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        攪拌摩擦焊接裝備工作載荷預(yù)估及剛度分析

        2016-07-06 00:35:21王家興倪雁冰
        中國(guó)機(jī)械工程 2016年2期
        關(guān)鍵詞:有限元

        王家興 倪雁冰 董 娜 吳 楠

        天津大學(xué),天津,300072

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        攪拌摩擦焊接裝備工作載荷預(yù)估及剛度分析

        王家興倪雁冰董娜吳楠

        天津大學(xué),天津,300072

        摘要:針對(duì)攪拌摩擦焊接裝備開(kāi)發(fā)的需要,基于流體力學(xué)基本原理提出了一種考慮攪拌區(qū)攪拌頭受力的預(yù)估模型,在此基礎(chǔ)上,利用商用軟件Pro/E和ANSYS建立了車裝焊一體化數(shù)控復(fù)合焊接裝備有限元模型,通過(guò)模擬加工工況下的受力狀況,對(duì)整機(jī)剛度和變形進(jìn)行分析,確定復(fù)合焊接裝備的最大變形部位與應(yīng)力集中點(diǎn),校核了焊接裝備總體及部件剛度,為焊接裝備制造提供了依據(jù)。

        關(guān)鍵詞:攪拌摩擦焊; 載荷預(yù)估; 有限元; 靜剛度

        0引言

        攪拌摩擦焊(frictionstirwelding,FSW)是英國(guó)焊接研究所(TWI)于1991年發(fā)明的一種新的焊接技術(shù)[1],具有焊縫殘余應(yīng)力較小、能耗低、生產(chǎn)效率高且無(wú)污染等優(yōu)點(diǎn),被廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車和船舶制造等領(lǐng)域[2-4]。直接作用于焊接工件的攪拌頭是攪拌摩擦焊受力的核心部件,也是焊接裝備所受載荷的主要來(lái)源。目前針對(duì)攪拌頭受力的研究主要采用數(shù)值模擬法。周利等[5]建立了考慮正壓力攪拌頭的簡(jiǎn)化受力模型,該模型針對(duì)焊接過(guò)程中的不同階段,采用一定溫度下焊接材料的屈服應(yīng)力來(lái)預(yù)估攪拌頭受力,并通過(guò)與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比分析對(duì)模型進(jìn)行了驗(yàn)證。

        Smith[6]將焊接工件材料視為非牛頓體,其黏度是溫度和剪切速率的函數(shù),攪拌頭與材料界面處的速度相近,在此假設(shè)基礎(chǔ)上建立了基于流體力學(xué)受力模型,并采用Navier-Stokes方程建立了施加作用力下由壓力梯度產(chǎn)生的動(dòng)量改變率模型,指出焊接工件材料在攪拌針扎入6s后開(kāi)始流動(dòng)并完全包覆攪拌頭。Iida等[7]用毛細(xì)管法研究了Hg基稀液態(tài)合金的黏度,發(fā)現(xiàn)液態(tài)金屬單質(zhì)與稀液態(tài)合金的黏度之間的差異在高溫下很小,二者可以近似相等。North等[8-9]延續(xù)了Smith的工作,假設(shè)焊接過(guò)程溫度不變的條件下,焊接工件材料共晶點(diǎn)溫度處的黏度恒定,但他們的研究中未作耦合分析。

        Schmitz[10]應(yīng)用有限元法建立了一種高速焊接裝備的刀具-刀夾-主軸系統(tǒng)模型,預(yù)測(cè)了高速機(jī)床的動(dòng)態(tài)響應(yīng),并建立了刀具長(zhǎng)度與機(jī)床臨界穩(wěn)定極限和主軸最大轉(zhuǎn)速下軸向切削深度之間的關(guān)系。蔡力鋼等[11]應(yīng)用有限元法對(duì)重型數(shù)控機(jī)床的重載機(jī)械式主軸進(jìn)行模態(tài)分析,并進(jìn)行主軸錘擊模態(tài)試驗(yàn)驗(yàn)證,發(fā)現(xiàn)采用Timoshenko梁?jiǎn)卧虰eam188梁?jiǎn)卧M(jìn)行模態(tài)分析時(shí)結(jié)果更為準(zhǔn)確。

        本文針對(duì)攪拌摩擦焊接過(guò)程特點(diǎn)預(yù)估攪拌頭受力,并在商用的建模軟件Pro/E和有限元分析軟件ANSYS平臺(tái)上,建立了車裝焊一體化數(shù)控復(fù)合焊接裝備有限元分析模型,分析在不同工況條件下焊接裝備的剛度和變形情況,力爭(zhēng)找出焊接裝備及零部件應(yīng)力集中點(diǎn)和剛度薄弱環(huán)節(jié),指導(dǎo)焊接裝備的設(shè)計(jì)和制造。

        1攪拌頭載荷預(yù)估

        車裝焊一體化數(shù)控復(fù)合焊接裝備結(jié)構(gòu)采用動(dòng)梁移動(dòng)龍門式加工中心形式,通過(guò)超重化承載改進(jìn)設(shè)計(jì)而成。如圖1所示,焊接裝備主要由主軸、滑枕、溜板、動(dòng)梁、靜梁、立柱、托板、移動(dòng)床身等組成。以攪拌頭沿床面方向運(yùn)動(dòng)為X軸方向,沿橫梁方向運(yùn)動(dòng)和立柱方向運(yùn)動(dòng)為Y、Z軸方向建立焊接裝備坐標(biāo)系,攪拌頭本身繞X、Y軸轉(zhuǎn)動(dòng)為A、B軸方向,焊接裝備具有五軸聯(lián)動(dòng)功能,滿足大型結(jié)構(gòu)件焊接要求。

        攪拌摩擦焊焊接過(guò)程分為攪拌頭扎入、穩(wěn)定焊接和攪拌頭拔出三個(gè)過(guò)程,其中,穩(wěn)定焊接階段攪拌頭受載對(duì)焊接裝備焊接過(guò)程受力影響最大,本文主要預(yù)估穩(wěn)定焊接階段載荷。

        圖2所示為攪拌頭工作時(shí)受力情況,攪拌頭受到焊接工件對(duì)攪拌針壓力而產(chǎn)生的分布力σ,焊接工件對(duì)在其中高速旋轉(zhuǎn)的攪拌針產(chǎn)生的黏性分布力τ的作用,τ的方向與攪拌針旋轉(zhuǎn)方向ω相反。二者合力作用在攪拌頭將產(chǎn)生以下三部分力:前進(jìn)方向上產(chǎn)生前進(jìn)抗力FX;在攪拌頭徑向上產(chǎn)生徑向力FY;在攪拌針軸線方向上產(chǎn)生頂鍛力FZ。

        忽略焊接時(shí)攪拌頭軸線與工件表面存在2°~5°的傾角,攪拌頭主軸與工件表面近似垂直;忽略攪拌針與軸肩之間容留材料流動(dòng)和散熱的溝槽。攪拌頭結(jié)構(gòu)尺寸如圖3所示,α為攪拌針錐面傾角;H為攪拌針長(zhǎng)度;d1為攪拌針下端面直徑;d2為攪拌針與軸肩相連處直徑;d3為軸肩直徑。

        1.1攪拌頭徑向力

        在焊接過(guò)程中,焊縫黏塑性金屬將對(duì)在其中運(yùn)動(dòng)的攪拌針產(chǎn)生黏性力的作用。攪拌頭與金屬之間相對(duì)運(yùn)動(dòng)所產(chǎn)生的黏性分布力為

        (1)

        式中,μ為焊接工件金屬黏度;v為流體與接觸面之間相對(duì)速度,等效為攪拌針自身的旋轉(zhuǎn)速度;l為流層寬度,等效為焊縫寬度與攪拌針直徑差值的一半;dv/dl為沿運(yùn)動(dòng)平面法線方向每單位長(zhǎng)度的速度變化。

        攪拌針受到的黏性分布力τ均勻作用在整個(gè)受力面上,假設(shè)每個(gè)積分微元都受到相同的黏性分布力作用。攪拌頭的受力面為攪拌頭沿焊接前進(jìn)方向部分,即X正半軸部分。

        黏性分布力作用方向?yàn)檠貓A周切線方向,設(shè)受力微元的中心和圓心連線與X軸夾角為θ,則對(duì)攪拌針作用的徑向力為

        (2)

        對(duì)黏性分布力τ進(jìn)行近似處理,將速度變化率dv/dl近似為攪拌針轉(zhuǎn)速與焊縫固態(tài)金屬到攪拌針表面距離的比值,且將焊縫寬度近似為軸肩直徑,則可得到τ的表達(dá)式:

        (3)

        (4)

        計(jì)算徑向力,攪拌頭軸肩受力面積即為軸肩在X正半軸部分,當(dāng)受力積分微元距離圓心為ρ時(shí),攪拌針軸肩所受徑向力為

        (5)

        黏性分布力τ近似為

        (6)

        攪拌針?biāo)莛ば苑植剂?/p>

        (7)

        由于該焊接裝備采用穿透式焊接法或支撐板開(kāi)槽式焊接法,故攪拌針端面不受焊接金屬黏性力的作用。

        1.2攪拌頭前進(jìn)抗力

        焊接材料對(duì)攪拌針的壓力在積分微元上產(chǎn)生的分布力為σ,且作用方向垂直于受力面,受力面積為攪拌針的X正半軸部分。攪拌針?biāo)芮斑M(jìn)抗力為攪拌針?biāo)苷龎毫υ谇斑M(jìn)方向上的分量:

        (8)

        σ在整個(gè)焊接過(guò)程中是不斷變化的。攪拌頭扎入階段σ隨著焊接溫度升高,屈服強(qiáng)度逐漸降低;進(jìn)入穩(wěn)定焊接階段后,焊接溫度場(chǎng)不均勻,攪拌頭各部分所受壓力也不斷變化??梢赃x擇一定溫度下焊接材料的屈服應(yīng)力作為材料所受平均正壓力[5],即

        (9)

        1.3攪拌頭頂鍛力

        攪拌頭所受頂鍛力即σ對(duì)軸肩作用力與σ對(duì)攪拌針作用力在軸線方向上的分力的合力。其中,σ對(duì)軸肩作用力的受力面積為整個(gè)軸肩。

        軸肩所受頂端力為

        (10)

        攪拌針?biāo)茼斿懥礊閿嚢栳標(biāo)苷龎毫υ谳S線方向上的分量:

        FZh=FZNtanα

        (11)

        攪拌頭所受頂鍛力為兩者合力:

        FZ=FZd+FZh

        (12)

        1.4攪拌頭受力預(yù)估

        焊接材料為厚20mm的5A06鋁合金,用其在0.8倍熔點(diǎn)的屈服強(qiáng)度替代金屬壓力[5],約26MPa。由于液態(tài)金屬單質(zhì)與稀液態(tài)合金的黏度之間的差異在高溫下很小,可以用金屬單質(zhì)度替代合金黏度[7]。Al金屬單質(zhì)在熔點(diǎn)處的黏度范圍為1.1~4.1mPa·s,選取4.0mPa·s作為焊接金屬黏度。攪拌頭尺寸見(jiàn)表1。

        在實(shí)際焊接中,由于徑向力數(shù)值較小,且流場(chǎng)與溫度場(chǎng)形勢(shì)復(fù)雜,可以認(rèn)為其作用方向與前進(jìn)抗力方向一致。受力預(yù)估結(jié)果為:頂鍛力約76kN;前進(jìn)抗力約32kN。取頂鍛力80kN和前進(jìn)抗力40kN作為攪拌頭所受焊接載荷設(shè)計(jì)參數(shù)。

        2有限元模型前處理

        2.1車裝焊一體化數(shù)控復(fù)合加工焊接裝備有限元建模

        車裝焊一體化數(shù)控復(fù)合加工焊接裝備是一種新型的重型焊接裝備,該設(shè)備結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)主要依據(jù)以往的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)。在有限元分析的基礎(chǔ)上,對(duì)裝備主要結(jié)構(gòu)進(jìn)行剛度、應(yīng)力進(jìn)行定量化分析,為焊接裝備結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

        將焊接裝備CAD模型導(dǎo)入ANSYS,并對(duì)實(shí)體模型進(jìn)行簡(jiǎn)化處理,忽略螺紋孔、鍵槽、倒角、圓角等次要幾何要素;對(duì)過(guò)渡面進(jìn)行直線化和平面化處理;對(duì)于距離較近且作用基本相同的構(gòu)件合成為一個(gè)構(gòu)件處理,建立ANSYS幾何模型。焊接裝備模型主要尺寸見(jiàn)表2。

        定義模型各部件的單元類型、材料屬性,并進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分,建立模型約束關(guān)系。綜合考慮力學(xué)性質(zhì)、精度要求、計(jì)算機(jī)性能等方面,采用適用于模擬不規(guī)則網(wǎng)絡(luò)的SOLID92單元。

        該焊接裝備的動(dòng)梁、靜梁、立柱、托板、移動(dòng)床身材料為HT250,主軸頭為中碳鋼,滑枕和溜板為QT600。材料彈性模量、泊松比和密度參數(shù)值見(jiàn)表3。

        采用自動(dòng)劃分的方法,對(duì)整機(jī)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。對(duì)于結(jié)構(gòu)差異較大的不同部件,選用不同的網(wǎng)格尺寸。焊接裝備床身部件網(wǎng)格尺寸見(jiàn)表4。焊接裝備其他部件網(wǎng)格尺寸見(jiàn)表5。

        根據(jù)上文描述,所創(chuàng)建的整機(jī)三維模型有限元模型的單元數(shù)為243 600,節(jié)點(diǎn)數(shù)為835 372,劃分網(wǎng)格后的模型如圖4所示。

        焊接裝備工作時(shí),床身由墊鐵支撐,通過(guò)地腳螺栓與地面連接。龍門架簡(jiǎn)化后主要結(jié)合部為左右立柱與橫梁結(jié)合部,采用螺栓連接,限制6個(gè)自由度。因此,在有限元模型中定義約束方式為6自由度全約束。

        2.2工況定義

        根據(jù)滑座所處位置和攪拌頭受載荷情況,將攪拌摩擦焊接裝備工作情況分為以下2個(gè)工況。

        (1)工況一。裝備在自重作用下的剛度分析,施加豎直方向的慣性力,重力加速度g取9.8m/s2。

        (2)工況二。裝備在焊接力和重力耦合作用下的剛度分析,其中外部載荷條件分別選擇80kN的頂鍛力(Z方向)和40kN的前進(jìn)抗力(X方向)。

        3整機(jī)剛度分析

        3.1工況一剛度分析

        設(shè)定分析類型為STATIC。分析結(jié)果中變形云圖和應(yīng)力分布如圖5~圖9所示,并將整機(jī)的分析結(jié)果匯總于表6。

        3.2工況二剛度分析

        設(shè)定分析類型為STATIC。分析結(jié)果中變形和應(yīng)力分布如圖10~圖14所示,并將整機(jī)的分析結(jié)果匯總于表7。

        3.3分析結(jié)論

        通過(guò)分析整機(jī)位移云圖可得出:加載后X向的變形量較大,前進(jìn)抗力方向?yàn)檎`差敏感方向,對(duì)加工精度影響顯著;最大位移位于滑枕上端和主軸頭處,且X向和Z向的變形量較大,這種情況是由動(dòng)梁、溜板、滑枕位于龍門架一側(cè)引起的彎曲變形造成的;工況一下X向、Z向和綜合位移的變形量較大,加載后Y向的變形量增大,但其他方向變形減小,重力對(duì)裝備剛度的影響較大,這也是大型重載制造裝備存在的普遍問(wèn)題。

        焊接裝備的綜合位移變化和各方向位移變化受焊接力影響均非常小,其中焊接裝備在自重作用下的Z向最大位移為198μm,在受焊接載荷作用下的Z向最大位移為144μm,均明顯小于主軸端部的許用撓度1.5mm。

        分析整機(jī)應(yīng)力云圖可以得出:對(duì)于動(dòng)梁/靜梁、立柱、托板等承載部件,應(yīng)力均勻分布;綜合應(yīng)力最大值僅為2.65MPa,遠(yuǎn)小于立柱與托板材料HT250的抗拉強(qiáng)度250MPa。

        4關(guān)鍵部件剛度分析

        將工況定義為自重條件下的靜動(dòng)剛度分析,施加豎直方向的慣性力,模型其他條件不變,設(shè)定分析類型為STATIC進(jìn)行求解。從整機(jī)分析結(jié)果中調(diào)取焊接裝備主要運(yùn)動(dòng)與承載部件的分析結(jié)果,考察重力對(duì)焊接裝備剛度的影響,為焊接裝備結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供指導(dǎo)。

        4.1滑枕-主軸頭剛度

        通過(guò)有限元分析,得到滑枕-主軸頭的位移、應(yīng)力云圖(圖15、圖16)可知,滑枕-主軸頭最大位移為330μm,位于滑枕頂端。該現(xiàn)象的出現(xiàn)是因?yàn)榛?主軸頭中部支承、兩側(cè)懸臂,在滑枕-主軸頭兩端剛度偏弱、變形稍大。

        最大應(yīng)力出現(xiàn)在滑枕-主軸頭連接處中部,是導(dǎo)軌與滑塊連接位置。因此,滑枕導(dǎo)軌的承載能力要求比較高,進(jìn)行滑枕設(shè)計(jì)時(shí),應(yīng)盡量提高滑枕導(dǎo)軌承載能力。

        4.2動(dòng)梁/靜梁剛度

        該焊接裝備橫梁采用動(dòng)靜雙梁設(shè)計(jì),其中靜梁位于龍門框架的頂部中間,固定在兩個(gè)立柱上,動(dòng)梁位于龍門框架的正面,可以沿著立柱導(dǎo)軌向下移動(dòng)。

        經(jīng)有限元分析,得到動(dòng)梁/靜梁位移、應(yīng)力云圖(圖17~圖20)。動(dòng)梁/靜梁最大位移均位于動(dòng)梁/靜梁中部上端。因?yàn)樵摵附友b備龍門為大跨度結(jié)構(gòu),簡(jiǎn)支梁的結(jié)構(gòu)造成了中間部位的剛度偏小,另外動(dòng)梁中部承載了滑枕、溜板的全部質(zhì)量,綜合兩者,就造成動(dòng)梁中部的位移最大。

        動(dòng)梁的最大應(yīng)力位于動(dòng)梁中部?jī)蓹M向?qū)к壷g,靜梁的最大應(yīng)力位于與立柱連接處。靜梁/動(dòng)梁應(yīng)力分布均勻,剛度分布均勻,可以對(duì)其進(jìn)行減重設(shè)計(jì),提高其動(dòng)剛度。

        5整機(jī)模態(tài)分析

        利用ANSYS進(jìn)行模態(tài)分析,選擇Modal分析類型、BlockLanczos法,權(quán)衡工作量和必要性,同時(shí)考慮實(shí)際情況,將模態(tài)擴(kuò)展的階數(shù)設(shè)為2,頻率范圍設(shè)為10~1000Hz,對(duì)焊接裝備的各階固有頻率、焊接裝備振型進(jìn)行分析。調(diào)取相應(yīng)振型的云圖(圖21、圖22),并將整機(jī)的分析結(jié)果匯總于表8。

        第一階模態(tài)帶有很多剛體振型的成分,即主要是整機(jī)的整體沿X方向上的擺動(dòng),最大位移位于整個(gè)裝備的上端,包括整個(gè)靜梁、動(dòng)梁與立柱的上端,變形沿軸向呈梯度分布。

        第二階模態(tài)是整機(jī)的整體沿X方向的前后擺動(dòng),最大位移位于靜梁與滑枕頂部,變形沿軸向呈梯度分布。

        車裝焊一體化數(shù)控復(fù)合加工焊接裝備的主要振源來(lái)自于外部載荷的激振,經(jīng)過(guò)調(diào)查分析,外部載荷的頻率一般分布在為20~40Hz之間。該焊接裝備的前兩階固有頻率均在此范圍之外,因此能夠避免共振的發(fā)生。

        該焊接裝備前兩階振型均為整機(jī)振型,而從復(fù)合加工裝備的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)上來(lái)看,對(duì)加工精度影響較大的主要為局部振型,整體振型對(duì)裝備的加工精度影響不大。

        6結(jié)論

        (1)攪拌頭穩(wěn)定工作狀態(tài)受力預(yù)估結(jié)果為:頂鍛力約76kN;前進(jìn)抗力約32kN。攪拌頭所受焊接載荷取頂鍛力80kN和前進(jìn)抗力40kN作為設(shè)計(jì)參數(shù)。

        (2)有限元?jiǎng)偠确治鼋Y(jié)果表明,車裝焊一體化數(shù)控復(fù)合焊接裝備各向變形量和應(yīng)力均在極限范圍內(nèi);焊接裝備在自重作用下的Z向最大位移為198μm,受焊接載荷作用下的Z向最大位移為144μm,均小于焊接裝備主軸端部許用撓度1.5mm;各構(gòu)件最大應(yīng)力均遠(yuǎn)小于材料極限應(yīng)力,焊接裝備具有良好的靜態(tài)特性。

        (3)有限元模態(tài)分析結(jié)果表明,車裝焊一體化數(shù)控復(fù)合加工焊接裝備動(dòng)態(tài)特性出色,前2階固有頻率均在外部載荷的頻率范圍20~40Hz之外。

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        (編輯陳勇)

        WorkingLoadPredictionandStiffnessAnalysisofLargeFrictionWeldingMachineTools

        WangJiaxingNiYanbingDongNaWuNan

        TianjinUniversity,Tianji,300072

        Keywords:frictionstirwelding(FSW);loadprediction;finiteelement;staticstiffness

        Abstract:WiththeFSWmachinedevelopment,basedonthebasicprincipleoffluidmechanics,akindofpredictionmodeloftheforceofthemixingheadwaspresentedherein.UsingPro/EandANSYS,afiniteelementmodeloftheweldingequipmentwasestablished.Andthemachinerigidityanddeformationwereanalyzedthroughsimulatingtheprocessingconditionsbystaticforce,thendeterminethemaximumdeformationoftheweldingequipmentpartsandoverallstressconcentrationpoints.Checkingtheweldingmachineanditscomponentsstiffness,providethebasisfortheweldingmachinebuildingisprovided.

        收稿日期:2015-05-15

        基金項(xiàng)目:國(guó)家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2012BAF01007)

        作者簡(jiǎn)介:王家興,男,1989年生。天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。主要研究方向?yàn)闄C(jī)床結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、剛度分析。倪雁冰(通信作者),男,1964年生。天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院副教授。董娜,女,1987年生。天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。吳楠,女,1989年生。天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生。

        中圖分類號(hào):TH114

        DOI:10.3969/j.issn.1004-132X.2016.02.019

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