黃海瀚+周廣濤

作者簡介： 黃海瀚(1988—)，男，福建福鼎人，碩士研究生，研究方向為焊接，(Email)hhh858@163.com;

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

后車架是裝載機整機中最關鍵的部件之一，上面安裝有駕駛室、發(fā)動機、后橋、變矩器、前/后配重以及其他較小的零配件.該結構主要由鋼板焊接而成，受力復雜.后車架焊接變形嚴重會影響后續(xù)的裝配精度和外觀質量，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很重要的工作.［1］目前，在生產過程中對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和經驗，不但浪費大量工時，而且生產成本也大大增加.［2］

隨著有限元數值仿真技術的發(fā)展，越來越多學者利用其預測復雜結構件的焊接變形.［35］本文使用有限元軟件Marc模擬后車架實際的焊接過程，并采用不同焊接順序方案對后車架焊接變形問題進行定性分析，為后車架實際焊接工藝提供數據參考.

1后車架有限元模型建立

1.1后車架的組成

后車架整體結構由4個分總成部件組成，分別為虎頭總成、大梁總成、連接架總成和尾架總成，見圖1.其中，虎頭與兩個大梁焊接，尾架與兩個大梁焊接，連接架位于兩個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后車架結構, mm

Fig.1Rear frame structure, mm

1.2有限元模型建立

該結構尺寸大，如果采用實體建模，在網格劃分時單元數量非常多，在保持單元最小邊長10 mm的條件下，單元總數將達到100萬個以上，一般的計算機無法承擔此計算任務.因此，可在保證計算精度要求的前提下采用殼單元代替實體單元，使單元總數大大減少.

后車架結構復雜，建模存在一定難度，單元采用四節(jié)點平面單元.焊縫形式主要為殼單元角焊縫，最小單元邊長為8 mm，對于尺寸超過3 m的模型，該尺寸能滿足精度要求，對遠離焊縫區(qū)域的網格進行稀疏處理，進一步減少單元總量.網格劃分后的單元總數為65 890個，節(jié)點數為64 745個，殼體厚度設為10 mm，有限元模型見圖2.

圖 2后車架有限元模型

Fig.2Finite element model of rear frame

1.3材料性能和邊界條件

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

表 1后車架材料性能參數

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，傳熱以二維熱傳導的形式進行，采用傳統(tǒng)的熱源模型無法達到模擬真實焊接的目的，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］

結構各零件表面的散熱邊界條件以與周圍環(huán)境的對流和輻射為主.結構的初始溫度皆為室溫，設定為20 ℃.

1.4焊縫序號的分配

后車架由4個分總成通過焊接形成一體，共由26條兩兩對稱的焊縫連接而成，其中，尾架與兩個大梁之間有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，具體位置見圖3，焊縫類型見表2.圖 3焊縫分布

Fig.3Weld distribution

表 2焊縫類型

Tab.2Weld type焊縫類型橫焊縫立焊縫序號（括號中為兩兩對稱焊縫）（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數值仿真計算

2.1溫度場數值仿真

溫度場數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0.8，焊接速度10 mm/s.［7］在焊接過程中，t=211 s時焊縫7的局部溫度場分布和熔池尺寸見圖4.

圖 4在t=211 s時瞬態(tài)溫度場云圖，℃

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

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

2.2實體簡化為板或殼的計算精度對比

與平面問題、桿系結構一樣，將實際結構簡化為板或殼，既可以滿足精度要求，又可以節(jié)省計算工時和費用，所以板單元與殼單元在工程中得到廣泛應用，尤其是有限元單元數目巨大的模型計算，所需存儲空間大、計算時間長，采用殼單元后能大大縮短計算時間.［8］

板殼計算基于克希霍夫假設.［9］焊接問題是熱力耦合問題，非線性程度大，由于后車架大部分焊縫類型為角焊縫，需要驗證殼模型和實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象，對比殼單元角焊縫模型和實體單元角焊縫模型的角變形情況，結果見圖5.

（a）殼單元角變形結果

（b）實體單元角變形結果

圖 5角焊縫模型的角變形，m

Fig.5Angular deformation of fillet weld models, m

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

2.3后車架焊接順序制定

根據后車架的焊接結構特點，為減少焊接變形，應該首先保證后車架大框架的剛度，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.由于后車架是對稱結構，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總體焊接思路為結構上面焊縫→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

對后車架模型26條焊縫依次焊接過程進行大量計算，后車架結構表現出復雜的焊接變形.歸納兩類焊接變形作為該結構變形趨勢的考察量，分別為面內縮變形和面外彎曲變形.2種變形趨勢示意見圖6和7.

圖 6框架面內縮變形

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給出內縮變形的評判指標，面內縮變形主要發(fā)生在后車架尾部、前部（毗鄰虎頭）以及尾架處.尾部的兩個大梁向內部產生收縮彎曲傾向，考察收縮后框架的長度B1B2(內端),將其作為焊接變形的指標.前部兩個大梁向內部產生收縮彎曲傾向，考察收縮后框架的長度D1D2(內端),將其作為焊接變形的指標.尾架處向內部產生收縮彎曲傾向，通過考察O1點的x向位移評價其變形，即O1′與O1點坐標的差值.

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

2.5后車架焊接變形模擬結果

4組不同焊接順序焊接后的后車架均出現焊接變形，見圖8，黑框線為結構原始位置，而焊后各部位發(fā)生變化，按照前文分析發(fā)生相應位移.

（a）后車架框架內縮變形

（b）后車架框架面外彎曲變形

圖 8后車架整體外觀焊接變形，m

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

根據圖6和7，對于面內縮變形，分析計算后車架尾部、前部和尾架的收縮變形量，分別用ΔB，ΔD和ΔO1表示，計算結果見表3，其中：d=0.812 m為框架內端原始距離;負值表示向內收縮，正值表示向外膨脹.對比發(fā)現，順序1和3面內縮變形量ΔB的差值在0.1~1.0 mm之間，對于后車架尺寸可以忽略，故認為在保證框架整體剛度的前提下，虎頭與后車架的焊接順序對內縮變形無影響.順序4先焊連接架，框架剛度得不到保證，各位置面內縮變形量約成倍于前三者.采用順序2焊接時各位置面內縮變形最小，是由于框架的所有上下面的焊縫依次焊接，整個框架剛性約束增大，阻礙收縮變形.

表 3面內縮變形對比

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架面外彎曲變形計算結果見表4，其中：EE′值為負表示下彎變形，Δxg值為正表示尾架上表面向結構中心線方向收縮，Δxh為負表示虎頭上表面向結構中心線方向收縮.對比大梁下撓量發(fā)現，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，說明框架形成的剛性約束對后車架面外彎曲變形形成有益的影響.

表 4面外彎曲變形對比

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后車架焊接變形實測結果

對以上4種焊接順序的后車架大梁的下撓量進行實際測量，結果見圖9.觀察發(fā)現，與模擬結果相比，在實際焊接時大梁下撓峰值均略低，但差值在0.1~1.0 mm之間.采用不同焊接順序時大梁的下撓趨勢與模擬結果一致.在順序2焊接條件下，大梁最大撓度為0.001 7 m，與模擬結果誤差為15%，證明模擬結果具有較高的準確性.

圖 9后車架大梁的下撓模擬結果與實測結果對比

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

3結論

（1）建立后車架整體結構有限元模型，采用殼單元劃分網格，并對比殼單元與實體單元的計算誤差，驗證用殼單元代替實體單元的有效性和可行性.

（2）后車架計算結果表現出復雜的焊接變形，確定焊接變形分析思路，主要為框架大梁的面內縮變形和框架的面外彎曲變形.

（3）采用4種焊接順序進行焊接數值計算，后車架的面內縮變形量以及撓曲變形值計算結果表明，增加大框架的剛性可有效減小焊接變形.當采用順序2焊接時，各焊接變形量都最小，其中大梁撓曲變形值為0.002 0 m，且實際測量結果與模擬結果基本吻合，誤差為15%，說明該焊接順序較理想.參考文獻：

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