叉車(chē)車(chē)架焊接變形分析及優(yōu)化研究

文/ 朱坤

“焊接變形”是指焊接過(guò)程中，被焊工件受到不均勻溫度場(chǎng)的作用，而產(chǎn)生的形狀、尺寸變化。結(jié)構(gòu)件焊接變形，對(duì)焊接結(jié)構(gòu)會(huì)產(chǎn)生諸多不良影響：使裝配發(fā)生困難，降低裝配質(zhì)量；焊接變形產(chǎn)生的附加應(yīng)力會(huì)使焊接結(jié)構(gòu)的承載能力下降；矯正焊接變形不僅增加成本，還會(huì)使焊接接頭發(fā)生冷作、硬化，使塑性下降；焊后還要增加矯正工序，提高了制造成本。

通過(guò)有限元分析軟件Hypemesh、Simufact對(duì)車(chē)架進(jìn)行焊接變形分析，優(yōu)化其焊接順序及焊接工藝參數(shù)，將變形量控制在2mm以?xún)?nèi)，可減少車(chē)架焊后校正工序，提高零部件制造精度，減少成本。

一、車(chē)架結(jié)構(gòu)分析

某叉車(chē)車(chē)架結(jié)構(gòu)由支腿、車(chē)架底盤(pán)組成，圖1為該車(chē)架支腿三維模型。支腿由槽鋼和C型圍板構(gòu)成，兩者焊接完成后再上車(chē)架模與底盤(pán)組焊。C型圍板材料為Q235B鋼，槽鋼為進(jìn)口合金鋼18MnNb6。

圖1 某叉車(chē)車(chē)架支腿

二、有限元軟件（Hypemesh、Simufact）焊接仿真模型建立

1.網(wǎng)格劃分

模型采用六面體網(wǎng)格劃分以提升計(jì)算精度，考慮到網(wǎng)格數(shù)量的控制和模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)斷續(xù)焊的熱影響區(qū)進(jìn)行適當(dāng)?shù)木W(wǎng)格細(xì)化，細(xì)化的網(wǎng)格尺寸為5×5×5 mm，整體網(wǎng)格數(shù)約為7萬(wàn)多，如圖2所示。

圖2 支腿網(wǎng)格劃分示意圖

2.有限元模型建立

采用Simufact welding軟件建立支腿焊接過(guò)程的有限元模型，將焊條材質(zhì)設(shè)為Q235鋼。焊接順序根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)設(shè)定如圖3，焊縫理論長(zhǎng)度為120mm，間隔為240mm，共焊接8道焊縫，點(diǎn)焊采用模型中局部粘結(jié)點(diǎn)代替。

圖3 焊接順序

根據(jù)理論值并結(jié)合實(shí)際熔池形貌，設(shè)置焊接參數(shù)與熱源模型見(jiàn)表1。

表1 焊接參數(shù)與熱源模型參數(shù)

焊接方式為電弧焊，焊接過(guò)程為自由狀態(tài)，無(wú)夾持無(wú)工裝，因此為方便模擬計(jì)算，將模型設(shè)置為橫躺于平臺(tái)狀態(tài)，并加設(shè)重力。環(huán)境溫度設(shè)為20℃，整個(gè)模擬時(shí)間設(shè)置為1000s，其中焊槍作用時(shí)間約385s，焊后冷卻時(shí)間約615s，并在每條焊縫焊接前設(shè)置1s的焊前停留時(shí)間。整個(gè)模型設(shè)置效果，如圖4所示。

圖4 槽鋼支腿有限元模型

三、仿真結(jié)果分析

從溫度場(chǎng)、應(yīng)力情況、變形量三個(gè)方面進(jìn)行分析，研究焊接過(guò)程中焊件溫度的變化、殘余應(yīng)力分布情況以及焊后變形的趨勢(shì)。

1.溫度場(chǎng)分析

模擬過(guò)程分為焊接和冷卻兩個(gè)階段，根據(jù)設(shè)定時(shí)間，t=2s時(shí)，開(kāi)始進(jìn)行第一條焊縫的焊接，t=286s時(shí)焊接結(jié)束，之后進(jìn)入冷卻階段。由于每條焊縫設(shè)置條件相同，溫度場(chǎng)變化相似，現(xiàn)選取第一條焊縫處進(jìn)行分析。

圖5所示為該處焊縫不同時(shí)刻的溫度分布，可以看到在焊接初始階段，焊接熱源附近區(qū)域金屬迅速升溫，并超過(guò)金屬熔點(diǎn)（1500℃)，隨著熱源移動(dòng)，焊縫中心處的溫度趨于穩(wěn)定，31s后，此處焊縫焊接結(jié)束。通過(guò)觀(guān)察發(fā)現(xiàn)，焊接進(jìn)行過(guò)程中，熱源附近高溫區(qū)域前后呈不對(duì)稱(chēng)分布，熔池前沿?zé)崃扛?，溫度梯度大，尾部熱量減弱，溫度梯度小，究其原因，是熔池前沿金屬主要以熱傳導(dǎo)的方式傳熱，移動(dòng)熱源對(duì)前方金屬始終起到預(yù)熱作用，熱量不能及時(shí)擴(kuò)散，而熱源在移動(dòng)的過(guò)程中對(duì)焊后區(qū)域起到保溫作用。圖6為焊縫上某一點(diǎn)的溫度變化曲線(xiàn)圖，可以看出，焊接開(kāi)始時(shí)，該點(diǎn)溫度迅速上升，最高溫度達(dá)到1600℃以上，當(dāng)熱源遠(yuǎn)離時(shí)，又逐漸冷卻。由于熱源的傳熱保溫作用，節(jié)點(diǎn)的冷卻速度小于加熱速度。

圖5 焊縫溫度場(chǎng)云圖

圖6 焊縫中心溫度變化曲線(xiàn)圖

再選取槽鋼內(nèi)側(cè)一追蹤點(diǎn)進(jìn)行追蹤，其位置及溫度變化曲線(xiàn)如圖7所示?？梢钥闯觯瑴囟葘?duì)應(yīng)的上升速度較快，最高溫度達(dá)到150℃，下降速度小于上升速度，300s后溫度趨于80℃。

圖7 追蹤點(diǎn)位置及溫度變化曲線(xiàn)

焊后冷卻溫度云圖如圖8示，可以看出，在焊接完畢冷卻615s后，焊縫周?chē)鷧^(qū)域溫度大約都在50℃以下。

圖8 冷卻完成后溫度分布云圖

2.殘余應(yīng)力分析

在焊接過(guò)程中，由于溫度變化，一般都會(huì)導(dǎo)致工件產(chǎn)生不同程度的殘余應(yīng)力，而當(dāng)殘余應(yīng)力較大甚至超過(guò)材料屈服強(qiáng)度時(shí)，零件將產(chǎn)生不可逆轉(zhuǎn)的塑性變形，從而降低焊件的承載強(qiáng)度，影響工件的使用性能和壽命。

圖9為焊后工件冷卻一定時(shí)間后的焊接殘余應(yīng)力分布云圖。由圖9可知，焊接殘余應(yīng)力主要分布在焊縫附近區(qū)域，并由焊縫向兩側(cè)逐漸減??；焊后最大殘余應(yīng)力達(dá)到466 MPa，焊縫處大部分區(qū)域殘余應(yīng)力在400 MPa以下。在焊接時(shí)，焊縫附近金屬受熱膨脹受到未焊接金屬的約束作用；而在冷卻時(shí)，隨著溫度的降低，工件產(chǎn)生收縮變形。槽鋼整體不均勻加熱和冷卻導(dǎo)致了內(nèi)部殘余應(yīng)力的增大，殘余應(yīng)力最終導(dǎo)致槽鋼在焊后產(chǎn)生焊接變形。

圖9 冷卻完成后溫度分布云圖

3.焊接變形分析

首先對(duì)比模型焊接前后的形態(tài)，如圖10中（a）所示，為方便觀(guān)察變形趨勢(shì)，對(duì)其變形程度進(jìn)行20倍放大處理，可以看到槽鋼的端部出現(xiàn)了翹起變形。

圖10 焊接前后效果及焊后變形量分布圖

整個(gè)過(guò)程分為焊接和冷卻兩個(gè)階段，焊接過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生較大焊接變形，并隨著焊接的進(jìn)行，變形不斷增加或抵消，在冷卻后槽鋼會(huì)產(chǎn)生最終的焊后變形。圖10（b）-（d）所示，分別為焊后支腿整體總變形量云圖及槽鋼沿X 方向和Y 方向分變形量云圖?？梢钥闯?，槽鋼最大變形量達(dá)到1.66mm，冷卻后趨于1.55mm，而槽鋼的彎曲變形主要發(fā)生在Y負(fù)方向。

在槽鋼內(nèi)側(cè)選取4個(gè)點(diǎn)進(jìn)行過(guò)程追蹤，觀(guān)察每個(gè)點(diǎn)的變形過(guò)程，取點(diǎn)位置及結(jié)果如圖11所示?？梢钥闯?，隨著焊接的不斷進(jìn)行，各個(gè)點(diǎn)的變形量也在不斷變化，各個(gè)點(diǎn)在相鄰的焊縫焊接時(shí)都會(huì)有較大的變形量，焊接結(jié)束后會(huì)有一定程度的變形回復(fù)，整體焊接結(jié)束冷卻過(guò)程中，焊接變形在逐漸縮小，這說(shuō)明在焊后冷卻過(guò)程中，槽鋼存在一個(gè)自動(dòng)的變形回復(fù)過(guò)程。

圖11 追蹤點(diǎn)總變形量及分變形量（Y方向）隨時(shí)間變化曲線(xiàn)圖

針對(duì)變形較大的區(qū)域，為更準(zhǔn)確地分析焊縫焊接與其形變之間的關(guān)系，將總變形量曲線(xiàn)圖的時(shí)間集中在350s內(nèi)，并觀(guān)察跟蹤點(diǎn)1，如圖12示?？梢钥吹剑s在t=90s時(shí)，槽鋼端部位置開(kāi)始發(fā)生形變，此時(shí)正值第四條焊縫準(zhǔn)備焊接，這說(shuō)明當(dāng)焊接靠近槽鋼端部時(shí)影響開(kāi)始產(chǎn)生，在t=100s至t=285s焊接全部結(jié)束這段時(shí)間里，槽鋼端部發(fā)生了持續(xù)的形變，在最后一條靠近端部的焊接結(jié)束前，還出現(xiàn)了輕微的變形回復(fù)過(guò)程，而在焊后冷卻的這段時(shí)間內(nèi)，槽鋼端部的形變并未停止，隨著冷卻的進(jìn)行，變形速度逐漸減慢，直至最大變形值之后又緩慢下降，產(chǎn)生微弱的回彈并最終穩(wěn)定。

圖12 追蹤點(diǎn)變形量局部曲線(xiàn)

端部再另取三點(diǎn)追蹤觀(guān)測(cè)，追蹤點(diǎn)選擇如圖13所示，還可以看到槽鋼端部?jī)蓚?cè)的變形是不同步的。

圖13 追蹤點(diǎn)位置及對(duì)應(yīng)總變形量曲線(xiàn)圖

四、探究解決方案

根據(jù)以上模擬結(jié)果，為解決端部變形量較大的問(wèn)題，現(xiàn)探究?jī)煞N方案，一是改變焊接順序，二是調(diào)整模型與焊接條件?；谶@兩種方案，重新設(shè)計(jì)模型并進(jìn)行模擬分析。

1.改變焊接順序

改變焊接順序時(shí)，其余條件不變，新設(shè)順序如圖14 所示。改變焊接順序后的支腿整體總變形量云圖結(jié)果如圖15 示，其中追蹤點(diǎn)位置同上?？梢钥闯?，焊后變形量最大達(dá)到1.56mm（之前模擬結(jié)果為1.66mm），冷卻后變形量趨于1.42mm（之前結(jié)果為1.55mm），變形量略小于之前的模擬結(jié)果。根據(jù)分析，槽鋼端部變形的主要原因，可能是靠近端部的焊縫開(kāi)始焊接時(shí)，該位置因沒(méi)有了圍板的加強(qiáng)作用而導(dǎo)致的，因此焊接順序的調(diào)整對(duì)端部變形的優(yōu)化效果就并不明顯。

圖14 新設(shè)焊接順序

圖15 總變形云圖及變形量曲線(xiàn)

2.模型與焊接條件的改變

焊接過(guò)程中大量熱的產(chǎn)生，對(duì)焊后變形的影響是顯而易見(jiàn)的，因此可以從減小熱源模型對(duì)焊件的影響范圍著手。首先對(duì)模型進(jìn)行微調(diào)，將圍板的坡口尺寸由原來(lái)的6mm倒角改為3mm，如圖16所示，焊接電流與電壓調(diào)低，熱原模型也進(jìn)行相應(yīng)的調(diào)整，新的焊接參數(shù)與熱原模型見(jiàn)表2。

圖16 模型改動(dòng)示意圖

表2 焊接參數(shù)與熱源模型參數(shù)

模擬運(yùn)算完成后，再次觀(guān)察焊件的變形情況，如圖17所示，可以看到，槽鋼的整體變形趨勢(shì)不再明顯，槽鋼端部的翹起變形也幾乎消失，從焊后變形云圖可以看出整個(gè)槽鋼的相對(duì)變形量已經(jīng)很小，最大處為0.63mm，小于鋼板直線(xiàn)度要求的2mm（表3所示），且沒(méi)有出現(xiàn)局部過(guò)度變形的現(xiàn)象。對(duì)比模型改進(jìn)前后在穩(wěn)定焊接過(guò)程中焊縫處的熱源情況，如圖18所示，可以看出改進(jìn)后的模型其熔池熔深等都明顯小于前者。

表3 鋼板平面度公差值

圖17 焊接前后效果及焊后變形量分布圖

圖18 模型改進(jìn)前后焊縫熱源對(duì)比

五、總結(jié)

根據(jù)以上分析，可以得出以下結(jié)論：

1.焊接順序的改變，對(duì)車(chē)架支腿焊后變形的影響是存在的，只是影響作用不明顯。

2.優(yōu)化坡口尺寸，減少焊接材料填充，在保證焊接熔深1～3mm的前提下，能有效降低焊后變形程度，滿(mǎn)足焊接件技術(shù)要求的變形量在2mm以?xún)?nèi)，基本可以達(dá)到焊后不矯正，直接進(jìn)入車(chē)架組裝工序的目的。優(yōu)化前及優(yōu)化后，二者的焊縫成形系數(shù)（焊縫寬度/焊縫厚度）均大于1.4，成形優(yōu)良。