王洪瀟，王春生，何廣忠，高文文

（中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司，吉林長(zhǎng)春130062）

0 前言

不銹鋼軌道客車具有車體質(zhì)量輕、防腐性能好、制造工藝簡(jiǎn)單等優(yōu)點(diǎn)，開發(fā)快速和輕量化不銹鋼軌道客車已成為工業(yè)發(fā)達(dá)國(guó)家在軌道交通行業(yè)中的重要發(fā)展戰(zhàn)略。自20世紀(jì)90年代以來，我國(guó)開始開發(fā)全不銹鋼軌道客車車輛，焊接方法一直采用電阻點(diǎn)焊。與電弧焊相比，電阻點(diǎn)焊明顯減小了車體結(jié)構(gòu)的焊接變形，但因焊點(diǎn)分布密度高，也時(shí)常發(fā)生外板局部變形，而且在非涂裝的不銹鋼側(cè)墻板上的點(diǎn)焊壓痕降低了車體的外觀化水平。此外，電阻點(diǎn)焊車體也存在結(jié)構(gòu)密封性差等問題。為此提出采用激光疊焊取代電阻點(diǎn)焊[1]。采用激光疊焊焊接的不銹鋼車體側(cè)墻結(jié)構(gòu)，墻板外表面無焊接痕跡，且具有變形小、平面度好、密封性好、生產(chǎn)效率高等優(yōu)勢(shì)[2]，實(shí)現(xiàn)將不銹鋼車體應(yīng)用到高速軌道車輛制造中。

在不銹鋼車體側(cè)墻與骨架之間采用激光搭接焊代替?zhèn)鹘y(tǒng)的電阻點(diǎn)焊，其連接強(qiáng)度尤其是疲勞強(qiáng)度明顯改善。前期疲勞試驗(yàn)研究結(jié)果表明，激光疊焊接頭在壽命為1×107時(shí)的疲勞強(qiáng)度比電阻點(diǎn)焊接頭的疲勞強(qiáng)度提高76%。從力學(xué)角度來說，激光疊焊接頭疲勞強(qiáng)度的提高與接頭的應(yīng)力集中程度有關(guān)，應(yīng)力集中最終成為誘發(fā)裂紋的根源[3]。但對(duì)于不銹鋼車體側(cè)墻板SUS301L-DLT與骨架壓型板SUS301L-HT之間的電阻點(diǎn)焊和激光疊焊接頭的應(yīng)力分布特征及應(yīng)力集中程度目前尚未相關(guān)報(bào)導(dǎo)。本研究利用ABAQUS有限元分析軟件，對(duì)激光疊焊和電阻點(diǎn)焊條件下的不銹鋼薄板構(gòu)件的應(yīng)力分布進(jìn)行數(shù)值分析，計(jì)算應(yīng)力集中系數(shù)，為推進(jìn)激光焊代替電阻點(diǎn)焊焊接不銹鋼車體側(cè)墻提供依據(jù)[4]。

1 有限元計(jì)算模型

1.1 模型建立及網(wǎng)格劃分

目前沒有激光疊焊接頭疲勞試驗(yàn)的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，參照《點(diǎn)焊接頭剪切拉伸疲勞試驗(yàn)方法》的規(guī)定建立物理模型[5]，如圖1所示。為了防止不等厚板焊接試樣在疲勞試驗(yàn)過程中產(chǎn)生偏心，在上、下板均焊上墊板，以保證焊接接頭受力均勻。

為保證兩種焊接方法的可比較性，帶狀的激光焊縫面積應(yīng)與圓形的電阻點(diǎn)焊面積相同。建立有限元模型如圖2所示，焊縫及其附近的網(wǎng)格劃分較細(xì)，網(wǎng)格尺寸較小，同時(shí)為減少計(jì)算成本，在距離焊縫較遠(yuǎn)處，網(wǎng)格尺寸逐漸變大。焊縫附近區(qū)域單元尺寸為0.2 mm×0.2 mm×1.0 mm，激光搭接焊接頭計(jì)算單元為10 690，節(jié)點(diǎn)數(shù)為19 624，電阻點(diǎn)焊接頭計(jì)算單元為13 128，節(jié)點(diǎn)數(shù)為19 574。模型為3D實(shí)體模型，單元類型為C3D8。

1.2 邊界條件和外載處理

為簡(jiǎn)化計(jì)算，選用均勻分布的拉伸載荷作為外加載荷進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。由于薄板疊焊縫及附近區(qū)域主要受剪切力作用，故忽略焊縫整體，認(rèn)為兩薄板之間以面接觸相互連接，且連接處強(qiáng)度與母材相當(dāng)。邊界條件為加在側(cè)墻板端面上施加6個(gè)自由度為0的全約束，骨架板面上加一面均布載荷進(jìn)行拉伸，單位為MPa。用屈服強(qiáng)度來選取載荷，即所加載荷使得構(gòu)件完成計(jì)算時(shí)出現(xiàn)的最大Mises應(yīng)力不超過材料的屈服強(qiáng)度，否則認(rèn)為該處材料開始發(fā)生塑性變形，處于失效狀態(tài)。

為了解裂紋起源與擴(kuò)展的形式，本研究在不同外加載荷下分別進(jìn)行了計(jì)算。激光搭接焊分別計(jì)算了外加面應(yīng)力從10 MPa增加到200 MPa的應(yīng)力分布，每隔10 MPa計(jì)算一次；電阻點(diǎn)焊分別計(jì)算了外加面應(yīng)力從5～50 MPa的應(yīng)力分布，每隔5 MPa計(jì)算一次。

圖1 幾何模型

1.3 材料物理性能參數(shù)

冷軋SUS301L奧氏體不銹鋼的基本參數(shù)根據(jù)其軋制程度的不同而存在差異，試驗(yàn)用材料的物理屬性如表1所示?？紤]熔核、熱影響區(qū)和母材的材料差異，模擬過程依附于試驗(yàn)中測(cè)得的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線來控制材料的應(yīng)力應(yīng)變特性，如圖3所示。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 應(yīng)力分布特征

激光搭接焊與電阻點(diǎn)焊接頭的應(yīng)力分布云圖如圖4所示。焊縫接合面尖角邊緣處易出現(xiàn)較大的應(yīng)力集中。

根據(jù)Mises屈服準(zhǔn)則，等效應(yīng)力率先達(dá)到屈服強(qiáng)度的位置將出現(xiàn)屈服現(xiàn)象，裂紋的擴(kuò)展路徑與應(yīng)力分布和應(yīng)力集中狀況有著必然的聯(lián)系。

由試驗(yàn)結(jié)果可知，兩種焊接方法焊縫邊緣熱影響區(qū)位置是裂紋源產(chǎn)生的位置，該處應(yīng)力集中最大。電阻點(diǎn)焊于骨架板上焊點(diǎn)熱影響區(qū)處率先出現(xiàn)屈服，而激光搭接焊則是在側(cè)墻板邊緣熱影響區(qū)處率先出現(xiàn)屈服。在此選擇模型上通過熱影響區(qū)最大應(yīng)力處且與焊縫平行方向?yàn)槁窂教崛?yīng)力值，并將其定義為橫向應(yīng)力。計(jì)算結(jié)果表明：電阻點(diǎn)焊模型在外加面均布應(yīng)力為30 MPa時(shí)發(fā)生屈服，激光搭接焊模型在外加面均布應(yīng)力為110 MPa時(shí)發(fā)生屈服。此處選擇8個(gè)應(yīng)力水平下的應(yīng)力分布情況進(jìn)行比較，為了更好地反應(yīng)應(yīng)力集中情況，電阻點(diǎn)焊彈性階段取5個(gè)應(yīng)力水平，塑性階段取3個(gè)應(yīng)力水平，得到圖5中的曲線分布；激光搭接焊彈性階段選取4個(gè)應(yīng)力水平，塑性階段取4個(gè)應(yīng)力水平，得到圖6中的曲線分布。

由此可見，應(yīng)力峰值位置正是試件的破壞位置，即產(chǎn)生最大應(yīng)力的位置，計(jì)算所得應(yīng)力隨著外加載荷的增大而增大。對(duì)于具有較好連續(xù)性的激光焊來說，橫向應(yīng)力分布曲線較電阻點(diǎn)焊的明顯平滑很多，在實(shí)際生產(chǎn)中能夠更好地防止焊縫薄弱處受力的不均勻性，從而更好地防止因低應(yīng)力疲勞等原因造成的破壞。選擇模型軸向方向路徑提取應(yīng)力，定義其為縱向應(yīng)力。試驗(yàn)分析中為保證安全性，兩種焊接方法均選擇通過最大應(yīng)力處的路徑提取應(yīng)力，此處所選外載水平與提取橫向應(yīng)力時(shí)相同。為保證可對(duì)比性，兩種焊接方法均選擇側(cè)墻板一側(cè)提取應(yīng)力。

由圖6可知，隨著外加拉伸載荷的不斷增大，焊縫處的應(yīng)力分布狀態(tài)基本保持不變，數(shù)值隨之逐漸增大，應(yīng)力峰值均出現(xiàn)在焊縫附近熱影響區(qū)處；若要求保證研究對(duì)象不發(fā)生屈服，則電阻點(diǎn)焊能夠承受的外加面均布應(yīng)力為30 MPa，激光搭接焊可承受的外加面均布應(yīng)力為110MPa，遠(yuǎn)高于電阻點(diǎn)焊。

圖2 有限元計(jì)算模型

表1 SUS301L鋼的其他物理性能

圖3 母材應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖4 應(yīng)力場(chǎng)模型

2.2 應(yīng)力集中系數(shù)

結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中是造成失效的主要原因，通常采用應(yīng)力集中系數(shù)來表示應(yīng)力集中的程度。當(dāng)載荷狀態(tài)給定時(shí)，各向同性均勻彈性體的二維應(yīng)力分布僅取決于構(gòu)件形狀，而與材料的彈性常數(shù)無關(guān)。應(yīng)力集中系數(shù)Kt由最大應(yīng)力σm或峰值應(yīng)力σ0對(duì)基準(zhǔn)應(yīng)力之比來表示。對(duì)于本研究的構(gòu)件情況，選擇構(gòu)件最大Mises應(yīng)力作為峰值應(yīng)力，取該截面上應(yīng)力的平均值作為基準(zhǔn)應(yīng)力[6]。應(yīng)力集中系數(shù)為

需要說明的是，應(yīng)力集中系數(shù)均系研究對(duì)象不發(fā)生塑性變形時(shí)得到。

計(jì)算可得，在外加載荷作用下電阻點(diǎn)焊骨架板應(yīng)力集中系數(shù)為3.53，側(cè)墻板應(yīng)力集中系數(shù)為8.24；激光搭接焊骨架板應(yīng)力集中系數(shù)為0.94，側(cè)墻板應(yīng)力集中系數(shù)為1.52。由圖7可知，應(yīng)力集中系數(shù)在結(jié)構(gòu)彈性階段并不隨著外加載荷的增大而發(fā)生變化；側(cè)墻板應(yīng)力集中系數(shù)均高于骨架板，說明幾何尺寸對(duì)構(gòu)件應(yīng)力集中系數(shù)有較大的影響；電阻點(diǎn)焊應(yīng)力集中系數(shù)遠(yuǎn)超過激光搭接焊，應(yīng)力集中程度較大；相同外加載荷下，電阻點(diǎn)焊試件率先達(dá)到屈服強(qiáng)度發(fā)生塑性變形，這也是試驗(yàn)過程中電阻點(diǎn)焊力學(xué)性能不及激光搭接焊的主要原因。

圖5 橫向應(yīng)力分布

圖6 縱向應(yīng)力分布

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

試件為2mm厚的車體側(cè)墻外墻板材SUS301LDLT和1 mm厚的骨架壓型板材SUS301L-HT搭接焊接，SUS301L系奧氏體不銹鋼的化學(xué)成分和力學(xué)性能參照冷軋不銹鋼板及鋼帶技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)[7]。疲勞實(shí)驗(yàn)在HONGSHAN高頻疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)PLG-20D下進(jìn)行。試樣尺寸如圖1所示。

疲勞試驗(yàn)結(jié)果表明，電阻點(diǎn)焊的起裂位置位于外力軸線上焊點(diǎn)邊緣處的骨架板一側(cè)，并沿焊點(diǎn)邊緣在熱影響區(qū)內(nèi)擴(kuò)展（見圖8a）；激光搭接焊的起裂位置為試件邊緣的焊縫熱影響區(qū)處，并沿焊接方向擴(kuò)展（見圖8b）。疲勞裂紋起始于幾何形狀不均勻處，且為焊縫熱影響區(qū)位置，說明激光搭接焊和電阻點(diǎn)焊接接頭幾何形狀不均勻所引起的應(yīng)力集中對(duì)疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展影響較大。

圖7 應(yīng)力集中系數(shù)

圖8 疲勞斷裂位置

由升降法得到S-N曲線如圖9所示。試驗(yàn)結(jié)果表明，SUS301L系不銹鋼激光搭接焊接頭疲勞極限高于電阻點(diǎn)焊接頭。電阻點(diǎn)焊接頭在疲勞壽命為1×107下的疲勞極限為2 576.8 N，激光搭接焊接頭的疲勞極限為4 543 N，激光搭接焊接頭的勞極限高出電阻點(diǎn)焊接頭76%。激光搭接焊接頭幾何結(jié)構(gòu)能更有效地抵抗疲勞破壞作用。

4 結(jié)論

（1）有限元分析結(jié)果表明，焊縫不同的幾何結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)力集中影響較大。骨架一側(cè)，電阻點(diǎn)焊應(yīng)力集中系數(shù)為3.53，激光搭接焊應(yīng)力集中系數(shù)為0.94，電阻點(diǎn)焊應(yīng)力集中系數(shù)高出激光搭接焊接頭的2.76倍；側(cè)墻一側(cè)，電阻點(diǎn)焊應(yīng)力集中系數(shù)為8.24，激光搭接焊應(yīng)力集中系數(shù)為1.52，電阻點(diǎn)焊應(yīng)力集中系數(shù)高出激光搭接焊接頭的4.42倍。

（2）不銹鋼激光搭接焊與電阻點(diǎn)焊在進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)起裂位置和斷裂形貌存在較大差異。數(shù)值模擬應(yīng)力集中位置與疲勞實(shí)驗(yàn)起裂位置擬合良好。

（3）對(duì)于具有較好連續(xù)性的激光焊，縱向應(yīng)力和橫向應(yīng)力分布較電阻點(diǎn)焊平滑，可以較好地抵抗較大應(yīng)力集中的產(chǎn)生；若想使構(gòu)件發(fā)生屈服，激光搭接焊需要更大的外加載荷。

（4）激光搭接焊接頭疲勞極限高于電阻點(diǎn)焊接頭。電阻點(diǎn)焊接頭在疲勞壽命為下1×107的疲勞極限為2576.8N，激光搭接焊接頭的疲勞極限為4543N，激光搭接焊接頭的疲勞極限高出電阻點(diǎn)焊接頭76%。

圖9 焊接接頭疲勞壽命曲線

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