徐海龍 劉 靜

(中車大連機(jī)車車輛有限公司 遼寧 大連 116021)

電力機(jī)車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的結(jié)構(gòu)主要由5個(gè)部分組成：側(cè)架(2個(gè))、橫梁一、橫梁二、牽引梁和前端梁，側(cè)架作為轉(zhuǎn)向架的重要組成部分直接影響機(jī)車運(yùn)行的安全性能。眾所周知，焊接殘余應(yīng)力對(duì)結(jié)構(gòu)的使用性能影響極大，國(guó)產(chǎn)機(jī)車一直延用焊后去應(yīng)力退火工藝，目的在于消除焊接殘余應(yīng)力，保證加工尺寸精度的穩(wěn)定，保證機(jī)車運(yùn)行安全?，F(xiàn)有的文獻(xiàn)和技術(shù)資料較少涉及到去應(yīng)力退火對(duì)殘余應(yīng)力影響的理論依據(jù)，下文采用有限元分析的方法對(duì)比側(cè)架去應(yīng)力退火前后的焊接殘余應(yīng)力及變形量變化，驗(yàn)證去應(yīng)力退火對(duì)殘余應(yīng)力及變形的影響，為去應(yīng)力退火工藝的實(shí)施提供一定的理論依據(jù)。

1 側(cè)架結(jié)構(gòu)的簡(jiǎn)化處理及有限元模型的建立

圖1所示為某電力機(jī)車側(cè)架結(jié)構(gòu)的三維圖，可以看出此側(cè)架是一個(gè)具有內(nèi)側(cè)筋板的箱型結(jié)構(gòu)，一共由6個(gè)部分組成，分別為：旁撐蓋板、上蓋板、下蓋板、立板一、立板二、內(nèi)側(cè)筋板。側(cè)架的焊縫主要以角焊縫為主。側(cè)架的簡(jiǎn)化依據(jù)是整體尺寸大致一致，整體剛度大致一致，將側(cè)架簡(jiǎn)化成6 510 mm×250 mm×60 mm的箱型結(jié)構(gòu)，各部分的厚度與原厚度相同(見圖2)。內(nèi)部使用9塊12 mm厚的筋板，簡(jiǎn)化模型中的筋板布局與實(shí)際主要筋板位置相似。

圖1 電力機(jī)車側(cè)架整體三維模型

圖2 電力機(jī)車側(cè)架簡(jiǎn)化模型

側(cè)架結(jié)構(gòu)的有限元模型采用殼單元，單元個(gè)數(shù)為20 474個(gè)，節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)為17 917個(gè)。圖3～圖5分別顯示了側(cè)架有限元模型的筋板(9塊筋板)，焊縫(9個(gè)筋板三面角焊縫、6條長(zhǎng)角焊縫，其中：2條內(nèi)側(cè)、4條外側(cè)長(zhǎng)角焊縫，2個(gè)對(duì)接焊縫)及厚度信息。

圖3 側(cè)架的有限元模型—筋板信息

圖4 側(cè)架的有限元模型—焊縫信息

圖5 側(cè)架的有限元模型—厚度信息

焊接殘余應(yīng)力產(chǎn)生的根本原因是焊接區(qū)域受到較大溫度變化而引起的局部塑性變形。同時(shí)由于材料硬化過程及焊縫區(qū)域往往受多向應(yīng)力狀態(tài)，焊縫處(發(fā)生塑性變形的區(qū)域)的殘余應(yīng)力都高于室溫的屈服強(qiáng)度。所以只需知道塑性區(qū)的范圍，并在此范圍內(nèi)施加高于屈服的應(yīng)變，就可以得到相應(yīng)的殘余應(yīng)力和變形，這個(gè)方法稱為固有應(yīng)變法。因此，對(duì)于大型焊接結(jié)構(gòu)-側(cè)架，固有應(yīng)變法與傳統(tǒng)的溫度應(yīng)力順次耦合法方法相比，可以大大簡(jiǎn)化模擬過程及計(jì)算時(shí)間。

對(duì)于焊接結(jié)構(gòu)來說，塑性區(qū)決定了殘余應(yīng)力和變形，對(duì)于殘余應(yīng)力和變形的模擬來說，塑性區(qū)提供了連接溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)的一個(gè)橋梁。所以，一個(gè)有效的估算塑性區(qū)大小的方法顯得尤為重要。在塑性區(qū)大小的估算中，需要把焊接溫度場(chǎng)的信息有效地聯(lián)系起來。

塑性區(qū)是由于局部溫度梯度大而產(chǎn)生的，所以塑性區(qū)可以通過溫度應(yīng)力順次耦合的有限元分析來估算，把焊接參數(shù)及熱輸入量反應(yīng)到有限元模型中[1-2]。角焊縫二維有限元模型如圖6所示，在溫度應(yīng)力順次耦合的有限元分析后，得到等效塑性應(yīng)變(PEEQ)分布圖，此分布圖的上下限分別為零和屈服應(yīng)變。塑性區(qū)的范圍為焊縫周圍如圖6所示部分(表示等效塑性應(yīng)變?yōu)?)，塑性區(qū)邊界大約離焊趾12 mm左右。

圖6 角焊縫二維有限元模型塑性應(yīng)變區(qū)估算

2 原始焊態(tài)的側(cè)架殘余應(yīng)力分布

根據(jù)估算的塑性區(qū)范圍，在塑性區(qū)(包括焊縫)施加-1.5εy的應(yīng)變，得到殘余應(yīng)力如圖7所示，可以看出焊縫處為屈服拉伸應(yīng)力。在塑性區(qū)施加壓應(yīng)變的順序與實(shí)際焊接順序一致：(1)中間一個(gè)筋板與旁撐板，立板的角焊縫；(2)其他8個(gè)筋板與下蓋板，立板的角焊縫(從中間向兩端，分4步焊接)；(3)立板與下蓋板內(nèi)側(cè)的長(zhǎng)角焊縫；(4)旁撐板與上蓋板間的對(duì)接焊縫；(5)立板與上下蓋板間的外側(cè)長(zhǎng)焊縫(分4步焊接)。

圖7 整體側(cè)架殘余應(yīng)力分布

3 去應(yīng)力退火后的側(cè)架殘余應(yīng)力分布

退火過程使用的是ASME壓力容器與管道規(guī)范中的Omega蠕變模型。圖8顯示了整體側(cè)架在去應(yīng)力退火前后的應(yīng)力分布，可以看出退火后，焊縫處殘余應(yīng)力降低到90 MPa 以下，其他位置幾乎為零，進(jìn)一步說明了去應(yīng)力退火方法的有效性。圖9顯示了整體側(cè)架在去應(yīng)力退火前后沿對(duì)接焊縫方向的殘余應(yīng)力分布?？梢钥闯?，去應(yīng)力退火后側(cè)架整體的殘余應(yīng)力幾乎為零。

圖8 整體側(cè)架在去應(yīng)力退火前后的殘余應(yīng)力分布

圖9 整體側(cè)架在去應(yīng)力退火前后沿對(duì)接焊縫方向的殘余應(yīng)力分布

4 基于有限元模型的去應(yīng)力退火前后的變形分析

圖10比較了整體側(cè)架在去應(yīng)力退火前后的變形，圖11定量地比較了下蓋板中間沿長(zhǎng)度方向(Z方向)在退火前后的變形。從這兩張圖片可以看出，側(cè)架在焊接后的整體變形為拱形，即中間(旁撐蓋板)向Y方向翹起。退火前，中間翹起的高度約為9.5 mm，退火后中間翹起的高度降低為8.5 mm。

圖10 整體側(cè)架去應(yīng)力退火前后變形比較

圖11 沿長(zhǎng)度方向的去應(yīng)力退火前后變形比較

由此看出：整體上看，退火前后的變形趨勢(shì)一致；數(shù)值上看，與退火前相比，退火對(duì)變形的影響非常有限，變形最大點(diǎn)從9.5 mm降低到8.5 mm，主要是因?yàn)樵谕嘶疬^程中，讓殘余應(yīng)力降低的彈性應(yīng)變的降低量幾乎與蠕變應(yīng)變的增加量相等，而塑性應(yīng)變的變化很有限。

5 結(jié)論

側(cè)架去應(yīng)力退火后焊縫處殘余應(yīng)力降低到90 MPa以下，其他位置幾乎為零，證明了去應(yīng)力退火方法的有效性；變形方面，退火前后的變形趨勢(shì)一致，前后變化很小，說明去應(yīng)力退火對(duì)變形的影響非常有限。