張志毅，韓永彬，王心紅，李丹丹

(1.南車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司，山東 青島 266111；2.大連交通大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 大連 116028)

轉(zhuǎn)向架構(gòu)架補(bǔ)焊殘余應(yīng)力數(shù)值模擬

張志毅1，韓永彬1，王心紅1，李丹丹2

(1.南車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司，山東 青島 266111；2.大連交通大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧 大連 116028)

轉(zhuǎn)向架作為車輛走行部的主要構(gòu)件，常采用局部補(bǔ)焊的手段進(jìn)行修復(fù)，這勢(shì)必影響接頭殘余應(yīng)力。利用ABAQUS有限元分析軟件，分別對(duì)焊態(tài)、不同補(bǔ)焊參數(shù)和補(bǔ)焊次數(shù)后的殘余應(yīng)力進(jìn)行了數(shù)值模擬。模擬計(jì)算結(jié)果表明：補(bǔ)焊后焊縫的縱向應(yīng)力大大增加，橫向應(yīng)力減小；但隨著補(bǔ)焊次數(shù)的增加，縱向應(yīng)力變化不大，橫向應(yīng)力有所增加；隨深度增加，縱向應(yīng)力漲幅不大，橫向應(yīng)力有所增加；隨補(bǔ)焊寬度增加，焊縫區(qū)的橫向應(yīng)力有所增加，縱向應(yīng)力略有增加但幅度不大。開展對(duì)轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架對(duì)接焊縫補(bǔ)焊殘余應(yīng)力分析，對(duì)于指導(dǎo)焊接轉(zhuǎn)向架生產(chǎn)、降低焊接接頭殘余應(yīng)力具有重要的意義。

SMA490BW；對(duì)接接頭；多次補(bǔ)焊；殘余應(yīng)力；數(shù)值模擬

0 前言

轉(zhuǎn)向架作為車輛走行部的主要構(gòu)件，在工作過程中承受著交變載荷的作用。為了保證高速構(gòu)架有足夠的強(qiáng)度、剛度和抗疲勞能力，減輕自重，實(shí)現(xiàn)低動(dòng)力作用，目前高速客車轉(zhuǎn)向架的構(gòu)架均采用焊接形式，焊縫密集，易有夾雜、氣孔等缺陷，且在使用過程中容易有裂紋產(chǎn)生，如果只是簡(jiǎn)單的整體報(bào)廢將會(huì)造成很大的浪費(fèi)，因此常采用局部補(bǔ)焊的手段進(jìn)行焊接修復(fù)[1]，這樣可以有效提高經(jīng)濟(jì)效益。但在同一部位進(jìn)行補(bǔ)焊，材料將多次受熱，在補(bǔ)焊處會(huì)形成復(fù)雜的焊接殘余應(yīng)力分布狀態(tài)。而殘余應(yīng)力是影響焊接接頭強(qiáng)度的重要因素之一[2-3]，因此，分析補(bǔ)焊后的殘余應(yīng)力對(duì)于制定正確的補(bǔ)焊工藝、提高補(bǔ)焊接頭的可靠性具有重要的意義。

目前，Dong等人[4]對(duì)管道焊接接頭的修復(fù)長(zhǎng)度對(duì)焊接殘余應(yīng)力分布的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬。湯潔等人對(duì)16MnR鋼焊接接頭補(bǔ)焊的殘余應(yīng)力進(jìn)行數(shù)值模擬，但對(duì)于轉(zhuǎn)向架的常用鋼SMA490BW至今尚沒有相關(guān)研究。在此應(yīng)用ABAQUS有限元分析軟件對(duì)SMA490BW鋼進(jìn)行補(bǔ)焊后的殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬，得到不同補(bǔ)焊后殘余應(yīng)力的分布情況，為優(yōu)化補(bǔ)焊工藝提供一定的理論基礎(chǔ)。

1 有限元計(jì)算模型

1.1 計(jì)算模型和網(wǎng)格劃分

由于平板對(duì)接接頭關(guān)于焊縫中心對(duì)稱，因此取其一半進(jìn)行有限元分析。幾何模型補(bǔ)焊區(qū)結(jié)構(gòu)和尺寸如圖1所示，焊接試板尺寸130mm×75mm×12 mm，坡口形式為60°的V型坡口。補(bǔ)焊區(qū)長(zhǎng)度30 mm，補(bǔ)焊深度、補(bǔ)焊寬度和補(bǔ)焊次數(shù)如表1所示。有限元計(jì)算模型如圖2所示，其中圖2a模型用于計(jì)算補(bǔ)焊寬度變化時(shí)接頭的補(bǔ)焊殘余應(yīng)力；圖2b模型分別用于計(jì)算補(bǔ)焊深度和補(bǔ)焊次數(shù)變化時(shí)接頭的補(bǔ)焊殘余應(yīng)力。有限元網(wǎng)格劃分如圖3所示，在焊縫和補(bǔ)焊區(qū)劃分較密，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)網(wǎng)格較稀。補(bǔ)焊深度和補(bǔ)焊次數(shù)的計(jì)算模型共35 112個(gè)節(jié)點(diǎn)，30654個(gè)單元；補(bǔ)焊寬度計(jì)算模型共43 230個(gè)節(jié)點(diǎn)，38 220個(gè)單元，溫度場(chǎng)采用DC3D8單元，應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算采用C3D8R單元，溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算采用相同的節(jié)點(diǎn)和單元。

圖1 補(bǔ)焊區(qū)域結(jié)構(gòu)與尺寸

表1 補(bǔ)焊試驗(yàn)因素及水平

1.2 有限元分析

采用ABAQUS軟件進(jìn)行有限元分析。先進(jìn)行平板對(duì)接的焊接殘余應(yīng)力分析，再在此基礎(chǔ)上分析補(bǔ)焊殘余應(yīng)力。有限元計(jì)算過程中，首先進(jìn)行溫度場(chǎng)分析，然后將各節(jié)點(diǎn)溫度作為體載施加在結(jié)構(gòu)應(yīng)力中。在力分析過程中讀取各節(jié)點(diǎn)的溫度，進(jìn)行插值計(jì)算，得到殘余應(yīng)力分布。

圖2 有限元計(jì)算模型

圖3 網(wǎng)格劃分

1.3 材料物理和力學(xué)性能參數(shù)

假設(shè)焊材與母材材質(zhì)相同，其物理性能和力學(xué)性能參數(shù)如圖4所示。圖4中，μ為泊松比；CP為比熱容(單位：102J／(kg·℃)]；k為熱導(dǎo)率[單位：W／(m·℃)]；α為線膨脹系數(shù)(10-5／℃)；Re為屈服強(qiáng)度(100 MPa)； E為彈性模量(100 GPa)；ρ為密度(單位：103kg／m3)；相變潛熱277 kJ／kg；固相線溫度1 480℃；液相線溫度1 520℃。

圖4 材料性能參數(shù)

1.4 焊接工藝和焊接熱源

采用MAG焊。正常焊接采用人工底焊，填充及蓋面采用自動(dòng)焊接，補(bǔ)焊采用人工焊接。人工底焊和補(bǔ)焊使用松下KR-500型焊機(jī)，自動(dòng)焊接選用IGM焊接機(jī)械手。正常焊接和補(bǔ)焊的工藝參數(shù)如表2所示。焊接熱源采用內(nèi)生熱源模擬電弧加熱過程，熱流密度為

式中 η為電弧熱效率；I為焊接電流；U為電弧電壓；S為焊縫截面積；v為焊接速度。

表2 焊接和補(bǔ)焊工藝參數(shù)

1.5 邊界條件處理

焊接溫度場(chǎng)中，焊件與外界同時(shí)存在著對(duì)流和輻射換熱，在所有外邊面均施加換熱邊界條件，環(huán)境溫度20℃，焊接結(jié)束后冷卻到常溫。

應(yīng)力分析中，焊縫中心為軸對(duì)稱邊界條件。對(duì)焊件下表面約束y方向，限制母材長(zhǎng)度方向上邊緣最外層的兩層節(jié)點(diǎn)的全位移。

2 計(jì)算結(jié)果和討論

2.1 補(bǔ)焊深度對(duì)殘余應(yīng)力的影響

焊態(tài)及補(bǔ)焊深度分別為4 mm、6 mm、8 mm的縱向殘余應(yīng)力σx的變化如圖5所示。由圖5a可知，在焊縫及近縫區(qū)呈現(xiàn)出數(shù)值較高的殘余拉應(yīng)力狀態(tài)，而遠(yuǎn)離焊縫及近縫區(qū)的區(qū)域，殘余應(yīng)力降低且在母材處應(yīng)力狀態(tài)由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。焊態(tài)下焊縫中心的縱向殘余應(yīng)力σx＝280 MPa，熱影響區(qū)處的σx＝140 MPa。與焊態(tài)下相比，補(bǔ)焊后焊縫及近縫區(qū)的縱向殘余應(yīng)力明顯增大，如挖補(bǔ)深度4 mm補(bǔ)焊后，焊縫中心最大縱向殘余應(yīng)力為395 MPa。比較不同挖補(bǔ)深度對(duì)殘余應(yīng)力的影響，隨著挖補(bǔ)深度的增加，焊縫中心部位的縱向殘余應(yīng)力有所增大，但增加幅度較小，而遠(yuǎn)離焊縫中心的其他部位殘余應(yīng)力沒有明顯的變化。

圖5 不同補(bǔ)焊深度時(shí)的殘余應(yīng)力分布

由圖5b可知，在焊縫及其近縫區(qū)，橫向殘余拉應(yīng)力較大，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域的殘余橫向拉應(yīng)力降低，在母材處從拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。與縱向殘余應(yīng)力及其分布特征相比，橫向殘余應(yīng)力的分布較為相似，但應(yīng)力數(shù)值較小。焊態(tài)下，焊縫中心處的橫向殘余拉應(yīng)力σy僅為73 MPa，經(jīng)過挖補(bǔ)深度4 mm的補(bǔ)焊后，焊縫中心部位的殘余拉應(yīng)力為100 MPa，挖補(bǔ)深度6mm時(shí)為110MPa，挖補(bǔ)深度8mm時(shí)為120 MPa?？梢婋S著補(bǔ)焊深度的增加，焊縫及近縫區(qū)的橫向殘余拉應(yīng)力具有較大程度的提高。

綜上所述，在焊態(tài)下焊縫及其近縫區(qū)均呈拉應(yīng)力狀態(tài)，在焊縫中心部位殘余拉應(yīng)力最大，而遠(yuǎn)離焊縫及其近縫區(qū)的區(qū)域，殘余拉應(yīng)力逐漸減小，并最終由殘余拉應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力狀態(tài)。與焊態(tài)下相比，不同挖補(bǔ)深度時(shí)的補(bǔ)焊殘余應(yīng)力具有基本相同的分布規(guī)律，且在焊縫及其近縫區(qū)的殘余拉應(yīng)力大幅度增大。隨著挖補(bǔ)深度的增加，焊縫及其近縫區(qū)的縱向殘余應(yīng)力有所增大，但不十分明顯，而橫向殘余應(yīng)力的增大較為明顯。

補(bǔ)焊使焊縫的殘余拉應(yīng)力大幅度增加，這是因?yàn)橥谘a(bǔ)熔池金屬在凝固過程中的自由收縮受到周圍固態(tài)金屬的限制，且與焊態(tài)下相比拘束程度更大，因此產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力。隨著補(bǔ)焊深度的增加，熔池體積增加，從而使殘余應(yīng)力增加。

2.2 補(bǔ)焊寬度對(duì)殘余應(yīng)力的影響

挖補(bǔ)寬度分別為8 mm、14 mm、20 mm時(shí)的殘余應(yīng)力分布云圖如圖6所示。顯然，在焊縫及其近縫區(qū)為殘余拉應(yīng)力狀態(tài)，遠(yuǎn)離焊縫及其近縫區(qū)的殘余拉應(yīng)力逐漸減小，最終均轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài)。

圖6a給出了正常焊接和補(bǔ)焊后縱向殘余應(yīng)力σx的分布規(guī)律。由圖6a可知，在焊縫及近縫區(qū)均為拉應(yīng)力狀態(tài)，在焊縫中心線處殘余應(yīng)力較大。隨著離焊縫中心線的增加，殘余拉應(yīng)力值迅速降低；在遠(yuǎn)離焊縫的母材區(qū)，殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。焊態(tài)下，焊縫中心處的縱向殘余拉應(yīng)力σx＝280 MPa，在挖補(bǔ)寬度8 mm的條件下進(jìn)行補(bǔ)焊后，焊縫中心處的殘余拉應(yīng)力值增加到約400 MPa；而當(dāng)挖補(bǔ)寬度分別為14 mm和20 mm時(shí)，焊縫最大的縱向應(yīng)力雖有增加但增幅不大。

圖6b給出了正常焊接和補(bǔ)焊后橫向殘余應(yīng)力σy的分布特征。與焊態(tài)下相比，補(bǔ)焊后的焊縫及近縫區(qū)，橫向殘余拉應(yīng)力值明顯增大，且由于挖補(bǔ)寬度增加，高值殘余拉應(yīng)力區(qū)的作用范圍也相應(yīng)增加。焊態(tài)下，焊縫中心處的橫向殘余應(yīng)力σy＝70 MPa，當(dāng)挖補(bǔ)寬度8 mm時(shí)，挖補(bǔ)區(qū)域位于原始焊縫內(nèi)部，補(bǔ)焊后焊縫區(qū)的σy增加，最大應(yīng)力達(dá)100 MPa；挖補(bǔ)寬度14mm時(shí)，恰好為沿著原始熔合線挖補(bǔ)，焊縫及近縫區(qū)的σy呈較大幅度提高，最大值為120MPa；挖補(bǔ)寬度20 mm時(shí)，挖補(bǔ)區(qū)域已超過原始焊縫的寬度，此時(shí)焊縫及近縫區(qū)的σy繼續(xù)大幅度提高，最大值增加到180MPa。可見，隨著挖補(bǔ)寬度的增加，補(bǔ)焊后焊縫區(qū)及近縫區(qū)的橫向殘余拉應(yīng)力有較大幅度的提高。

圖6 不同補(bǔ)焊寬度時(shí)的殘余應(yīng)力分布

綜上所述，與焊態(tài)下相比，不同挖補(bǔ)寬度時(shí)的補(bǔ)焊殘余應(yīng)力具有基本相同的分布規(guī)律，且在焊縫及其近縫區(qū)的殘余拉應(yīng)力值大幅度增加。隨著挖補(bǔ)寬度的增加，補(bǔ)焊后焊縫區(qū)及近縫區(qū)的橫向殘余拉應(yīng)力較大幅度地提高，焊縫最大的縱向應(yīng)力雖有增加但增幅不大。挖補(bǔ)寬度增加時(shí)，焊縫中補(bǔ)焊殘余應(yīng)力增加的原因與挖補(bǔ)深度變化時(shí)相同。

2.3 補(bǔ)焊次數(shù)對(duì)殘余應(yīng)力的影響

補(bǔ)焊一次、兩次、三次后的殘余應(yīng)力云圖如圖7所示。可以看出，在焊縫及近縫處呈現(xiàn)出明顯的殘余拉應(yīng)力狀態(tài)，而遠(yuǎn)離該區(qū)殘余拉應(yīng)力逐漸減小。

圖7 不同挖補(bǔ)次數(shù)補(bǔ)焊后的殘余應(yīng)力分布

圖7a為焊態(tài)和不同挖補(bǔ)次數(shù)補(bǔ)焊后縱向殘余應(yīng)力σx的分布規(guī)律。由圖7a可知，在焊態(tài)及補(bǔ)焊狀態(tài)下，焊縫及近縫區(qū)均呈拉應(yīng)力狀態(tài)。且與焊態(tài)相比，補(bǔ)焊后殘余拉應(yīng)力作用范圍基本不變，但拉應(yīng)力值明顯提高，最高應(yīng)力都集中在焊縫中心部位，即焊態(tài)下焊縫中心部位的縱向殘余應(yīng)力σx＝280 MPa，經(jīng)過一次補(bǔ)焊后增加到395 MPa，但隨著挖補(bǔ)次數(shù)的增加，縱向殘余應(yīng)力值變化不大?？梢?，多次補(bǔ)焊后，最大縱向應(yīng)力位于焊縫中心部位。

圖7b為焊態(tài)和不同挖補(bǔ)次數(shù)后橫向殘余應(yīng)力σy的分布規(guī)律。容易看出，在焊態(tài)及補(bǔ)焊狀態(tài)下，在焊縫及近縫區(qū)的橫向殘余應(yīng)力也均呈拉應(yīng)力狀態(tài)，但與縱向殘余拉應(yīng)力分布特征相比，橫向殘余拉應(yīng)力峰值不在焊縫中心部位，而集中在焊縫熔合線處，并且隨著挖補(bǔ)次數(shù)的增加，橫向殘余拉應(yīng)力有明顯增大。

隨著挖補(bǔ)次數(shù)的增加，焊縫殘余應(yīng)力值變化不大，這是由于焊縫每一次挖補(bǔ)之后都是又重新填充金屬，而試板的拘束條件和熔池體積在多次補(bǔ)焊過程中并未發(fā)生改變[4-5]；因此按照一般焊接理論，焊縫殘余應(yīng)力增加不大。

3 結(jié)論

(1)在正常焊接狀態(tài)下，在焊縫中心部位的殘余拉應(yīng)力最大，而遠(yuǎn)離焊縫及其近縫區(qū)的其他部位，殘余拉應(yīng)力逐漸較小，并最終由拉應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài)。

(2)與焊態(tài)下相比，在不同挖補(bǔ)深度時(shí)，補(bǔ)焊殘余應(yīng)力具有基本相同的分布規(guī)律，在焊縫及其近縫區(qū)的殘余拉應(yīng)力值增大。隨著挖補(bǔ)深度的增加，焊縫及其近縫區(qū)的縱向殘余應(yīng)力雖有所增大但不明顯，而橫向殘余應(yīng)力的增大較為明顯。

(3)當(dāng)挖補(bǔ)寬度不同時(shí)，補(bǔ)焊殘余應(yīng)力分布特征與挖補(bǔ)深度的影響基本相似。焊縫及近縫區(qū)仍呈拉應(yīng)力狀態(tài)，且與焊態(tài)下相比，殘余拉應(yīng)力值均有明顯的增大。且由于挖補(bǔ)寬度增加，高值殘余拉應(yīng)力區(qū)的作用范圍也相應(yīng)增加。隨著挖補(bǔ)寬度的增加，焊縫及近縫區(qū)的縱向拉應(yīng)力雖有增加而增幅不大，但橫向殘余拉應(yīng)力有較大幅度地提高。

(4)當(dāng)挖補(bǔ)次數(shù)變化時(shí)，焊縫及近縫區(qū)也呈拉應(yīng)力狀態(tài)，縱向殘余應(yīng)力值變化不大，橫向殘余拉應(yīng)力較為明顯的增大。與焊態(tài)下相比，補(bǔ)焊后殘余拉應(yīng)力作用范圍基本不變，但拉應(yīng)力數(shù)值明顯提高，最高的縱向拉應(yīng)力作用在焊縫中心部位，而橫向殘余拉應(yīng)力峰值集中在焊縫熔合線處。

[1]陳伯蠡.焊接工程缺陷分析與對(duì)策[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1997.

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[5]侯 濤，朱 平，史春元.焊趾TIG重熔層激冷處理后殘余應(yīng)力場(chǎng)有限元分析[J].機(jī)車車輛工藝，2008(1)：14-16.

Residual stress numerical simulation of repair welding in bogie frame

ZHANG Zhi-yi1，HAN Yong-bin1，WANG Xin-hong1，LI Dan-dan2
(1.CSR Qingdao Sifang Co.，Ltd.，Qingdao 266111，China；2.School of Materials Science and Engineering，Dalian Jiaotong University，Dalian 116028，China)

The bogie is the main component of vehicle running，and it is often repaired by local repair welding，which would cause residual stress in butt weld during welding.The residual stress of repair welding in bogie was simulated separately with ABAQUS，the finite element analysis software.The results showed that the longitudinal stress of the weld increased significantly after repair welding，but the transverse stress decreased；With the increasing number of the repair welding，the longitudinal stress didn＇t change greatly，while the transverse stress increased；With the increasing depth of repair welding，the increase of longitudinal stress wasn＇t too much，but the transverse stress increased.With the increase of repair welding width，the transverse stress increased，and the longitudinal stress increased a little.It is important that studying residual stress of repair welding to guide the bogie production and to reduce the welding residual stress of the joint.

SMA490BW；butt joint；numbers of repair welding；residual stress；numerical simulation

TG457.2+1

A

1001-2303(2012)04-0082-05

2011-11-11

“十一五”國(guó)家科技支撐計(jì)劃基金資助項(xiàng)目(2009BAG 12A02-B02-2)

張志毅(1980—)，男，浙江金華人，工程師，學(xué)士，主要從事轉(zhuǎn)向架焊接工藝研發(fā)工作。