黃海瀚+周廣濤

作者簡(jiǎn)介： 黃海瀚(1988—)，男，福建福鼎人，碩士研究生，研究方向?yàn)楹附樱?Email)hhh858@163.com;

周廣濤(1973—)，男，黑龍江巴彥人，副教授，博士，研究方向?yàn)楹附樱?Email)zhouguangtao@hqu.edu.cn0引言

后車(chē)架是裝載機(jī)整機(jī)中最關(guān)鍵的部件之一，上面安裝有駕駛室、發(fā)動(dòng)機(jī)、后橋、變矩器、前/后配重以及其他較小的零配件.該結(jié)構(gòu)主要由鋼板焊接而成，受力復(fù)雜.后車(chē)架焊接變形嚴(yán)重會(huì)影響后續(xù)的裝配精度和外觀質(zhì)量，因此合理選擇焊接順序以控制其焊接變形、提高其服役能力是一項(xiàng)很重要的工作.［1］目前，在生產(chǎn)過(guò)程中對(duì)焊接變形的判斷及焊接順序的安排主要依靠大量的焊接試驗(yàn)和經(jīng)驗(yàn)，不但浪費(fèi)大量工時(shí)，而且生產(chǎn)成本也大大增加.［2］

隨著有限元數(shù)值仿真技術(shù)的發(fā)展，越來(lái)越多學(xué)者利用其預(yù)測(cè)復(fù)雜結(jié)構(gòu)件的焊接變形.［35］本文使用有限元軟件Marc模擬后車(chē)架實(shí)際的焊接過(guò)程，并采用不同焊接順序方案對(duì)后車(chē)架焊接變形問(wèn)題進(jìn)行定性分析，為后車(chē)架實(shí)際焊接工藝提供數(shù)據(jù)參考.

1后車(chē)架有限元模型建立

1.1后車(chē)架的組成

后車(chē)架整體結(jié)構(gòu)由4個(gè)分總成部件組成，分別為虎頭總成、大梁總成、連接架總成和尾架總成，見(jiàn)圖1.其中，虎頭與兩個(gè)大梁焊接，尾架與兩個(gè)大梁焊接，連接架位于兩個(gè)大梁之間并與之焊接在一起.

注：①為虎頭總成；②為大梁總成；③為連接架總成；④為尾架總成

圖 1后車(chē)架結(jié)構(gòu), mm

Fig.1Rear frame structure, mm

1.2有限元模型建立

該結(jié)構(gòu)尺寸大，如果采用實(shí)體建模，在網(wǎng)格劃分時(shí)單元數(shù)量非常多，在保持單元最小邊長(zhǎng)10 mm的條件下，單元總數(shù)將達(dá)到100萬(wàn)個(gè)以上，一般的計(jì)算機(jī)無(wú)法承擔(dān)此計(jì)算任務(wù).因此，可在保證計(jì)算精度要求的前提下采用殼單元代替實(shí)體單元，使單元總數(shù)大大減少.

后車(chē)架結(jié)構(gòu)復(fù)雜，建模存在一定難度，單元采用四節(jié)點(diǎn)平面單元.焊縫形式主要為殼單元角焊縫，最小單元邊長(zhǎng)為8 mm，對(duì)于尺寸超過(guò)3 m的模型，該尺寸能滿足精度要求，對(duì)遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行稀疏處理，進(jìn)一步減少單元總量.網(wǎng)格劃分后的單元總數(shù)為65 890個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為64 745個(gè)，殼體厚度設(shè)為10 mm，有限元模型見(jiàn)圖2.

圖 2后車(chē)架有限元模型

Fig.2Finite element model of rear frame

1.3材料性能和邊界條件

材料采用16Mn，為提高計(jì)算精度，線膨脹系數(shù)α，彈性模量E，比熱容c，屈服極限σcr以及熱導(dǎo)率K等均為與溫度有關(guān)的物理性能參數(shù)［6］（見(jiàn)表1），質(zhì)量密度ρ和泊松比λ為定值.

表 1后車(chē)架材料性能參數(shù)

Tab.1Properties of rear frame materialt/

℃α/

(10-6/℃)E/

GPac/

(J/(kg?℃))σcr/

MPaK/

(W/(m?℃))2021.211.9461345.048.510020.712.5496314.047.520019.913.0533276.044.740018.414.1611167.038.660016.414.57780.535.5

邊界條件主要為熱源邊界條件和散熱邊界條件.由于單元均為薄殼單元，傳熱以二維熱傳導(dǎo)的形式進(jìn)行，采用傳統(tǒng)的熱源模型無(wú)法達(dá)到模擬真實(shí)焊接的目的，因此熱源選用高斯面熱源與雙橢球體熱源耦合的方式建立.［7］

結(jié)構(gòu)各零件表面的散熱邊界條件以與周?chē)h(huán)境的對(duì)流和輻射為主.結(jié)構(gòu)的初始溫度皆為室溫，設(shè)定為20 ℃.

1.4焊縫序號(hào)的分配

后車(chē)架由4個(gè)分總成通過(guò)焊接形成一體，共由26條兩兩對(duì)稱(chēng)的焊縫連接而成，其中，尾架與兩個(gè)大梁之間有6條焊縫，分別為焊縫1~6；連接架與兩大梁之間有8條焊縫，分別為焊縫7~14；虎頭與兩大梁之間有12條焊縫，具體位置見(jiàn)圖3，焊縫類(lèi)型見(jiàn)表2.圖 3焊縫分布

Fig.3Weld distribution

表 2焊縫類(lèi)型

Tab.2Weld type焊縫類(lèi)型橫焊縫立焊縫序號(hào)（括號(hào)中為兩兩對(duì)稱(chēng)焊縫）（1, 4）;（2, 5）;（7, 11）;（9, 13）;（15, 19）;（16, 20）;（17, 21）;（18, 22）（3, 6）;（8, 12）;（10, 19）;（22, 26）;（23, 25）

2數(shù)值仿真計(jì)算

2.1溫度場(chǎng)數(shù)值仿真

溫度場(chǎng)數(shù)值仿真往往能反映所建立模型的正確性，焊接規(guī)范為：焊接電流350 A，電弧電壓20 V，熱源有效因數(shù)0.8，焊接速度10 mm/s.［7］在焊接過(guò)程中，t=211 s時(shí)焊縫7的局部溫度場(chǎng)分布和熔池尺寸見(jiàn)圖4.

圖 4在t=211 s時(shí)瞬態(tài)溫度場(chǎng)云圖，℃

Fig.4Transient temperature field contour at t=211 s, ℃

由圖4可知，該時(shí)刻峰值溫度為1 560 ℃，熔池正面長(zhǎng)度為12.5 mm，寬約為10 mm.采用所建立的有限元模型計(jì)算得到的焊接溫度場(chǎng)符合16Mn鋼CO2焊接溫度場(chǎng)的分布特點(diǎn).

2.2實(shí)體簡(jiǎn)化為板或殼的計(jì)算精度對(duì)比

與平面問(wèn)題、桿系結(jié)構(gòu)一樣，將實(shí)際結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為板或殼，既可以滿足精度要求，又可以節(jié)省計(jì)算工時(shí)和費(fèi)用，所以板單元與殼單元在工程中得到廣泛應(yīng)用，尤其是有限元單元數(shù)目巨大的模型計(jì)算，所需存儲(chǔ)空間大、計(jì)算時(shí)間長(zhǎng)，采用殼單元后能大大縮短計(jì)算時(shí)間.［8］

板殼計(jì)算基于克?；舴蚣僭O(shè).［9］焊接問(wèn)題是熱力耦合問(wèn)題，非線性程度大，由于后車(chē)架大部分焊縫類(lèi)型為角焊縫，需要驗(yàn)證殼模型和實(shí)體模型的角變形是否保持一致的精度.

以T接頭角焊縫為研究對(duì)象，對(duì)比殼單元角焊縫模型和實(shí)體單元角焊縫模型的角變形情況，結(jié)果見(jiàn)圖5.

（a）殼單元角變形結(jié)果

（b）實(shí)體單元角變形結(jié)果

圖 5角焊縫模型的角變形，m

Fig.5Angular deformation of fillet weld models, m

對(duì)比發(fā)現(xiàn)，兩種單元模型變形趨勢(shì)相同.通過(guò)立板上端x向和y向的位移，計(jì)算殼單元與實(shí)體單元立板偏轉(zhuǎn)角度，計(jì)算公式為α=arc(tan α)=arc(tan(Δx/Δy))式中：α為立板偏轉(zhuǎn)角;Δx為立板x向位移;Δy為立板y向位移.計(jì)算結(jié)果殼單元與實(shí)體單元立板偏轉(zhuǎn)角度分別為0.315°和0.389°，兩者相差為19%.所以用殼單元代替實(shí)體單元，計(jì)算結(jié)果較接近，考慮節(jié)約計(jì)算時(shí)間并保證計(jì)算的正常進(jìn)行，該簡(jiǎn)化能滿足計(jì)算要求.

2.3后車(chē)架焊接順序制定

根據(jù)后車(chē)架的焊接結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，為減少焊接變形，應(yīng)該首先保證后車(chē)架大框架的剛度，框架的焊縫先焊，即大梁與尾架、大梁與虎頭之間的焊縫先焊，連接架與大梁之間的焊縫后焊.由于后車(chē)架是對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，組合順序可減少一半，所以擬定4種焊接順序.

（1）順序1總體焊接思路為虎頭→尾架→連接架：15→16→17→18→19→20→21→22→23→24→25→26→1→2→3→4→5→6→7→10→9→8→11→14→13→12.

（2）順序2總體焊接思路為結(jié)構(gòu)上面焊縫→下面焊縫→連接架立焊縫：1→4→7→11→15→19→16→20→2→5→9→13→17→21→18→22→3→6→8→12→10→14→23→25→24→26.

（3）順序3總體焊接思路為尾架→虎頭→連接架：1→2→3→4→5→6→15→16→17→18→19→20→21→22→23→24→25→26→7→10→9→8→11→14→13→12.

（4）順序4總體焊接思路為連接架→虎頭→尾架：7→10→9→8→11→14→13→12→15→16→17→18→19→20→21→22→23→24→25→26→1→2→3→4→5→6.

2.4焊接變形分析

對(duì)后車(chē)架模型26條焊縫依次焊接過(guò)程進(jìn)行大量計(jì)算，后車(chē)架結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出復(fù)雜的焊接變形.歸納兩類(lèi)焊接變形作為該結(jié)構(gòu)變形趨勢(shì)的考察量，分別為面內(nèi)縮變形和面外彎曲變形.2種變形趨勢(shì)示意見(jiàn)圖6和7.

圖 6框架面內(nèi)縮變形

Fig.6Inplane shrinkage deformation of frame

圖 7框架面外彎曲變形

Fig.7Outofplane bending deformation of frame

圖6給出內(nèi)縮變形的評(píng)判指標(biāo)，面內(nèi)縮變形主要發(fā)生在后車(chē)架尾部、前部（毗鄰虎頭）以及尾架處.尾部的兩個(gè)大梁向內(nèi)部產(chǎn)生收縮彎曲傾向，考察收縮后框架的長(zhǎng)度B1B2(內(nèi)端),將其作為焊接變形的指標(biāo).前部?jī)蓚€(gè)大梁向內(nèi)部產(chǎn)生收縮彎曲傾向，考察收縮后框架的長(zhǎng)度D1D2(內(nèi)端),將其作為焊接變形的指標(biāo).尾架處向內(nèi)部產(chǎn)生收縮彎曲傾向，通過(guò)考察O1點(diǎn)的x向位移評(píng)價(jià)其變形，即O1′與O1點(diǎn)坐標(biāo)的差值.

圖7給出面外彎曲變形評(píng)判指標(biāo)，主要從大梁的撓曲變形、尾架和虎頭上某點(diǎn)的位移來(lái)評(píng)判.大梁沿縱向長(zhǎng)度方向產(chǎn)生收縮彎曲傾向，考察收縮后的框架彎曲撓度大小EE′或FF′，取數(shù)值大者作為其焊接變形的指標(biāo).尾部產(chǎn)生收縮傾向，考察尾部端點(diǎn)（尾架上）G點(diǎn)的x向位移評(píng)價(jià)其變形的大小.前端處向內(nèi)部產(chǎn)生收縮彎曲傾向，考察前部端點(diǎn)（虎頭上）H點(diǎn)的x向位移評(píng)價(jià)其變形.

2.5后車(chē)架焊接變形模擬結(jié)果

4組不同焊接順序焊接后的后車(chē)架均出現(xiàn)焊接變形，見(jiàn)圖8，黑框線為結(jié)構(gòu)原始位置，而焊后各部位發(fā)生變化，按照前文分析發(fā)生相應(yīng)位移.

（a）后車(chē)架框架內(nèi)縮變形

（b）后車(chē)架框架面外彎曲變形

圖 8后車(chē)架整體外觀焊接變形，m

Fig.8Whole appearance of welding deformation of rear frame, m

根據(jù)圖6和7，對(duì)于面內(nèi)縮變形，分析計(jì)算后車(chē)架尾部、前部和尾架的收縮變形量，分別用ΔB，ΔD和ΔO1表示，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3，其中：d=0.812 m為框架內(nèi)端原始距離;負(fù)值表示向內(nèi)收縮，正值表示向外膨脹.對(duì)比發(fā)現(xiàn)，順序1和3面內(nèi)縮變形量ΔB的差值在0.1~1.0 mm之間，對(duì)于后車(chē)架尺寸可以忽略，故認(rèn)為在保證框架整體剛度的前提下，虎頭與后車(chē)架的焊接順序?qū)?nèi)縮變形無(wú)影響.順序4先焊連接架，框架剛度得不到保證，各位置面內(nèi)縮變形量約成倍于前三者.采用順序2焊接時(shí)各位置面內(nèi)縮變形最小，是由于框架的所有上下面的焊縫依次焊接，整個(gè)框架剛性約束增大，阻礙收縮變形.

表 3面內(nèi)縮變形對(duì)比

Tab.3Comparison of inplane shrinkage deformationm焊接順序順序1順序2順序3順序4ΔB=B1B2d-0.006 0-0.004 2-0.006 2-0.010 3ΔD=D1D2-d-0.003 9-0.003 0-0.004 0-0.007 2ΔO1=xO1-xO1′-0.002 4-0.001 4-0.002 2-0.002 9

4組不同焊接順序后車(chē)架面外彎曲變形計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4，其中：EE′值為負(fù)表示下彎變形，Δxg值為正表示尾架上表面向結(jié)構(gòu)中心線方向收縮，Δxh為負(fù)表示虎頭上表面向結(jié)構(gòu)中心線方向收縮.對(duì)比大梁下?lián)狭堪l(fā)現(xiàn)，順序2最小，其值為0.002 0 m，順序1和3比較接近，且僅次于順序2，順序4最大，說(shuō)明框架形成的剛性約束對(duì)后車(chē)架面外彎曲變形形成有益的影響.

表 4面外彎曲變形對(duì)比

Tab.4Comparison of outofplane bending deformationm焊接順序順序1順序2順序3順序4EE′=ZE′-ZE-0.003 0-0.002 0-0.002 9-0.003 5Δxg=xg′-xg0.002 80.002 50.002 70.003 2Δxh=xh′-xh-0.002 6-0.002 1-0.002 4-0.003 0

2.6后車(chē)架焊接變形實(shí)測(cè)結(jié)果

對(duì)以上4種焊接順序的后車(chē)架大梁的下?lián)狭窟M(jìn)行實(shí)際測(cè)量，結(jié)果見(jiàn)圖9.觀察發(fā)現(xiàn)，與模擬結(jié)果相比，在實(shí)際焊接時(shí)大梁下?lián)戏逯稻缘?，但差值?.1~1.0 mm之間.采用不同焊接順序時(shí)大梁的下?lián)馅厔?shì)與模擬結(jié)果一致.在順序2焊接條件下，大梁最大撓度為0.001 7 m，與模擬結(jié)果誤差為15%，證明模擬結(jié)果具有較高的準(zhǔn)確性.

圖 9后車(chē)架大梁的下?lián)夏M結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比

Fig.9Comparison between simulation results and measured results of rear frame bottom deflection

3結(jié)論

（1）建立后車(chē)架整體結(jié)構(gòu)有限元模型，采用殼單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，并對(duì)比殼單元與實(shí)體單元的計(jì)算誤差，驗(yàn)證用殼單元代替實(shí)體單元的有效性和可行性.

（2）后車(chē)架計(jì)算結(jié)果表現(xiàn)出復(fù)雜的焊接變形，確定焊接變形分析思路，主要為框架大梁的面內(nèi)縮變形和框架的面外彎曲變形.

（3）采用4種焊接順序進(jìn)行焊接數(shù)值計(jì)算，后車(chē)架的面內(nèi)縮變形量以及撓曲變形值計(jì)算結(jié)果表明，增加大框架的剛性可有效減小焊接變形.當(dāng)采用順序2焊接時(shí)，各焊接變形量都最小，其中大梁撓曲變形值為0.002 0 m，且實(shí)際測(cè)量結(jié)果與模擬結(jié)果基本吻合，誤差為15%，說(shuō)明該焊接順序較理想.參考文獻(xiàn)：

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