李樹棟，金文濤，宋雷雷，占小紅，趙文勇，張玉蓮，魏艷紅

（1.南京航空航天大學(xué)材料科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，江蘇南京210016；2.中車南京浦鎮(zhèn)車輛有限公司技術(shù)工程部，江蘇南京210031）

0 前言

地板結(jié)構(gòu)是軌道車輛底架結(jié)構(gòu)中重要的組成部件之一，其由多塊中空鋁合金型材拼焊而成。地板組焊過程易出現(xiàn)焊接變形，控制其組焊的焊接變形一直是軌道車輛地板生產(chǎn)環(huán)節(jié)中的關(guān)鍵問題[1]。傳統(tǒng)控制焊接變形的方法是通過多次地板組焊試驗(yàn)以獲得合理的工裝預(yù)設(shè)撓度及焊接順序，整個(gè)過程費(fèi)時(shí)耗力且成本極高，造成資源的很大浪費(fèi)。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)及數(shù)值模擬理論的發(fā)展，采用有限元方法對(duì)軌道車輛車體結(jié)構(gòu)進(jìn)行焊接過程模擬仿真，可以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)焊接過程、焊后應(yīng)力以及焊接變形變化和分布，并優(yōu)化焊接工藝參數(shù)及焊接工裝[2-4]。針對(duì)大型構(gòu)件焊接過程有限元分析，熱彈塑性和固有應(yīng)變（收縮應(yīng)變）是兩種主要的建模分析方法[5-6]。其中熱彈塑性法計(jì)算精度高，但計(jì)算效率低，收斂比較困難，固有應(yīng)變法雖然計(jì)算效率高，但計(jì)算精度不如熱彈塑性法。為解決傳統(tǒng)熱彈塑性法計(jì)算效率低的問題，陳建波[7]等人對(duì)大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)采用組合焊道，不同類型單元混合使用，以及增大時(shí)間步長的方式實(shí)現(xiàn)焊接變形和殘余應(yīng)力預(yù)測(cè)。熊超杰[8]以CRH3G動(dòng)車組鋁合金地板為研究對(duì)象，采用殼-實(shí)體單元過渡的網(wǎng)格模型，以平均熱循環(huán)曲線作為焊接熱輸入實(shí)現(xiàn)了地板焊接變形的預(yù)測(cè)分析，但是該模型忽略了焊接熱源的空間移動(dòng)效應(yīng)，因此不能準(zhǔn)確反映實(shí)際焊接過程。

本文利用商用MARC軟件，建立基于“熱彈塑性法”的地板焊接過程有限元模型，采用熱力異步耦合，并行計(jì)算提高計(jì)算效率，研究焊后殘余應(yīng)力及焊接變形的分布規(guī)律，并基于超聲波法所測(cè)試的殘余應(yīng)力結(jié)果驗(yàn)證所建立的熱力耦合模型。最后計(jì)算分析不同焊接順序下地板焊后殘余應(yīng)力和焊接變形分布，獲得最優(yōu)焊接順序，從而指導(dǎo)實(shí)際焊接生產(chǎn)。

1 地板結(jié)構(gòu)描述

實(shí)際地板結(jié)構(gòu)是典型的鋁合金長焊縫焊接結(jié)構(gòu)，如圖1所示，其長度為19908mm，寬度2430mm。在地板正反兩面各分布四條焊縫，焊縫長度與地板長度一致，且均為對(duì)接形式。8條焊縫焊接方法與焊接工藝參數(shù)完全一致，均采用MIG自動(dòng)焊焊接方法，焊接電流212 A，焊接電壓23 V，焊接速度10 mm/s。地板結(jié)構(gòu)實(shí)際焊接時(shí)，采用對(duì)稱的焊接工序，即利用雙焊槍自動(dòng)焊機(jī)從一位端到二位端先對(duì)外側(cè)兩條焊縫同時(shí)進(jìn)行施焊，后對(duì)中間兩條焊縫同時(shí)施焊。

2 有限元模型的建立

為降低計(jì)算量，僅取地板結(jié)構(gòu)長度方向的1/8片段進(jìn)行有限元建模分析，同時(shí)考慮地板實(shí)際焊接工序的對(duì)稱性，寬度方向取實(shí)際尺寸的1/2，并對(duì)焊縫依次命名為 FT1、FT2、FB1、FB2，如圖 1 所示。

圖1 地板幾何模型及焊縫分布Fig.1 Geometry model of the floor and the welds distribution map

2.1 網(wǎng)格劃分

圖2 地板結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.2 Meshing result of floor structure

2.2 材料模型

材料熱物理性能參數(shù)是有限元仿真的核心參數(shù)，在焊接過程中，熔池溫度梯度大，材料性能變化比較劇烈，若不考慮材料各項(xiàng)物性參數(shù)隨溫度的變化，模擬結(jié)果會(huì)存在較大偏差。地板鋁合金型材為Al6005A-T6，焊縫填充材料為ER5356，通過查閱文獻(xiàn)[9-10]、軟件計(jì)算以及線性外推的方式獲得其在常溫和高溫下的熱物理性能參數(shù)如圖3所示。此外，由于泊松比隨溫度變化幅度較小，計(jì)算模型中取0.33。

2.3 熱源模型

圖3 ER5356和Al6005A-T6熱物理性能參數(shù)Fig.3 Thermal physical properties of ER5356 and Al6005 A-T6

由于雙橢球熱源模型能夠很好地體現(xiàn)熔池頭短尾長的特征，也能反映熱源在熔深方向上的能量衰減分布，因此選用該模型描述實(shí)際電弧熱源。其熱流分布如圖4所示。

圖4 雙橢球熱源模型熱流分布Fig.4 Heat flow distribution of double ellipsoid heat source model

雙橢球熱源模型前半部分橢球內(nèi)熱流分布表達(dá)式為

后半部分橢球熱流分布表達(dá)式為

式中 ff、fr為前后橢球熱量分布函數(shù)，ff+fr=2；Q為焊接功率；af、ar為前后半橢球半軸；b為熔寬；c為熔深。

為確定模擬熱源參數(shù)，取與地板焊縫相對(duì)應(yīng)的典型標(biāo)準(zhǔn)對(duì)接接頭進(jìn)行焊接試驗(yàn)，試驗(yàn)件尺寸為300 mm×150 mm×4 mm。隨后，將獲得的焊接接頭進(jìn)行切割，打磨拋光獲得熔池形貌。模擬時(shí)不斷調(diào)整熱源參數(shù)，使模擬的熔池截面與實(shí)際焊縫形貌吻合，如圖5所示，最終確定的熱源參數(shù)如表1所示。

圖5 模擬與試驗(yàn)熔池截面對(duì)比Fig.5 Comparison of Molten Pool Morphology between Simulation and Experiment

表1 模擬使用的熱源參數(shù)Table 1 Heat source parameters in simulation

2.4 力學(xué)邊界條件

在實(shí)際焊接過程中，工裝夾具的夾持與釋放會(huì)對(duì)焊后變形和殘余應(yīng)力產(chǎn)生較大影響。為了保證模擬精度，考慮實(shí)際夾具的夾持，并將其等效為位移約束，如圖6所示，地板兩端施加XZ向位移約束，左側(cè)施加YZ向位移約束，并在對(duì)稱面處施加Y向位移約束。焊接結(jié)束后，卸載XZ向和YZ向位移約束，保留對(duì)稱面約束。此外，為防止夾具釋放后結(jié)構(gòu)發(fā)生剛性位移，整個(gè)計(jì)算過程中還施加了兩個(gè)節(jié)點(diǎn)的X向位移約束和一個(gè)節(jié)點(diǎn)的Z向位移約束。

圖6 位移約束Fig.6 Displacement constraint diagram

3 計(jì)算結(jié)果分析及試驗(yàn)驗(yàn)證

為進(jìn)一步提高計(jì)算效率，模型求解采用四核并行計(jì)算及啟用Marc軟件自身的傳遞控制功能。傳遞控制即熱學(xué)計(jì)算和力學(xué)計(jì)算的異步耦合，在本模型求解中，熱力異步耦合頻率為2，即每進(jìn)行2步熱學(xué)計(jì)算，再進(jìn)行1步力學(xué)計(jì)算。

3.1 計(jì)算結(jié)果分析

地板結(jié)構(gòu)焊后變形分布云圖如圖7所示，由于正反焊縫對(duì)稱，其變形云圖正反兩面一致?？梢钥闯?，由于地板夾具釋放后，外側(cè)邊緣約束度較小，發(fā)生了較大變形，最大變形量為5.8 mm。同樣在地板對(duì)稱面靠近二位端位置也發(fā)生了較大的變形，最大變形量約為5.0 mm。從外側(cè)邊緣向內(nèi)部，結(jié)構(gòu)約束度增大，變形程度降低，地板中部區(qū)域及對(duì)稱面靠近一位端位置焊接變形最小。

蟹肉中EPA和DHA含量均高于沿海六大地區(qū)三疣梭子蟹的[5]，其EPA+DHA占脂肪酸總量的比值（三級(jí)蟹：36.16%；二級(jí)蟹：34.04%；一級(jí)蟹：47.24%）顯著高于湯辰婧等[3]研究的不同月份下的中華絨螯蟹（10～12月份：11.96%～24.38%）和方兵等[23]研究的3～8月份南極鱗蝦的（23.23%～28.18%）比值，這說明中華絨螯蟹經(jīng)過囤養(yǎng)后其食用價(jià)值更高。

圖7 地板結(jié)構(gòu)夾具釋放后變形分布云圖（單位：mm）Fig.7 Contour of displacement after clamp release of floor（mm）

焊后地板結(jié)構(gòu)的等效殘余應(yīng)力分布如圖8所示?？梢钥闯?，在夾具釋放后，等效應(yīng)力主要集中在焊縫、熱影響區(qū)附近以及夾具夾持位置，且焊縫中心的等效殘余應(yīng)力最大，其值為186.4 MPa，達(dá)到了型材的屈服強(qiáng)度，使得焊縫位置發(fā)生了塑性變形。夾具夾持位置殘留了較大應(yīng)力，這是由于在焊接過程中，夾具約束度較大，夾持位置產(chǎn)生了較大的塑性變形所引起的。同時(shí)在沿焊縫方向上，其等效殘余應(yīng)力分布比較均勻。提取FT2焊縫中間一段位置平行和垂直焊縫方向上的等效殘余應(yīng)力，如圖9所示。由圖9可知，在平行于焊縫方向上，殘余應(yīng)力值較大，且波動(dòng)較小，相對(duì)比較穩(wěn)定。而在垂直于焊縫方向上，距離焊縫中心越遠(yuǎn)，等效殘余應(yīng)力值越小，應(yīng)力關(guān)于焊縫中心線近似對(duì)稱分布，且高應(yīng)力分布范圍約60 mm。

圖8 夾具釋放后等效殘余應(yīng)力分布（單位：MPa）Fig.8 Distribution of equivalent residual stress after clamp release of floor（MPa）

圖9 FT2平行與垂直焊縫方向等效應(yīng)力分布Fig.9 Distribution of equivalent stress parallel and perpendicular to FT2 welding direction

3.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

采用超聲波法測(cè)量地板結(jié)構(gòu)焊后殘余應(yīng)力，測(cè)試位置為地板反面兩條長直焊縫中間位置，分別命名為DB1和DB2。每個(gè)測(cè)試位置分布10個(gè)測(cè)試點(diǎn)，測(cè)試點(diǎn)間距為10 mm，測(cè)試中心點(diǎn)位于焊縫中心線位置，測(cè)試方向垂直于焊縫方向，如圖10所示。

圖10 每個(gè)測(cè)試位置測(cè)試點(diǎn)分布示意Fig.10 Schematic diagram of test point distribution for each test area

由圖8、圖9可知，長直焊縫除起弧和收弧位置外，其附近殘余應(yīng)力沿焊縫長度方向分布比較均勻，應(yīng)力值波動(dòng)較小，因此選擇模型中反面兩條焊縫中間位置計(jì)算結(jié)果與實(shí)際測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比。圖11a、11b分別為DB1測(cè)試位置模擬與試驗(yàn)縱向和橫向殘余應(yīng)力值對(duì)比。由圖11a可知，縱向殘余應(yīng)力的試驗(yàn)測(cè)量值呈現(xiàn)一定的波動(dòng)規(guī)律，并經(jīng)歷了拉壓應(yīng)力的轉(zhuǎn)變。模擬結(jié)果總體變化趨勢(shì)與試驗(yàn)相似，并且在部分點(diǎn)殘余應(yīng)力值與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果一致性較高。圖11b中，由于焊縫附近尺寸的限制，橫向殘余應(yīng)力對(duì)比點(diǎn)僅8個(gè)。可以看出，試驗(yàn)測(cè)量的橫向殘余應(yīng)力仍然存在一定波動(dòng)，但波動(dòng)幅度小于縱向殘余應(yīng)力。焊縫附近的橫向殘余應(yīng)力均為拉應(yīng)力，而模擬計(jì)算結(jié)果存在拉應(yīng)力向壓應(yīng)力的轉(zhuǎn)變。此外，模擬計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)量的橫向殘余應(yīng)力分布規(guī)律相似，并且殘余應(yīng)力的峰值較為接近。

DB2測(cè)試位置模擬與試驗(yàn)縱向和橫向殘余應(yīng)力對(duì)比如圖12所示。由圖12a可知，縱向殘余應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)量值吻合較好，在焊縫附近30 mm范圍內(nèi)均為拉應(yīng)力，在遠(yuǎn)離焊縫位置，應(yīng)力狀態(tài)由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。由圖12b可知，試驗(yàn)測(cè)量的殘余應(yīng)力峰值高于模擬計(jì)算值，但兩者橫向殘余應(yīng)力均在原點(diǎn)位置具有關(guān)于X軸近似對(duì)稱分布的特征。無論是試驗(yàn)結(jié)果還是模擬結(jié)果均是隨著距焊縫中心距離的增加，應(yīng)力狀態(tài)均經(jīng)歷了拉-壓的交替變化。

圖11 DB1殘余應(yīng)力對(duì)比Fig.11 Residual stress comparison of DB1

綜上，模擬計(jì)算得到的大多數(shù)點(diǎn)的殘余應(yīng)力大小與試驗(yàn)之間存在一定差距，特別是橫向殘余應(yīng)力，但殘余應(yīng)力變化趨勢(shì)方面，模擬計(jì)算可以較好地與試驗(yàn)吻合。分析認(rèn)為地板結(jié)構(gòu)焊接變形及應(yīng)力分布模擬結(jié)果與試驗(yàn)之間的誤差主要來源于模型簡化、材料本身狀態(tài)、超聲波測(cè)試本身缺陷以及模擬與試驗(yàn)測(cè)試位置存在誤差等幾個(gè)方面。

4 地板結(jié)構(gòu)焊接工序優(yōu)化

在實(shí)際焊接過程中，焊接順序?qū)?gòu)件的最終殘余應(yīng)力分布和焊接變形具有明顯影響，采用不同的焊接順序可以得到不同的應(yīng)力場(chǎng)和焊接變形。為了降低地板結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和變形，設(shè)計(jì)了4種方案對(duì)其進(jìn)行工藝優(yōu)化。其中方案1對(duì)應(yīng)本文第3節(jié)仿真過程所使用的焊接順序。具體方案如下：方案1，先正后反、由外向里（FT1→FT2→FB1→FB2）；方案 2，先正后反、由里向外（FT2→FT1→FB2→FB1）；方案 3，正反交替、由外向里（FT1→FB1→FT2→FB2）；方案 4，正反交替、由里向外（FT2→FB2→FT1→FB1）。

圖12 DB2殘余應(yīng)力對(duì)比Fig.12 Residual stress comparison of DB2

4.1 等效應(yīng)力分析

不同方案等效殘余應(yīng)力云圖如圖13所示，圖13a～13d分別對(duì)應(yīng)方案1～方案4。由圖可知，4種方案的殘余應(yīng)力分布特征相似，高應(yīng)力集中分布在長直焊縫中心及熱影響區(qū)，并且在起弧和收弧位置分布范圍較寬。4種方案的最高殘余應(yīng)力均達(dá)到材料的屈服強(qiáng)度，使得地板發(fā)生了一定的塑性變形。同時(shí)，在夾具夾持位置，由于焊接過程夾具對(duì)變形的限制作用，均殘留了局部較高的應(yīng)力帶。對(duì)比4種方案低應(yīng)力分布區(qū)，方案2和方案4最為相似，方案1和方案3最為相似。

對(duì)比等效應(yīng)力分布云圖難以區(qū)分最優(yōu)焊接方案，因此分別提取4種方案等效應(yīng)力值進(jìn)行對(duì)比。圖14a為垂直FT1焊縫方向的等效應(yīng)力，4種方案在垂直焊縫方向的等效應(yīng)力變化趨勢(shì)和高應(yīng)力分布范圍基本一致。方案4的整體應(yīng)力值高于其他方案，但4種方案之間應(yīng)力值差值較小。圖14b為FT1焊縫中心平行于焊縫方向一段距離的焊縫處等效應(yīng)力值，在平行焊縫方向，各方案的等效應(yīng)力均處于高應(yīng)力水平狀態(tài)，殘余應(yīng)力均存在一定波動(dòng)，但是方案4的波動(dòng)相對(duì)較大。整體而言，4種方案的等效殘余應(yīng)力大小關(guān)系滿足：方案1＜方案2＜方案3＜方案4。

圖13 不同方案應(yīng)力分布對(duì)比（單位：MPa）Fig.13 Residual stress comparison of different schemes（MPa）

4.2 焊接變形分析

不同方案焊接變形云圖如圖15所示，圖15a～圖15d分別對(duì)應(yīng)方案1～方案4。從變形分布來看，4種方案的變形分布特征基本一致，高變形帶均處于約束度較小的地板一位端外側(cè)角邊緣及二位端靠近對(duì)稱面位置，同時(shí)在一位端靠近對(duì)稱面區(qū)域均存在一個(gè)低變形帶。

圖14 不同方案特定路徑上應(yīng)力對(duì)比Fig.14 Residual stress comparison of specific paths of different schemes

圖15 不同方案變形對(duì)比Fig.15 Welding deformation comparison of different schemes

4種方案主要變形出現(xiàn)的位置一致，但變形大小存在差異，從不同方案的最大變形對(duì)比（見圖16）可以看出，方案1最大變形值為5.8 mm，方案2最大變形值達(dá)到7.3 mm，兩者相差1.5 mm，方案4在4種方案中的變形量最大，與方案1相比變形值增加了約33%。4種方案下的變形最大值大小關(guān)系滿足：方案 1＜方案 3＜方案 2＜方案 4。

綜上，4種焊接方案中方案1（當(dāng)前實(shí)際采用的焊接工序）的焊接變形和殘余應(yīng)力均為最小，方案4的焊接變形和殘余應(yīng)力最大，并且采用先焊外側(cè)焊縫產(chǎn)生的最大焊接變形小于先焊內(nèi)側(cè)焊縫產(chǎn)生的最大變形。

5 結(jié)論

圖16 不同方案最大變形對(duì)比Fig.16 Maximum welding deformation comparison of different schemes

通過建立地板結(jié)構(gòu)焊接過程熱彈塑性有限元模型，分析其焊后變形、殘余應(yīng)力分布以及與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證、工序優(yōu)化，得出以下結(jié)論：

（1）模擬得到的殘余應(yīng)力分布與試驗(yàn)基本吻合，驗(yàn)證了所建模型的正確性。

（2）地板結(jié)構(gòu)焊接后變形較大，且變形主要分布在約束較小一位端外側(cè)邊緣及二位端中間區(qū)域。

（3）地板結(jié)構(gòu)焊后殘余應(yīng)力主要分布在焊縫及附近區(qū)域，最大殘余應(yīng)力約為186 MPa，且平行于焊縫方向，應(yīng)力值比較穩(wěn)定，垂直于焊縫方向，隨著距離焊縫中心越遠(yuǎn)，等效殘余應(yīng)力值越小，應(yīng)力分布關(guān)于焊縫中心線近似對(duì)稱。

（4）4種焊接方案中，先正后反、由外向里的焊接方案得到的焊接變形和殘余應(yīng)力均最小，正反交替、由里向外的焊接方案計(jì)算得到的焊接變形和殘余應(yīng)力均最大。