趙利華，張開林

(西南交通大學(xué)牽引動力國家重點實驗室，成都 610031)

高速動車側(cè)梁焊接殘余變形的控制

趙利華，張開林

(西南交通大學(xué)牽引動力國家重點實驗室，成都 610031)

構(gòu)架是機(jī)車車輛的重要承載部件，控制其側(cè)梁的焊接殘余變形至關(guān)重要．以熱彈塑性理論為基礎(chǔ)采用APDL語言對側(cè)梁進(jìn)行了焊接變形數(shù)值仿真計算，并對側(cè)梁進(jìn)行現(xiàn)場跟蹤測量，得出側(cè)梁的焊接變形仿真計算結(jié)果與測量值，二者基本吻合，誤差在 6%之內(nèi)．以此仿真模型為基礎(chǔ)，采用多層優(yōu)化計算方法，對側(cè)梁焊接時的隨焊沖擊碾壓參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化分析，得到與焊接工藝相匹配的最優(yōu)方案，計算結(jié)果表明最優(yōu)方案能夠降低殘余變形量60%左右，最優(yōu)隨焊沖擊碾壓對于減小焊接殘余變形效果明顯．通過數(shù)值仿真優(yōu)化所得的方案可為焊接變形的控制、焊接工藝設(shè)計的選擇、隨焊沖擊碾壓設(shè)備的設(shè)計等提供可靠依據(jù)．

數(shù)值仿真；測量；隨焊沖擊碾壓；優(yōu)化分析；焊接殘余變形

構(gòu)架側(cè)梁是機(jī)車車輛的重要承載部件，在其生產(chǎn)過程中面臨的主要問題是如何控制焊接殘余變形、降低殘余應(yīng)力．在設(shè)計結(jié)構(gòu)一定的情況下，可采用焊前的預(yù)防措施或焊后矯正措施[1]．焊前的預(yù)防措施包括預(yù)調(diào)整焊接順序、剛性固定法和反變形法等，這些措施可以控制焊接殘余變形但不能降低焊縫中的殘余應(yīng)力．焊后的矯正措施常用的有隨焊激冷法、隨焊碾壓法、隨焊錘擊法和局部加熱嬌正法等．隨焊激冷方法因采用液氮或干冰直接與工件接觸，容易造成污染熔池、產(chǎn)生氣孔等缺點，并增加成本，同時必須輔以靜態(tài)溫差拉伸技術(shù)，這使生產(chǎn)效率受到很大影響，而且由于其加大了焊縫區(qū)的橫向收縮而不適用于封閉焊縫的焊接．隨焊碾壓法由于靠輪軸傳遞碾壓力，所以碾壓輪尺寸較大，和焊槍互相干涉，容易產(chǎn)生打弧現(xiàn)象，加之設(shè)備龐大很難用于實際生產(chǎn)．隨焊錘擊法由于錘尖直接錘擊在焊道兩側(cè)和焊道表面，所以錘擊面粗糙，工件表面粗糙度較差．局部加熱矯正法效果的好壞取決于操作者的技術(shù)水平，而且無法達(dá)到完全消除變形．

隨焊沖擊碾壓法是一種控制結(jié)構(gòu)焊接應(yīng)力變形并防止熱裂紋的新方法，其設(shè)備簡單輕便、焊縫質(zhì)量好、成本低、效率高等，因此該法有著廣泛的應(yīng)用前景．文獻(xiàn)[2-4]研究了該法對焊接接頭力學(xué)性能及殘余應(yīng)力變形的影響，然而對沖擊碾壓參數(shù)的合理取值并無研討．隨焊沖擊碾壓參數(shù)的取值和多種因素相關(guān)，僅靠經(jīng)驗難以達(dá)到最優(yōu)．因此，筆者以熱彈塑性理論為基礎(chǔ)，以大型非線性有限元軟件ANSYS為平臺，建立側(cè)梁熱機(jī)耦合仿真模型，并以控制側(cè)梁殘余變形為目的，對外部主焊縫焊接時的隨焊沖擊碾壓參數(shù)做優(yōu)化分析，為實際生產(chǎn)過程中控制側(cè)梁的焊接品質(zhì)提供可靠的依據(jù)．

1 隨焊沖擊碾壓法工作機(jī)理

隨焊沖擊碾壓法是為了解決焊接變形與裂紋問題而開發(fā)的一種工藝方法[2]．隨焊沖擊碾壓法的作用機(jī)理是：作用于焊縫部位的沖擊碾壓前輪(前后沖擊碾壓輪的形狀見圖 1)迫使焊縫金屬由焊趾處向焊縫中心流動，對處于脆性溫度區(qū)間的焊縫金屬施加一個橫向擠壓塑性應(yīng)變，減小甚至抵消致裂的拉伸應(yīng)變，獲得防止焊接熱裂紋的效果；后輪也作用于焊縫上，對焊縫金屬進(jìn)行兩側(cè)和前方的碾壓作用，將焊縫金屬的縱橫向壓縮塑性應(yīng)變和前輪對焊縫區(qū)額外施加的橫向擠壓應(yīng)變充分延展開，從而達(dá)到控制焊接殘余應(yīng)力和變形的目的．

圖1 前后沖擊碾壓輪Fig.1 Front and back impact-rolling wheels

2 模型計算及實驗

為了調(diào)試有限元模型，使之準(zhǔn)確、可靠，在節(jié)約成本的前提下，和生產(chǎn)單位合作，對實際生產(chǎn)中的側(cè)梁進(jìn)行測量，對比測量值和有限元模擬結(jié)果．如超出誤差范圍，則調(diào)整有限元模型邊界條件，然后計算、分析、對比，如此反復(fù)，直到有限元模型計算結(jié)果與測量值在誤差范圍內(nèi)．

2.1 側(cè)梁有限元模型

該側(cè)梁由上下蓋板、前后立板、內(nèi)部隔板和加強(qiáng)板焊接而成．隔板與下蓋板不垂直，成一定傾斜角度.

(1)為了準(zhǔn)確模擬焊接過程，本文擬采用三維熱彈塑性有限元進(jìn)行分析，計算量龐大，但僅對外部主焊縫焊接時的變形量做數(shù)值模擬分析，因此在建立有限元模型時進(jìn)行了必要的簡化，簡化后的結(jié)構(gòu)如圖 2所示．采用間接耦合分析法，熱分析時選用SOLID70單元，結(jié)構(gòu)分析時選用 SOLID45單元．使用掃略劃分和尺寸過渡技術(shù)對側(cè)梁進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分．

圖2 構(gòu)架側(cè)梁結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Schematic diagram of the side beam

(2) 假定焊縫金屬材料與母材金屬材料相同，以母材 16,MnR鋼的屬性為依據(jù)設(shè)置隨溫度變化的非線性力學(xué)性能和熱物理性能參數(shù)．其中考慮了相變潛熱、人為增大熔池內(nèi)金屬的導(dǎo)熱系數(shù)以考慮熔池金屬的對流作用等；在計算時對材料高溫性能參數(shù)進(jìn)行假設(shè)，對材料接近熔化和熔化以后高溫性能參數(shù)采用線性外推法獲得[5-6]．主要參數(shù)隨溫度變化的曲線如圖3所示．

圖3 材料性能參數(shù)Fig.3 Material property parameters

(3) 對于三維有限元模型的填角焊縫，采用一種分段移動體熱源模型進(jìn)行摸擬計算．以單元生熱率的形式施加載荷，同時考慮金屬的填充作用，運(yùn)用生死單元技術(shù)，利用 APDL語言逐步將填充焊縫轉(zhuǎn)化為生單元參與計算．焊接順序如圖4所示，方向如圖2所示(焊接順序為 3-2-4-1，從中間向兩端進(jìn)行對稱焊接)．焊接時側(cè)梁兩端裝夾在回轉(zhuǎn)盤上，采用船形位置焊接．

圖4 焊接順序及船形位置Fig.4 Welding sequence and position of ship type

2.2 實驗測量方法

側(cè)梁的撓度和旁彎為焊接質(zhì)量控制的關(guān)鍵因素，且變形量較殘余應(yīng)力易于測量，因此為了驗證側(cè)梁焊接變形數(shù)值模擬的合理性和精確性，使用三坐標(biāo)數(shù)控劃線儀對 4根側(cè)梁進(jìn)行垂向和橫向焊接變形實際測量．三坐標(biāo)數(shù)控劃線儀的劃線精度為 0.01,mm，可以滿足測量精度要求．

在轉(zhuǎn)向架側(cè)梁實體上建立參考坐標(biāo)系 Oxyz，如圖 5所示，O點作為參考點，目標(biāo)測量位置確定在側(cè)梁兩立板偏離下蓋板上方155,mm(側(cè)梁高度的中心)的通長方向上，等間隔300,mm分布18個測點，前后立板上的測點分別組成測試點集和．兩點集能夠最大限度地反映側(cè)梁在水平面(xOy)、鉛垂面(xOz)的彎曲變形．

圖5 測量點及坐標(biāo)系Fig.5 Measuring points and coordinate system

現(xiàn)場采用劃線定位找正法，依據(jù)劃線基準(zhǔn)對結(jié)構(gòu)進(jìn)行測量[7]．確認(rèn)相對原始參考位置，做相應(yīng)標(biāo)記，記錄下各點坐標(biāo)值；待焊接冷卻后返回劃線工位，找到測量目標(biāo)的相對基準(zhǔn)，重新測出各標(biāo)記點的相對位移(變形)量，通過焊接前后測量點測量值變化的比較，得出差值，并以這個差值作為評價依據(jù)．

2.3 仿真結(jié)果與實驗值的對比

根據(jù)焊接變形理論，構(gòu)件的變形通常用某些特殊點的變形量或沿某條路徑的變形量來衡量[8]．本文取側(cè)梁前后立板上1A到18A和1B到18B 這兩條路徑及側(cè)梁下蓋板縱向中心線來評價側(cè)梁的垂向彎曲變形、水平彎曲變形．

1) 垂向彎曲變形(在xOz平面內(nèi))

測量垂向彎曲變形時先選3個水平點(常用參考坐標(biāo)系 O點和一等高的隨機(jī)點)，每次測量時用它們調(diào)水平，以確定參考平面保持水平．依次測量焊接前后 2組標(biāo)記點集在 z方向上的坐標(biāo)值，則在鉛垂面xOz面內(nèi)坐標(biāo)差值即可描述側(cè)梁在鉛垂面的彎曲變形量，取最大值作為評價依據(jù)．測量統(tǒng)計結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果見圖6．

圖6 側(cè)梁垂向彎曲變形Fig.6 Vertical bending deformation of the side beam

由圖6可知，通過數(shù)值模擬計算得出的垂向彎曲變形沿長度方向呈拋物線分布．由于在建立有限元模型時進(jìn)行了簡化，增加了材料，且實際測量過程是建立在焊接完內(nèi)部焊縫并校正的基礎(chǔ)上，校正會產(chǎn)生或殘留變形，所以數(shù)值模擬結(jié)果比實際測量的變形要?。珒烧哒w變形的趨勢是一致的，且相差不大，數(shù)值模擬的最大值為 6.11,mm，實測最大值為6.46,mm，誤差為6%，最大垂向變形位于側(cè)梁的中部.

2) 水平彎曲變形(在xOy平面內(nèi))

實際測量過程是建立在焊接完內(nèi)部焊縫的基礎(chǔ)上進(jìn)行的，因此隔板焊接產(chǎn)生的波浪變形對水平彎曲的測量無影響．測量統(tǒng)計結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果如圖 7所示．

由圖 7可以看出，通過數(shù)值模擬計算，側(cè)梁水平彎曲變形在梁的中部附近最大，兩端最小，數(shù)值模擬最大值為 5.13,mm，實測最大值為 5.45,mm，誤差為6%，而兩者整體變形趨勢也是一致的，實測結(jié)果比數(shù)值模擬結(jié)果稍稍偏大．

圖7 側(cè)梁水平彎曲變形Fig.7 Horizontal bending deformation of the side beam

綜上分析，側(cè)梁焊接變形數(shù)值模擬可以反映真實的焊接過程，有限元模型是合理、精確的．彎曲變形在梁的中部附近最大，因此把梁中部附近最大的垂向彎曲變形量μ、水平彎曲變形量δ作為優(yōu)化分析方案的評定標(biāo)準(zhǔn)．

3 優(yōu)化模型、方案和算法

3.1 優(yōu)化模型

隨焊沖擊碾壓對每條焊縫的作用效果是相同的，因此縮短側(cè)梁長度依然能夠反映出隨焊沖擊碾壓對焊接殘余變形、殘余應(yīng)力的影響程度．基于上述分析，本文取原側(cè)梁數(shù)值模型中間一段(整梁長度的1/3)作為優(yōu)化分析模型．在不影響優(yōu)化結(jié)果的前提下，為更進(jìn)一步提高計算效率，與圖 2相比，去掉了上下蓋板突出部分．

3.2 優(yōu)化方案

圖 8(a)為單沖擊的波形，將其簡化成如圖 8(b)所示的正弦波[9]．沖擊力的表達(dá)式為

圖8 沖擊波形示意Fig.8 Schematic diagram of surge waveform

假設(shè)沖擊力不是通過某個點傳遞到焊件上，而是通過一定的作用面積均布在沖擊作用區(qū)，則沖擊強(qiáng)度為

因為前后輪形狀不同，與焊件接觸面積也不同，而沖擊載荷相同，由此造成前后輪作用在焊件上的沖擊強(qiáng)度不同，即數(shù)值模型前后輪處的壓力值不同，據(jù)此，設(shè)前后輪瞬時沖擊強(qiáng)度的最大值分別為即作用于數(shù)值模型前后輪處的壓力值，為優(yōu)化分析時的2個設(shè)計變量，如圖9所示．

前輪中心與焊接電弧的距離 L及兩輪間的距離D，即碾壓位置對防止結(jié)構(gòu)焊后變形十分關(guān)鍵．適當(dāng)調(diào)節(jié)L和D，使前輪緣下方的焊縫金屬正好處于脆性溫度區(qū)間內(nèi)，使后輪下方的金屬冷卻到脆性溫度區(qū)間以下，理論上會取得較好的效果．因此，設(shè) L、D為優(yōu)化分析時的另兩個設(shè)計變量，如圖 9所示，依據(jù)隨焊沖擊碾壓機(jī)構(gòu)幾何尺寸、冶金學(xué)[10]、焊接工藝及焊接溫度場數(shù)值分析結(jié)果，L的取值范圍為[30,mm，60,mm]，D的取值范圍為[40,mm，70,mm]．

圖9 設(shè)備簡圖及優(yōu)化設(shè)計變量Fig.9 Sketch of equipment and optimization design variables

3.3 優(yōu)化算法

生產(chǎn)單位常常要求側(cè)梁在調(diào)修后旁彎不大于3,mm，而優(yōu)化模型取原側(cè)梁模型長度的 1/3，因此式(3)中狀態(tài)變量δ(水平彎曲變形量)的上限設(shè)為1,mm；母材材料為 16,MnR，常溫下屈服極限為345,MPa，因此設(shè)定此值為數(shù)值模型前后輪處壓力值的上限．

本文采用多層優(yōu)化計算，首先進(jìn)行隨機(jī)優(yōu)化分析，由隨機(jī)優(yōu)化結(jié)果的可行解為起點值，隨后進(jìn)行一階優(yōu)化分析[11]．

4 優(yōu)化結(jié)果及分析

基于上述優(yōu)化方案和優(yōu)化方法進(jìn)行優(yōu)化分析，共迭代22次．優(yōu)化結(jié)果如表1所示，由于數(shù)據(jù)量大，故只列出最后 5個優(yōu)化方案，其中最佳序列用“*”表示．狀態(tài)變量δ的優(yōu)化曲線見圖10，目標(biāo)函數(shù)μ的優(yōu)化曲線見圖11．

表1 優(yōu)化結(jié)果Tab.1 Optimization results

圖10 狀態(tài)變量δ的優(yōu)化曲線Fig.10 Optimal curve of state variableδ

圖11 目標(biāo)函數(shù)μ的優(yōu)化曲線Fig.11 Optimal curve of objective functionμ

由表1、圖10和圖11可以看出，設(shè)計變量1maxp 、和D隨迭代次數(shù)的增加趨于某幾個值，而不是大范圍的隨機(jī)取值；狀態(tài)變量δ及目標(biāo)函數(shù)μ隨迭代次數(shù)的增加向最佳設(shè)計方案逼近，由曲線變化可以看出逼近效果良好．由于優(yōu)化模型為原側(cè)梁模型長度的 1/3，因此最優(yōu)結(jié)果δ、μ需乘以 3，與第 2.3節(jié)的分析結(jié)果相比可知：垂向彎曲變形量(目標(biāo)函數(shù)μ)降低了 64%，水平彎曲變形量(狀態(tài)變量δ)降低了61%，最優(yōu)隨焊沖擊碾壓對于減小焊接殘余變形效果明顯．

最優(yōu)方案中L為39,mm、D為49,mm，根據(jù)焊接溫度場數(shù)值分析結(jié)果，此時前輪與焊件接觸處的溫度值為 1,356,℃，后輪與焊件接觸處的溫度值為1,087,℃．母材材料為 16MnR，屬于普通低合金高強(qiáng)鋼，依冶金工藝學(xué)理論[10]，同時又屬于亞共析鋼，含碳0.2%的16MnR在冷卻過程 1,450～800,℃區(qū)間之內(nèi)，結(jié)晶體全部為奧氏體，奧氏體具有良好的延展性．同時由 16MnR材料的高溫力學(xué)性能可知，最優(yōu)設(shè)計變量1maxp 、2maxp 能使前后輪與焊件接觸處的金屬材料屈服，達(dá)到塑性延展的效果．但在同一沖擊力下使前后輪產(chǎn)生不同的壓力值，需對前后輪的幾何尺寸、截面形狀甚至整個沖擊碾壓機(jī)構(gòu)做詳細(xì)精確的設(shè)計，且在設(shè)計時要考慮對于不同的焊接對象、焊接工藝等易于更換輥輪．

隨著壓力1maxp 、2maxp 的增大，焊縫金屬的收縮塑性得到充分延展，使得焊接殘余變形量減??；隨著距離L、D的增大，輪下焊縫溫度降低，而焊縫材料的彈性模量、屈服強(qiáng)度升高，致使延展性降低，結(jié)果使得焊接殘余變形量增大．前輪對于控制焊接殘余變形作用較大，因此依據(jù)文獻(xiàn)[2]的有關(guān)分析，取壓力及距離 L的權(quán)重系數(shù)為 0.6．基于上述分析，以為橫坐標(biāo)，以垂向撓度μ為縱坐標(biāo)，得到如圖 12所示的擬合曲線．優(yōu)化設(shè)計變量與垂向撓度間的數(shù)學(xué)關(guān)系模型為

由圖12可知，隨著φ的逐漸增大，焊接殘余變形量也隨之增大，但由于材料的熱物性和力學(xué)性能為溫度的非線性函數(shù)，因此擬合曲線中間一小段為近似水平線．

圖12 優(yōu)化設(shè)計變量與垂向撓度間的關(guān)系模型Fig.12 Relationship model between optimization design variables and vertical deflection

5 結(jié) 論

(1) 側(cè)梁數(shù)值仿真模型計算的垂向彎曲變形量、水平彎曲變形量與實際測量結(jié)果基本一致，誤差在6%之內(nèi)，驗證了側(cè)梁有限元模型的合理性，為隨焊沖擊碾壓參數(shù)的優(yōu)化研究奠定了基礎(chǔ)．

(2) 利用 APDL語言結(jié)合優(yōu)化算法對隨焊沖擊碾壓參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化分析，以變形量為狀態(tài)函數(shù)和目標(biāo)函數(shù)，得到了與焊接工藝相匹配的最優(yōu)方案，計算結(jié)果表明最優(yōu)方案能夠降低殘余變形量(無隨焊沖擊碾壓工藝)60%左右，最優(yōu)隨焊沖擊碾壓對于減小焊接殘余變形效果明顯．

(3) 通過數(shù)值仿真，實現(xiàn)了預(yù)測構(gòu)架側(cè)梁焊接殘余變形的目的，計算所得數(shù)據(jù)可為焊接變形的控制、焊接工藝設(shè)計的選擇確定等提供可靠依據(jù)．同時，所得最優(yōu)參數(shù)也為隨焊沖擊碾壓設(shè)備的設(shè)計提供有益的參考．

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Control of Welding Residual Deformation of Side Beam on High-Speed Train

ZHAO Li-hua，ZHANG Kai-lin
(Traction Power State Key Laboratory，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China)

Bogie frame is the main carrying part of locomotive. It is important to control the welding residual deformation of the side beam. Based on the thermal-elastic-plastic theory，numerical simulation of the welding residual deformation was done with APDL，and field tracking measurement of the side beam was also conducted. The computation results were found basically consistent with the measured data，with the error within 6%. On the basis of the numerical simulation model，and utilizing multi-layer optimizing computing method，the optimization analysis of parameters about weld with trailing impactive rolling was done with numerical simulation model，and the optimum scheme was obtained. The results show that the weld with optimal parameters’s trailing impactive rolling can markedly decrease welding residual deformation，and make it decrease by 60%. The optimum scheme by numerical simulation provides reliable theoretical references for controlling welding residual deformation，determining the welding technology and designing the equipment of weld with trailing impactive rolling.

numerical simulation；measurement；weld with trailing impactive rolling；optimization analysis；welding residual deformation

TG404

A

0493-2137(2012)04-0361-06

2010-10-26；

2011-03-03.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51075339).

趙利華（1977— ），男，博士研究生，zhaolihua1323@163.com.

張開林，zkailin@126.com.