裝載機(jī)動臂焊后變形機(jī)械矯正研究

成 勇，金 隼，徐武彬，劉 強(qiáng)

（1.廣西科技大學(xué)機(jī)械與交通工程學(xué)院，廣西 柳州 545006；2.上海交通大學(xué)機(jī)械與動力工程學(xué)院，上海 200240）

1 引言

動臂是由兩塊動臂板和橫梁焊接組成的，是裝載機(jī)的主要承載部件，動臂的質(zhì)量關(guān)系著裝載機(jī)整體的性能。因此有必要對動臂的開檔尺寸進(jìn)行矯正[1]，來提高動臂的制造質(zhì)量。應(yīng)用Solid-Works軟件對裝載機(jī)動臂建立三維模型，再應(yīng)用workbench軟件創(chuàng)建裝載機(jī)動臂焊接熱力學(xué)模型，并對動臂焊后變形模型進(jìn)行靜力學(xué)仿真分析，最終得到變形抵消后的應(yīng)力云圖，所做研究對合理使用現(xiàn)有機(jī)型或進(jìn)行創(chuàng)新，具有借鑒作用。

裝載機(jī)動臂在焊接時，動臂板和橫梁橢圓筒周圍易受熱不均從而使動臂板兩頭產(chǎn)生收縮變形，如圖1所示。動臂板鏟斗孔端1、2與車架孔端3、4偏差量均不一致，因此在矯正時對應(yīng)油缸的推出量也各不相同，需分別對油缸推出量進(jìn)行設(shè)置。

圖1 動臂機(jī)械矯正模型Fig.1 Boom Mechanical Correction Model

動臂焊后變形矯正是在液壓矯正工裝上進(jìn)行的，其工裝，如圖2所示。

圖2 動臂矯正機(jī)Fig.2 Boom Correction Machine

由液壓機(jī)推動油缸至設(shè)定值，使得焊接件產(chǎn)生與焊接變形相反的彈塑性反變形，從而可以用來抵消焊接變形。

2 動臂的焊接有限元分析

2.1 動臂實(shí)體模型

用solidworks對動臂進(jìn)行三維建模，動臂板厚度為50mm，橫梁厚20mm。如圖3（a）所示。把動臂三維模型導(dǎo)入到sysweld中進(jìn)行焊接有限元分析；定義材料屬性，動臂所用材料為Q345鋼，其材料屬性，如表1所示。

表1 Q345的材料參數(shù)Tab.1 Material Parameters of Q345

2.2 動臂有限元模型

對動臂進(jìn)行網(wǎng)格劃分，由于焊縫處應(yīng)力比較集中，是本論文的重要研究點(diǎn)，因此需要對焊縫處網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，網(wǎng)格類型為六面體結(jié)構(gòu)，劃分網(wǎng)格總數(shù)為167250，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為37790，如圖3（b）所示。

2.3 熱源設(shè)置

為了與動臂實(shí)際焊接情況相吻合，這里使用MIG 雙絲焊雙橢圓熱源。采用類似于T型焊的角焊縫，角焊縫大小為（20×20）mm。采用保護(hù)焊，焊道為三層三道，分別為打底、填充、蓋面[2-3]。動臂雙絲焊焊接工藝各參數(shù)，如表2所示。

表2 動臂雙絲焊焊接工藝各參數(shù)表Tab.2 Parameters of the Welding Process

2.4 邊界條件

焊接過程中，對一側(cè)動臂板與橫梁進(jìn)行三層三道焊接完成后，依靠焊接機(jī)器人將動臂進(jìn)行翻轉(zhuǎn)后對另一側(cè)進(jìn)行三層三道焊接。因此不能對動臂兩側(cè)同時進(jìn)行位移約束，只對一側(cè)動臂板進(jìn)行位移約束，對一側(cè)動臂版X，Y，Z三個方向進(jìn)行剛性位移約束，如圖3所示。其中有一部分為焊接約束點(diǎn)。

圖3 動臂焊接約束Fig.3 Boom Welding Constraints

2.5 后處理與結(jié)果分析

運(yùn)用Sysweld對動臂進(jìn)行焊接模擬，動臂冷卻后的等效應(yīng)力如圖4（a）所示。焊縫處的應(yīng)力平均值為260MPa左右。其焊接后的變形，如圖4（b）所示。

圖4 動臂焊接應(yīng)力云圖和變形云圖Fig.4 Cloud Image of Welding Stress and Deformation of Boom

動臂仿真焊接后出現(xiàn)的動臂開檔收縮變形，需對其進(jìn)行機(jī)械矯正，其焊后變形量經(jīng)測量，如表3所示。

表3 焊后動臂板變形數(shù)據(jù)Tab.3 Deformation Data of the Boom Plate After Welding

3 動臂的矯正有限元分析

在solidworks中建立焊接后的三維模型導(dǎo)入workbench中進(jìn)行矯正分析，并定義材料參數(shù)和對其進(jìn)行網(wǎng)格劃分[4-5]。

3.1 邊界條件

根據(jù)實(shí)際工況動臂板的約束條件，將動臂板兩側(cè)中間位置進(jìn)行剛性約束，如圖5所示。因此約束處節(jié)點(diǎn)自由度為零，與實(shí)際相符合，提高了仿真計算的精確度。

圖5 動臂矯正約束Fig.5 Boom Correction Constraint

3.2 接觸處理

動臂板內(nèi)表面與油缸外表面采用面面接觸類型，在動臂矯正過程中，依靠油缸推動動臂板產(chǎn)生運(yùn)動，并不要考慮摩擦，因此設(shè)置為無摩擦接觸類型，其加載力位于動臂板焊接處1000mm處[6]，如圖6所示。

圖6 油缸推出示意圖Fig.6 Schematic Diagram of the Oil Cylinder

3.3 油缸推出量設(shè)置

油缸推出量是參照生產(chǎn)現(xiàn)場的資料來確定的。油缸的額定壓力P=14MP，直徑D=140mm，活塞所輸出的軸向力T可由式（1）計算得出。其設(shè)定（0～1）s為推出油缸過程，（1～2）s為油缸收回過程。需要在重復(fù)矯正中不斷降低變形量。

3.4 后處理與結(jié)果分析

通過推出油缸使得動臂產(chǎn)生彈塑性變形，動臂變形量最大值時，如圖7所示。隨著油缸推出量的增加，動臂板的變形由鏟斗孔端、車架孔端向橫梁處的位移逐漸增大并沿深。當(dāng)油缸推至最大推出距離時動臂板局部發(fā)生彈塑性變形，而焊縫處并未發(fā)生彈塑性變形。

圖7 動臂變形量云圖Fig.7 Cloud Diagram of Boom Deformation

在油缸推動動臂板矯正焊接變形的過程中，動臂的等效應(yīng)力在T=1s時有最大值，其云圖，如圖8所示。由圖8可知，在矯正過程中隨著時間的推移，油缸推出量逐漸增大，動臂應(yīng)力從焊縫處逐漸增大，并且向動臂板兩側(cè)逐漸沿深，在1s時動臂板變形量達(dá)到最大值，應(yīng)力也達(dá)到了峰值324MPa，小于其材料屈服強(qiáng)度（345MPa）。

圖8 T=1s時等效應(yīng)力云圖Fig.8 Equivalent Stress Cloud Diagram at T=1s

隨后油缸收回過程中，動臂板應(yīng)力逐漸減少，最終矯正完成后，應(yīng)力集中在焊縫處，以殘余應(yīng)力形式存在與焊縫周圍，大小為165MPa左右。其應(yīng)力上條線，如圖9所示?？梢?，動臂在矯正過程中焊縫處應(yīng)力并未超過材料的屈服強(qiáng)度。

圖9 等效應(yīng)力隨時間變化圖Fig.9 Variation of Equivalent Stress with Time

4 殘余應(yīng)力測試實(shí)驗(yàn)

4.1 盲孔法原理

采用盲孔應(yīng)力釋放法對動臂板和橫梁連接處的焊縫進(jìn)行殘余應(yīng)力測試。殘余應(yīng)力和應(yīng)變，如圖10所示。在被測材料表面粘貼應(yīng)變片，在應(yīng)變片中心鉆孔，鉆孔直徑1.5mm，深2mm。通過鉆孔區(qū)的應(yīng)變增量變化，引起孔邊應(yīng)力釋放，應(yīng)變片隨著被測定材料的應(yīng)變一起收縮，其電阻會隨之變化，應(yīng)變片通過測試電阻的變化而對應(yīng)變進(jìn)行測定，并在檢測儀顯示出相應(yīng)數(shù)值，從而計算出殘余應(yīng)力，如式（2）～式（4）所示。

圖10 殘余應(yīng)力和應(yīng)變示意圖Fig.10 Schematic Diagram of Residual Stress and Strain

式中：σ1、σ2—?dú)堄鄳?yīng)力場中的主應(yīng)力；ε1、ε2和ε3—0°、45°和90°方向上應(yīng)變片測量得到的釋放應(yīng)變值；φ—最大主應(yīng)力σ1與x軸的夾角，取順時針方向?yàn)檎籄、B—應(yīng)變釋放系數(shù)，與所鉆孔的幾何形式及材料的力學(xué)性能有關(guān)[7-9]。

4.2 測試與結(jié)果分析

由于盲孔法會對動臂的焊縫造成一定的破壞，所以只對一個動臂選取了3個特殊測量點(diǎn)，如圖11（a）所示。實(shí)驗(yàn)所測的數(shù)據(jù)，如圖11（c）與表4所示。

圖11 應(yīng)變片測點(diǎn)和應(yīng)力場測量圖，焊縫測試點(diǎn)的殘余應(yīng)力分布Fig.11 Measuring Point of Strain Gauge and Stress Field Measurement Diagram，Residual Stress Distribution at the Weld Test Points

從表4 中可看出，測點(diǎn)A、B、C的橫向殘余應(yīng)力在（240.1～318.9）MPa之間，縱向殘余應(yīng)力值范圍在（180.5～312）MPa之間。由此可以得出，焊接時的拉壓力在矯正時可以得到一定的抵消。

表4 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)記錄Tab.4 Experimental Data Records

5 結(jié)論

這里主要應(yīng)用有限元軟件對影響動臂變形較大的焊接工序與矯正工序進(jìn)行有限元仿真分析，分別建立了動臂焊接模型與動臂矯正模型，為動臂的分析提供了參考。

對焊接和矯正過程中動臂變形量與應(yīng)力進(jìn)行分析，焊接時未受固定的動臂端變形量較大，矯正過程并未對焊縫結(jié)構(gòu)處的位移產(chǎn)生影響。動臂焊后焊接殘余應(yīng)力和動臂矯正成功后的矯正應(yīng)力也并未超過材料的屈服強(qiáng)度，證明了針對動臂焊后變形機(jī)械矯正的可行性。

通過盲孔法對動臂矯正后殘余應(yīng)力數(shù)值進(jìn)行測量，與有限元模擬相結(jié)合，可以得到動臂在矯正時應(yīng)力會有所消除，可為焊接應(yīng)力的消除和后續(xù)的動臂焊縫質(zhì)量研究提供一定的參考。