宋坤林， 展旭和， 徐良， 楊海鋒， 崔輝

(1.國家高速列車青島技術創(chuàng)新中心，山東 青島 266109；2.哈焊國創(chuàng)(青島)焊接工程創(chuàng)新中心有限公司，山東 青島 266109)

0 前言

激光復合焊技術是目前最受關注的焊接技術之一，國內(nèi)外的研究已經(jīng)證實，激光復合焊接技術可實現(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)預測出焊接變形趨勢，關于數(shù)值模擬方法，Ueda等人[6]提出的固有應變法認為固有應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。

圖1 熱源模型與實際焊縫截面

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。

頂板主要有細粒砂巖、粉砂巖、砂質(zhì)泥巖或泥巖?？傮w分布規(guī)律大致為西翼以細粒砂巖為主，厚度在1.2～4.4 m，東翼以泥巖為主，厚度在0.9～4.2 m；中西翼約150 m以砂質(zhì)泥巖為主，厚度在2.0～3.2 m，計劃上綜采的11采區(qū)的11204工作面直接頂以砂質(zhì)泥巖為主。30組頂板中，9組泥巖，8組砂質(zhì)泥巖，1組粉砂巖和9組砂巖；頂板以泥巖為主，占40%，砂巖和砂質(zhì)泥巖，分別占30%和27%，粉砂巖占3%。

圖2 側(cè)墻整體網(wǎng)絡結(jié)構(gòu)

2.2 固有應變的提取和施加

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變值，根據(jù)計算結(jié)果的應變分布狀況，提取焊縫附近節(jié)點的固有應變均值即可作為后續(xù)模擬所用的固有應變，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變均值見表1。

表1 焊接工藝參數(shù)及平均固有應變值

目前，現(xiàn)有的有限元軟件一般不能直接將固有應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變區(qū)域的材料線膨脹系數(shù)來施加固有應變[11]，式(1)給出了應變和溫度、線膨脹系數(shù)三者之間的關系。

ε=W/F=αΔT

(1)

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

固有應變施加在焊縫區(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)固有應變施加。

圖3 固有應變施加區(qū)域

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?？紤]型材拼裝實際情況，選擇先焊凹面后焊凸面的整體順序，在此基礎上設計了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>

圖4 側(cè)墻焊縫編號

考慮側(cè)墻整體結(jié)構(gòu)，為方便夾具的設計及實際應用，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，設計3種不同的約束方案。

圖5 側(cè)墻復合焊約束位置

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?/h3>

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。

圖6 3種焊接順序下的x方向變形云圖

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。

圖7 3種焊接順序下的y方向變形云圖

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。

圖8 3種焊接順序下的z方向變形云圖

綜上，3種不同的焊接順序下的側(cè)墻通長部件x，y，z3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%。

圖9 不同焊接順序下的x，y，z方向變形量

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10 側(cè)墻焊后變形趨勢

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?？梢娛褂眉s束方案1能夠有效減少側(cè)墻首尾兩端的變形，但是會相應的加重側(cè)墻中部的x方向及z方向變形。

圖11 約束方案1下的x，y，z三向變形云圖

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。

圖12 約束方案2下的x，y，z三向變形云圖

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13 約束方案3下的x，y，z三向變形云圖

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。

圖14 不同約束方案對焊接變形的影響

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。

圖15 F形壓爪示意圖

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16 變形對比測量點

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。

表2 測量點x方向?qū)崪y值與模擬變形結(jié)果

圖17 實測變形與模擬變形結(jié)果對比

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，D44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。

表3 測量點x方向?qū)崪y值與模擬變形結(jié)果

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。