℃和1 883 ℃，與文獻[7]中計算的雙絲焊接峰值溫度基本一致，雙絲GMAW焊熔池的峰值溫度較單絲高61 ℃，焊后熔池的冷卻速度有所減小。

2.2 單絲焊與雙絲焊的焊縫尺寸

根據(jù)溫度場數(shù)值模擬結(jié)果進行實際焊接，為了準確測定每道焊縫尺寸，采用每一焊道焊接一個構(gòu)件的方法，將焊接實驗所得構(gòu)件沿垂直焊縫方向進行切割，采用硝酸酒精腐蝕焊縫表面，以觀測焊縫截面輪廓，并與溫度場數(shù)值模擬結(jié)果進行對照。模擬與實際熔池形狀對比如表3所示。

由表3可知，模擬結(jié)果與實際焊接熔池形狀基本一致，為了得到具體的焊縫尺寸數(shù)據(jù)，對模擬和實際焊接得到的焊縫進行畫線測量，T形接頭對接和角接組合焊縫尺寸示意如圖5所示。焊縫模擬結(jié)果與實測結(jié)果對比如表4、表5所示。

由表3、表4可知，單絲、雙絲焊接模擬結(jié)果熔池尺寸均與實際相近，誤差率在1.4%～5.0%，證實了所建立的熱源模型的準確性。經(jīng)過計算，與單絲焊接相比，雙絲焊焊腳尺寸平均提高1.1 mm，焊縫厚度平均提高了2.1 mm，這是由于雙絲焊后絲電壓高于前絲電壓，后絲電弧后起到了調(diào)節(jié)焊縫外觀成形的作用。

3 焊接應(yīng)力場模擬結(jié)果

根據(jù)兩種焊接方法溫度場模擬結(jié)果進行焊后應(yīng)力場數(shù)值模擬，單絲及雙絲焊接焊后Mises殘余應(yīng)力及縱向應(yīng)力分布如圖6、圖7所示。T形接頭殘余Mises應(yīng)力分布與文獻[10]中的分布基本一致。

由圖7可知，兩種焊接工藝焊后縱向殘余應(yīng)力分布基本一致，焊縫及熱影響區(qū)等經(jīng)歷過高溫過程的區(qū)域，其縱向殘余應(yīng)力表現(xiàn)為拉應(yīng)力，而遠離焊縫區(qū)域則為壓應(yīng)力，并逐漸趨近于零。這是由于金屬受熱膨脹使遠離焊縫區(qū)域的母材處于壓縮狀態(tài)，而在冷卻過程中金屬收縮使焊縫區(qū)域處于拉伸狀態(tài)。

根據(jù)單絲、雙絲焊后應(yīng)力場模擬結(jié)果，以距離焊縫中心的距離d為橫坐標，縱向殘余應(yīng)力σy為縱坐標繪制曲線，并與實驗測量結(jié)果進行對照，得到的曲線如圖8所示。

由圖8可知，殘余應(yīng)力分布特征及應(yīng)力值的計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，驗證了數(shù)值模擬的準確性。單絲、雙絲GMAW焊后殘余應(yīng)力分布趨勢基本一致，但雙絲焊縱向殘余拉應(yīng)力分布范圍明顯小于單絲焊接接頭，這是因為雙絲焊熔池較為狹長，在焊接過程中金屬受熱膨脹，狹長的熔池受到的限制范圍更小，因此殘余拉應(yīng)力分布范圍有所減小。

單絲焊接接頭焊縫區(qū)最高殘余應(yīng)力為332.7 MPa，是屈服極限的91.2%，而雙絲耐候鋼焊接時焊縫區(qū)域的縱向應(yīng)力較低，最高為302.5 MPa，僅為屈服極限的82.7%，雙絲焊最高縱向拉應(yīng)力較單絲降低約8.5%，這是因為單絲焊接電流電壓較高，熱輸入較高，焊縫區(qū)升溫速率較高，峰值溫度較低，由于翼板及腹板間熱量傳遞較慢，導(dǎo)致焊后散熱速率較高，從而造成焊縫區(qū)域焊后殘余應(yīng)力較大。

4 結(jié)論

（1）參照雙絲焊接的特點，建立了適用于T形接頭的雙絲焊接熱源模型，經(jīng)過校核后熱分配系數(shù)f1=0.6，f2=1.4。

（2）與單絲GMAW焊相比，雙絲GMAW焊熔池峰值溫度有所提高，熔池在長度方向上被拉長，焊腳尺寸略有增大，焊縫厚度明顯增大。

（3）雙絲焊接接頭焊后縱向殘余拉應(yīng)力分布范圍較單絲焊接接頭有所減小，焊縫區(qū)域最高殘余拉應(yīng)力降低了8.5%。

參考文獻：

崔曉芳，岳紅杰，兆文忠，等. 高速機車構(gòu)架側(cè)梁的焊接順序[J]. 焊接學報，2006，27（1）：101-104.

張林儒，孫志鵬，李志強，等. 轉(zhuǎn)向架構(gòu)架雙絲GMA焊試驗研究[J]. 鐵道技術(shù)監(jiān)督，2016，44（10）：24-26.

孫中文，吳向陽，張志毅，等. SMA490BW鋼雙絲焊接頭組織及力學性能研究[J]. 熱加工工藝，2016，45（11）：55-58.

楊秀芝，余圣甫，姚潤鋼.雙絲焊溫度場算法的程序優(yōu)化設(shè)計[J]. 焊接學報，2010，31（10）：53-57.

徐文立，孟慶國，方洪淵，等.高強鋁合金板雙絲焊溫度場[J]. 焊接學報，2004，25（3）：11-14.

孟慶國，方洪淵，徐文立，等.雙絲焊熱源模型[J]. 機械工程學報，2005，41（4）：110-113.

吳東升，華學明，葉定劍，等.雙絲共熔池熔化極氣體保護焊熔池流動的數(shù)值模擬[J]. 上海交通大學學報，2015，49（10）：1435-1440.

楊秀芝，楊春杰，董春法，等.基于ANSYS有限元對雙絲焊焊接的三維溫度場模擬[J].電焊機，2016，46（7）：22-27.

Meng O G，F(xiàn)ang H Y，Yang J Y，et al. Analysis of temperature and stress field in Al alloy’s twin wire welding[J]. Theoretical and Applied Fracture Mechanics，2005（44）：178-186.

Yaohui Lu，Chuan Lu，Dewen Zhang. Numerical computation methods of welding deformation and their application in bogie frame for high-speed trains[J]. Journal of Manufacturing Processes，2019（38）：204-213.