宋坤林　展旭和　徐良　楊海鋒　崔輝

摘要： 基于固有應(yīng)變法，采用3D高斯+雙橢球熱源模型預(yù)測某高速列車8 m側(cè)墻部件在不同焊接順序和不同約束方式下激光復合焊的焊接變形。結(jié)果表明，該側(cè)墻部件厚度方向變形受焊接順序影響較大，優(yōu)化焊接順序可將側(cè)墻厚度方向的變形降低約13%。焊接約束條件對側(cè)墻部件弧面輪廓度及弧面弦長寬度影響較明顯，對整體長度變化影響不大。該側(cè)墻部件焊接首尾兩端及中間部分實施合理約束可有效控制變形，相比于無約束，厚度方向最大變形降至25%，寬度方向最大變形降低至10%。經(jīng)模擬結(jié)果與試驗實測對比可知，該側(cè)墻部件在其工藝條件下的熱源模型選取有效、合理，測量點數(shù)值模擬與實際試驗吻合較好，絕對誤差小于1 mm。

關(guān)鍵詞： 固有應(yīng)變法; 激光復合焊; 車體側(cè)墻; 焊接變形

中圖分類號： TG 404

0前言

高速列車是軌道交通的重要組成部分，在長距離、大客流量、大城市間地面運輸中具有不可比擬的優(yōu)勢。目前，高速列車通長部件焊接通常采用MIG方法，焊接熱輸入較高，對接頭強度和焊接變形影響較大，焊后需要矯形才能實現(xiàn)裝車應(yīng)用，難以滿足日后的高效、優(yōu)質(zhì)生產(chǎn)需求[1]。

激光復合焊技術(shù)是目前最受關(guān)注的焊接技術(shù)之一，國內(nèi)外的研究已經(jīng)證實，激光復合焊接技術(shù)可實現(xiàn)鋁合金高速、優(yōu)質(zhì)焊接，其較小的熱輸入使得焊接變形可得到有效控制，配合合適的約束條件及焊接順序，可以達到焊后免調(diào)修的效果[2-5]。

高速列車側(cè)墻屬于長大部件，試驗方法研究焊接變形規(guī)律不僅費時費力，并且成本昂貴。數(shù)值模擬方法成本低，可在短時間內(nèi)預(yù)測出焊接變形趨勢，關(guān)于數(shù)值模擬方法，Ueda等人[6]提出的固有應(yīng)變法認為固有應(yīng)變是焊后變形的本征屬性，不用考慮焊接熱源的加熱過程，忽略了焊接過程中繁復的瞬態(tài)變化。因此借助固有應(yīng)變理論來計算長大部件的變形可以使計算量大大縮小[7-10]。

文中基于有限元軟件SYSWELD，采用3D高斯+雙橢球熱源模型對某高速列車側(cè)墻部件在不同約束條件及不同焊接順序下的焊接變形進行了計算，并以模擬仿真的方式分析了現(xiàn)有高速列車鋁合金車體部件激光-MIG電弧復合焊的裝夾方式和焊接順序?qū)附幼冃蔚挠绊?，為車體部件焊接變形控制提供試驗依據(jù)。

1熱源模型校核

側(cè)墻材料為6N01鋁合金型材，模擬焊接變形計算前，需根據(jù)側(cè)墻部件焊接接頭對所采用的熱源模型進行校核，使得模擬結(jié)果更加準確。

熱源模型采用3D高斯+雙橢球熱源模型，為提高熱源校核的效率，在熱源校核時使用的側(cè)墻網(wǎng)格模型的長度為500 mm，不考慮熔池的流動，得到的模擬結(jié)果與實際焊縫截面對比如圖1所示，可以看出校核所得熱源模型模擬焊接熔池與實際焊縫截面吻合較好。

2數(shù)值模擬過程

2.1有限元模型

模擬所用高速列車側(cè)墻部件長度為8 m，由4塊型材組焊而成，正反面共6條通長焊縫。為了保證計算精度和計算效率，整個側(cè)墻在網(wǎng)格劃分上全部使用六面體實體單元，焊縫區(qū)、熱影響區(qū)的網(wǎng)格劃分更加細密、遠離焊縫區(qū)通過合理的過渡擴大網(wǎng)格尺寸，以此來減少單元數(shù)目，網(wǎng)格最小單元尺寸為0.6 mm×0.8 mm×16 mm，最大尺寸為3 mm×15 mm×16 mm，模型一共約139萬個節(jié)點和85萬個單元，側(cè)墻部件有限元模型方向的定義為：x方向為側(cè)墻厚度方向;y方向為側(cè)墻的長度方向;z方向為側(cè)墻寬度方向，如圖2所示。

2.2固有應(yīng)變的提取和施加

該側(cè)墻正反面共有6道焊縫，但所有的焊縫接頭形式都是相同的，故只需對典型接頭進行一次力學計算即可得到該部件的固有應(yīng)變值，根據(jù)計算結(jié)果的應(yīng)變分布狀況，提取焊縫附近節(jié)點的固有應(yīng)變均值即可作為后續(xù)模擬所用的固有應(yīng)變，所有焊縫為激光復合焊一次成形，焊接工藝參數(shù)和提取的焊接接頭固有應(yīng)變均值見表1。

目前，現(xiàn)有的有限元軟件一般不能直接將固有應(yīng)變作為載荷施加到網(wǎng)格模型上，常用的解決方法是通過改變施加應(yīng)變區(qū)域的材料線膨脹系數(shù)來施加固有應(yīng)變[11]，式（1）給出了應(yīng)變和溫度、線膨脹系數(shù)三者之間的關(guān)系。

ε=W/F=αΔT（1）

式中：ε為固有應(yīng)變;W為單位長度焊縫收縮量;F為施加固有應(yīng)變的截面積;α為線膨脹系數(shù);ΔT為溫度載荷。

固有應(yīng)變施加在焊縫區(qū)，圖3為焊縫區(qū)網(wǎng)格劃分情況，黃色部分網(wǎng)格為固有應(yīng)變的施加區(qū)域，更改該部分材料的線膨脹系數(shù)來實現(xiàn)固有應(yīng)變施加。

2.3焊接順序和約束條件

由于側(cè)墻的不對稱性性，不同的焊接順序?qū)?gòu)件的焊接變形產(chǎn)生影響。為方便說明，對側(cè)墻部件6條焊縫進行編號，如圖4所示。考慮型材拼裝實際情況，選擇先焊凹面后焊凸面的整體順序，在此基礎(chǔ)上設(shè)計了3種焊接順序：①焊接順序1：W₁-W₂-W₃-W₄-W₅-W₆;②焊接順序2：W₁-W₂-W₃-W₆-W₄-W₅;③焊接順序3：W₃-W₁-W₂-W₄-W₅-W₆。在不施加任何約束的情況下，研究側(cè)墻焊接順序?qū)负笞冃蔚挠绊憽?/p>

考慮側(cè)墻整體結(jié)構(gòu)，為方便夾具的設(shè)計及實際應(yīng)用，焊接約束位置如圖5所示。側(cè)墻部件為弧狀結(jié)構(gòu)，考慮型材拼裝實際情況，選擇先焊凹面后焊凸面的整體順序，根據(jù)約束位置及焊縫分布情況，設(shè)計3種不同的約束方案。

方案1：將側(cè)墻的C₁～C₄及T₁～T₄的x方向（側(cè)墻厚度方向）進行約束，以防止兩端上翹，同時將M₁～M₄的z方向（側(cè)墻寬度方向）進行約束，以防止兩端在寬度方向上偏移。

方案2：在約束方案1的基礎(chǔ)上，增加側(cè)墻中部C₅～C₆，T₅～T₆的x方向（側(cè)墻厚度方向）約束及M₅～M₆的z方向（側(cè)墻寬度方向）約束。

方案3：在約束方案2的基礎(chǔ)上，繼續(xù)增加約束位置，焊接過程中增加C₇～C₁₀及T₇～T₁₀的x方向約束。

3試驗結(jié)果

3.1焊接順序?qū)ψ冃乌厔莸挠绊?/p>

焊接順序?qū)附幼冃斡绊懙难芯克悸窞榉謩e探討3種不同焊接順序下的側(cè)墻通長部件的變形分布及變形量，從而確定最佳的焊接順序。3種焊接順序的變形云圖如圖6～圖8所示。

從圖6a～圖6c中可以看出，3種不同的焊接順序側(cè)墻的x方向（側(cè)墻厚度方向）變形分布及變形趨勢一致，側(cè)墻整體表現(xiàn)為沿著側(cè)墻在長度方向上，中間下凹，兩端上翹。對于x負向變形（上翹變形）焊接順序1、焊接順序2及焊接順序3的最大變形量分別為5.47 mm，4.90 mm及5.65 mm;對于x正向變形（下凹變形），焊接順序1、焊接順序2及焊接順序3的最大變形量分別為3.20 mm，2.66 mm及3.28 mm。

從圖7a～圖7c中可以看出，3種不同的焊接順序側(cè)墻的y方向（側(cè)墻長度方向）變形分布一致，且與x方向變形相比，y方向的變形相對較小。變形趨勢為側(cè)墻的總體長度略微減小，這與前面提到的側(cè)墻沿長度方向，中間下凹，兩端上翹相吻合。其中，焊接順序1的y方向最大變形量為1.85 mm，焊接順序2的y方向最大變形量為1.70 mm，焊接順序3的y方向最大變形量1.95 mm。

從圖8a～圖8c中可以看出3種焊接順序下的側(cè)墻z方向變形趨勢相同，側(cè)墻整體的z方向（側(cè)墻寬度方向）變形主要分布在其長度方向的兩端，且兩端變形方向相反。其中，焊接順序1的z方向最大變形量為5.73 mm，焊接順序2及焊接順序3的z向最大變形量分別為4.88 mm和5.93 mm。

綜上，3種不同的焊接順序下的側(cè)墻通長部件x，y，z 3個方向的變形分布及變形趨勢相似，但不同的焊接順序的整體最大變形量存在區(qū)別。圖9為3種不同焊接順序下的3個不同方向整體變形最大值，焊接順序?qū)方向的變形影響最大，而x方向變形將直接影響側(cè)墻焊后的外輪廓度，對側(cè)墻的外觀及裝配有較大影響。其中，焊接順序2的x方向整體變形量最小，相對

于焊接順序1及焊接順序3，焊接順序2的x方向的焊接變形分別減少了13%和15%。

3.2焊接約束對變形趨勢的影響

綜上，焊接順序2（W₃-W₁-W₂-W₄-W₅-W₆）能夠一定程度的減少焊接變形，但側(cè)墻的變形仍然比較嚴重，圖10為側(cè)墻焊后變形趨勢（黑色部分側(cè)墻焊前的輪廓），可以看出側(cè)墻整體變形為長度方向上的中間下凹，兩端上翹及首尾兩端在寬度方向上的偏移。為了抑制這種變形，該部分內(nèi)容使用焊接順序2，研究了2.3小節(jié)中的3種約束方案對側(cè)墻焊后變形的影響。

圖11～圖13為焊接順序2下的3種約束方案變形云圖。

從圖11a～圖11c中可看出，與無任何約束相比，使用約束方案1能夠顯著降低側(cè)墻在各個方位上的變形。對于x方向變形（側(cè)墻厚度方向），如圖11a所示，采用約束方案1后，側(cè)墻兩端的最大上翹變形由4.90 mm下降至1.06 mm，但是側(cè)墻中部的下凹變形有所增加，最大值由3.20 mm提高至4.48 mm;對于y方向變形（側(cè)墻長度方向），如圖11b所示，與無約束相比，整體的y方向變形量由2.5 mm下降至約2 mm;對于z方向變形（側(cè)墻寬度方向），相對于無約束，由于約束方案1在M₁～M₄處施加了z方向約束，側(cè)墻首尾兩端的偏移變形得到了有效抑制，偏移位置由側(cè)墻首尾兩端轉(zhuǎn)移到側(cè)墻中部，變形最大值由4.88 mm降低至2.17 mm。可見使用約束方案1能夠有效減少側(cè)墻首尾兩端的變形，但是會相應(yīng)的加重側(cè)墻中部的x方向及z方向變形。

從圖12a～圖12c種可看出，約束方案2由于在側(cè)墻中部增加了x方向及z方向約束有效減少了側(cè)墻中部變形。與約束方案1相比，對于x方向變形，側(cè)墻中部的下凹變形最大值由4.48 mm下降至1.49 mm，側(cè)墻兩端上翹變形變化不大;y方向變形基本不變;對于z方向變形，側(cè)墻中間部分偏移最大值由2.17 mm降至1.39 mm。

從圖13a～圖13c中可看出，盡管約束方案3較方

案2多增加了4個位置的x方向約束，但其變形分布與約束方案2的相似，且各個方向的最大變形量僅略微降低約0.2 mm，因此，約束方案3與約束方案2對側(cè)墻整體焊接變形的控制效果相差不大。

圖14為不同約束方案對側(cè)墻焊后變形的影響規(guī)律，可見焊接約束對側(cè)墻焊后的x方向變形（側(cè)墻厚度方向）及z方向變形（側(cè)墻寬度方向）影響較大，對y方向變形（側(cè)墻長度方向）影響較小，隨著約束位置的增多，x方向及z方向最大變形量先迅速降低，然后基本保持不變。與約束方案2相比，盡管約束方案3額外增加了8個約束位置，但是焊接變形量只是略微降低，變化不明顯。 而約束位置的增加會提高夾具的設(shè)計難度，增加成本及影響加工效率等，因此，認為約束方案2優(yōu)于約束方案3。

3.3變形數(shù)值模擬結(jié)果與實測結(jié)果對比

根據(jù)上述研究內(nèi)容，圖15所示的F形壓抓可實現(xiàn)相應(yīng)位置的x方向（側(cè)墻厚度方向）及z方向（側(cè)墻寬度方向）約束，對于該8 m側(cè)墻，使用焊接順序2，約束方案2進行實際的側(cè)墻試件焊接。

為了方便說明，在側(cè)墻部件上選取圖16所示的位置，其中，S，H，F(xiàn)，N為測量點;D₁，D₂，D₃，D₄為測量面。統(tǒng)計x方向（側(cè)墻厚度方向）測量點變形值，該變形值在側(cè)墻變形特征上為弧面輪廓度的起伏值，測量結(jié)果見表2。

圖17為依據(jù)表2繪制的模擬結(jié)果與實測結(jié)果的對照圖，從圖中可看出，對于該側(cè)墻試樣（長8 m，寬2.3 m），所選的4個測量面的模擬結(jié)果與實際結(jié)果變形趨勢接近，最大變形位置都位于W₆焊縫位置，絕對誤差不超過1 mm。

對約束方案2數(shù)值模擬z方向（側(cè)墻寬度方向）的變形進行計算得出D1，D2，D3，D4? 4個測量面的弧面弦長寬度變化，再與實際試驗測量值進行對比分析，結(jié)果見表3。

通過以上分析可知，模擬結(jié)果與實際試驗實測結(jié)果接近，輪廓度起伏值及寬度絕對誤差均小于1 mm，再次直觀地反映了數(shù)值模擬中熱源模型選取合理，利用數(shù)值模擬方法來預(yù)測側(cè)墻部件焊接變形便捷、有效、可靠。

4結(jié)論

（1）不同的焊接順序下的該側(cè)墻的變形分布相似，變形量存在區(qū)別。其x方向（厚度方向）變形受焊接順序的影響最大，合理的焊接順序下，側(cè)墻的x方向變形下降約13%。

（2）約束對該側(cè)墻的x方向（厚度方向）及z方向（寬度方向）影響較大，對y方向（長度方向）影響較小。相比于無約束，利用F形壓抓可將側(cè)墻x方向（厚度方向））最大變形降至25%，z方向（寬度方向）最大變形降低至10%。

（3）該側(cè)墻部件數(shù)值模擬結(jié)果與其試驗實測數(shù)值吻合較好，在該工藝下的熱源模型選取有效、合理，測量點數(shù)值模擬結(jié)果與實際試驗結(jié)果的絕對誤差小于1? mm。

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