徐麗平

（黎明職業(yè)大學(xué)，福建 泉州 362000）

焊接過程復(fù)雜且不可逆，焊接變形直接影響產(chǎn)品質(zhì)量、結(jié)構(gòu)強(qiáng)度以及后續(xù)的裝配和組裝工序。多年來，諸多國內(nèi)外專家學(xué)者利用有限元分析數(shù)值模擬方法預(yù)測(cè)焊接變形，研究控制殘余應(yīng)力和減小焊接變形、提高焊接質(zhì)量的工藝[1-4]，但缺少對(duì)組裝部件多、精度要求較高的大型平行焊縫箱體結(jié)構(gòu)件的焊接變形預(yù)測(cè)及順序優(yōu)化。

智能垃圾車要求裝卸自動(dòng)化程度高、裝載能力強(qiáng)、結(jié)構(gòu)強(qiáng)度高、密封性能好、工作過程可靠。大箱體框架是智能垃圾車的基礎(chǔ)和關(guān)鍵結(jié)構(gòu)之一，由多個(gè)沖壓型板拼焊而成，其特點(diǎn)是尺寸大、焊縫多、單條焊縫長，而型板沖壓后存在內(nèi)應(yīng)力，極容易使得長直拼縫由于焊接熱效應(yīng)而出現(xiàn)過大的焊接變形?？蚣芎附油瓿珊笮枧c前面板、頂梁、壓縮缸、油缸支座、導(dǎo)流板等其他結(jié)構(gòu)件進(jìn)行裝配和組裝，因此箱體框架的焊接變形將影響全車的組裝和質(zhì)量，過大的焊接變形增加后續(xù)矯正和修補(bǔ)的工序，影響生產(chǎn)的正常周期，造成一定程度上的浪費(fèi)和經(jīng)濟(jì)損失。同時(shí)，高殘余應(yīng)力的存在可誘發(fā)熱裂紋、冷裂紋等，容易引起疲勞破壞，致使整個(gè)結(jié)構(gòu)失效[5]。焊接順序?qū)ψ罱K的焊接變形影響極大，在生產(chǎn)中如果逐個(gè)順序試驗(yàn)，會(huì)增加巨大的生產(chǎn)成本和時(shí)間成本。因此，需要進(jìn)行焊接的數(shù)值模擬計(jì)算、優(yōu)化焊接順序，在焊接過程中能精確減少焊接變形，增加焊接結(jié)構(gòu)的可靠性，為后續(xù)的設(shè)備組裝提供焊接品質(zhì)保障。

1 箱體有限元模型建立

1.1 箱體有限元模型

箱體由6 塊厚度為8 mm 的Q345 低合金高強(qiáng)鋼板組合焊接而成，總體尺寸為4 000 mm×2 370 mm×1 800 mm，共有6 條縱向平行長焊縫，焊接后車廂一端為平端，一端為坡口端。

對(duì)箱體進(jìn)行分塊有限元建模及網(wǎng)格劃分，采用熱-力耦合算法對(duì)焊接結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究。由于箱體模型尺寸大，考慮到焊接時(shí)塑性變形主要集中在焊縫及熱影響區(qū)周圍的狹小區(qū)域內(nèi)，整體網(wǎng)格采取疏密結(jié)合的方式劃分，焊縫及其熱影響區(qū)域采用較密集網(wǎng)格，距離焊縫較遠(yuǎn)及溫度影響較小的區(qū)域采用較稀疏網(wǎng)格[6]如圖1 所示。為保證計(jì)算精度，整個(gè)車廂在網(wǎng)格劃分上全部采用八節(jié)點(diǎn)六面體實(shí)體單元，模型單元數(shù)為120 384個(gè)，網(wǎng)格數(shù)為282 016。計(jì)算過程中材料假定為各向同性，不考慮焊縫熔池內(nèi)部的化學(xué)反應(yīng)及攪拌、對(duì)流，劃分網(wǎng)格后的箱體有限元模型及6 條焊縫編號(hào)如圖2 所示。

圖1 疏密結(jié)合網(wǎng)格示意圖

圖2 車廂整體有限元模型

1.2 焊接順序設(shè)計(jì)

由于斜坡口端的存在，使得箱體上下結(jié)構(gòu)不對(duì)稱，因此不同的焊接順序?qū)?duì)每一塊鋼板的焊接變形都會(huì)產(chǎn)生不同程度的影響。本次仿真設(shè)計(jì)出3 種焊接方案：（1）順時(shí)針方向的順次施焊；（2）以對(duì)面相對(duì)的焊縫為一組先后施焊；（3）以對(duì)面交叉的焊縫為一組先后施焊。焊接方案及具體施焊順序如表1 所示。

表1 焊接方案及具體施焊順序

1.3 材料特性

箱體母材材質(zhì)為Q345 低合金高強(qiáng)鋼，該鋼材具有較優(yōu)秀的焊接性能，其熱導(dǎo)率等熱物理參數(shù)及力學(xué)參數(shù)如表2 所示。

表2 不同溫度下Q345 低合金鋼熱物理及力學(xué)性能參數(shù)[7-9]

2 熱源模型及溫度場(chǎng)計(jì)算

焊接時(shí)高度集中的熱源具有移動(dòng)的特點(diǎn)，形成對(duì)時(shí)間和空間梯度都很大的瞬態(tài)溫度場(chǎng)，而這種不均勻溫度場(chǎng)是影響焊接應(yīng)力與焊接變形的重要因素，因此，焊接熱源模型的建立與焊接溫度場(chǎng)的模擬是焊接數(shù)值模擬的重要部分[10-11]。智能垃圾車箱體的焊接方法為混合氣體保護(hù)焊，電流80～120 A，電壓18～20 V，氣體流量10～12 L/min，在模擬溫度場(chǎng)計(jì)算時(shí)，采用Goldak 提出的雙橢球熱源模型[12]。該模型充分考慮了熱源移動(dòng)對(duì)熱流分布的影響，能準(zhǔn)確模擬焊接過程中熱源前端溫度變化快而后端溫度變化慢的特點(diǎn)，并將其轉(zhuǎn)化為在時(shí)間域和空間域上作用于箱體焊件的數(shù)學(xué)表達(dá)式[13]。雙橢球熱源模型前后橢球的熱分布函數(shù)分別為

式(1)中，Q(x,y,z,t)代表時(shí)間t在(x,y,z)位置的熱流量；ff,fr分別為前、后兩個(gè)橢球的能量輸入；v是焊接速度；a f,ar,b,c為高斯參數(shù)；a f，ar分別為前、后半部分橢球的長度；b為熔寬；c為熔深[14]。

由于焊接的熱分析過程是一個(gè)典型的非線性瞬態(tài)過程，因此可用非線性傳熱方程來描述[15]：

圖3 雙橢球熱源模型

式(2)中，ρ為材料的密度(g/mm3)；c為材料的比熱容(J/g?℃)；qv為內(nèi)部熱源發(fā)熱率(W/mm3)；λ為導(dǎo)熱系數(shù)?？紤]模型與外部環(huán)境的對(duì)流與輻射，通過完全牛頓法來描述模型與外部空氣的對(duì)流散熱：

式(3)中，cq為對(duì)流散熱量，ch為對(duì)流散熱系數(shù)，取值3.4×105(W/(mm2?℃))；sT為模型表面的溫度；0T為外部環(huán)境溫度，設(shè)為20 ℃。產(chǎn)生的輻射損失量問題，采用Stefan-Boltzmann 定律來定義[16]：

式(4)中，qr表示為熱輻射損失量；σ為Stefan-Boltzmann 常數(shù)，取值56.7×10-8W?m-2?k-4；ε為熱輻射率，取值0.8。

3 焊接變形結(jié)果分析

參考表2 設(shè)置模型材料力學(xué)特性參數(shù)并定義材料屬性，將溫度場(chǎng)模擬所求的溫度變化ΔT細(xì)化為若干增量，逐個(gè)加載到箱體有限元單元中，對(duì)箱體模型進(jìn)行焊接變形仿真計(jì)算。各單元的應(yīng)變?cè)隽縶dε}e與位移增量{dδ}e的表達(dá)式為

材料熱彈塑性變形應(yīng)力σ應(yīng)變?chǔ)藕蜏囟萒之間的表達(dá)式為

式(5), (6)中，[B]為幾何單元矩陣；[D]為彈性矩陣；{C}為關(guān)于溫度T的函數(shù)，通過各單元的模擬計(jì)算，焊接仿真完成后變形量能以云圖和數(shù)值展示[11]。

經(jīng)過分析對(duì)比14 組焊接仿真計(jì)算結(jié)果，焊接變形主要在焊縫區(qū)，3 種施焊方案的x向變形總體差異較小，并且x正向位移的峰值都位于起弧點(diǎn)，x負(fù)向位移的峰值都位于收弧點(diǎn)；但不同施焊方案和施焊順序?qū)向和z向變形分布差異較大。1-2-3-4-5-6 施焊順序變形云圖如圖4 所示，不同焊接順序各向變形數(shù)據(jù)如表3 所示。

表3 不同焊接順序各向變形量 mm

圖4 焊接順序1-2-3-4-5-6 三方向變形云圖

3.1 順次施焊變形分析

從順次施焊的各順序、各方向變形云圖圖4 可以看出，順次施焊不同焊接順序下，x正向最大變形量為0.485 mm；x負(fù)向最大變形量為1.02 mm；y向和z向變形分布圖具有較大的差異，y向大變形區(qū)位于左、右側(cè)壁的焊接中心區(qū)域，z向變形主要存在于上、下板。

焊接順序?yàn)椤?-3-4-5-6-1”時(shí)，y正向變形峰值最大為2.70 mm，“6-1-2-3-4-5”的y正向變形峰值最小為1.441 mm，減小了46.63%的y正向變形；“5-6-1-2-3-4”的y負(fù)向變形峰值最大為3.977 mm；“3-4-5-6-1-2”的y負(fù)向變形峰值最小為2.14 mm，減小了46.19%的y負(fù)向變形；焊接順序“3-4-5-6-1-2”的y正負(fù)向綜合變形最小。不同焊接順序?qū)正向變形的影響比對(duì)z負(fù)向變形小?！?-2-3-4-5-6”的z正向變形（上翹變形）峰值最大為2.997 mm；“5-6-1-2-3-4”的z正向變形峰值最小為2.779 mm，減小了7.27%的z正向變形；“2-3-4-5-6-1”的z負(fù)向變形（下凹變形）峰值最大為3.885 mm；“1-2-3-4-5-6”的z負(fù)向變形峰值最小為3.210 mm，減小了17.37%的z負(fù)向變形。焊接順序“3-4-5-6-1-2”的z正負(fù)向綜合變形最小。

經(jīng)過變形量數(shù)據(jù)及變形云圖對(duì)比分析，焊接順序“3-4-5-6-1-2”的綜合變形量相對(duì)最小，相對(duì)其它順次焊接順序表現(xiàn)更優(yōu)。

3.2 對(duì)面相對(duì)焊縫施焊變形分析

對(duì)面相對(duì)焊縫先后施焊變形結(jié)果顯示，以“3-6”作為優(yōu)先焊接焊縫（即優(yōu)先對(duì)兩個(gè)側(cè)壁的焊縫3、焊縫6 進(jìn)行焊接）時(shí)，各向變形量均要小于以“1-5”作為優(yōu)先焊接焊縫的變形量，故以相對(duì)面順序焊接時(shí)，應(yīng)先對(duì)兩側(cè)壁的焊縫施焊，再對(duì)上下壁的4 條焊縫進(jìn)行相應(yīng)順序施焊。對(duì)面相對(duì)焊縫施焊各順序下，x正向最大變形量為0.489 mm；x負(fù)向最大變形量為1.017 mm，焊接順序?qū)向變形的影響較小。焊接順序?yàn)椤?-6-2-4-1-5”時(shí)y正向最小變形量為1.475 mm，相對(duì)減少37.02%；y負(fù)向最小變形量為1.761 mm，相對(duì)減少54.92%。焊接順序?yàn)椤?-6-1-5-2-4”時(shí)，z正向最小變形量為2.706 mm，相對(duì)減少14.53%；z負(fù)向最小變形量為3.284 mm，相對(duì)減少8.65%。

經(jīng)過對(duì)變形量數(shù)據(jù)及變形云圖綜合分析,“3-6-1-5-2-4”的焊接順序表現(xiàn)更優(yōu)。

3.3 對(duì)面交叉焊縫施焊變形分析

對(duì)面交叉焊縫進(jìn)行施焊的4 組焊接順序中x向位移云圖變形規(guī)律與順次施焊、對(duì)面相對(duì)焊縫先后施焊的變形規(guī)律基本相同，在各施焊順序中，x向總體變形量較小。通過y向位移云圖和z向位移云圖，可以發(fā)現(xiàn)其影響規(guī)律與對(duì)面相對(duì)焊縫焊接相似，同樣是“3-6”為優(yōu)先的焊接順序表現(xiàn)更佳。且在“3-6”為優(yōu)先的兩種情況中，上下壁焊接順序?yàn)椤?-6-2-5-1-4”與“3-6-2-5-4-1”的y向位移及z向位移表現(xiàn)幾乎相同，故上下壁的交叉焊接順序?qū)向位移、z向位移影響較小。且在相同對(duì)面情況下，交叉焊縫各焊接順序的y向位移變形量、z向位移變形規(guī)律與相對(duì)焊縫先后施焊幾乎相同，故是否交叉施焊對(duì)y向變形及z向變形影響不大。

3.4 形變曲線圖比較

3.4.1 形變數(shù)據(jù)提取路徑選擇

對(duì)順次施焊、對(duì)面相對(duì)焊縫、對(duì)面交叉焊縫3 種施焊方案的各組模型進(jìn)行x,y,z向形變的數(shù)據(jù)提取。各路徑提取情況分類見圖5，箭頭所示為提取路徑。3 種施焊方案均提取x,y,z向形變數(shù)據(jù)，其中x向形變中，路徑j(luò),k分別是前端口與斜坡口的四條邊，口字形周長；y向形變中，路徑e,g是兩側(cè)壁的豎向中線，路徑f,h是斜坡口中兩側(cè)壁的直線（順次施焊不提取斜坡口處路徑）；z向形變的路徑中，路徑a,c是上下表面的豎向中線、路徑b,d是上下表面的橫向中線。

圖5 3 方向形變提取路徑

3.4.2 各向形變曲線圖比較

從3 種施焊方案的各路徑形變曲線圖可以看出，順次施焊各順序形變規(guī)律基本相似，沒有形變表現(xiàn)比較突出的順序，且形變量相對(duì)另兩種方案更大；對(duì)面交叉焊縫施焊方案中，各組的形變規(guī)律與對(duì)面相對(duì)焊縫施焊的形變規(guī)律基本相似，側(cè)壁先施焊的順序表現(xiàn)更加。

對(duì)面相對(duì)焊縫方案的各組形變曲線圖如圖6～8 所示，通過對(duì)比可以看出，不同的施焊順序?qū)π巫兞慨a(chǎn)生影響，特別是在y,z方向的形變。結(jié)合上文變形云圖分析，在y向形變曲線圖中，優(yōu)先施焊“3-6”兩側(cè)壁的形變量明顯小于優(yōu)先施焊“1-5”上下表面的形變量，采用相對(duì)面優(yōu)先施焊兩側(cè)壁的方案合理；再結(jié)合z向形變曲線圖，“3-6-1-5-2-4”的四條形變路徑的形變綜合表現(xiàn)要優(yōu)于“3-6-2-4-1-5”，故對(duì)面相對(duì)焊縫施焊的最佳順序?yàn)椤?-6-1-5-2-4”。

圖6 對(duì)面相對(duì)焊縫施焊z 向形變曲線比較

圖7 對(duì)面相對(duì)焊縫施焊y 向形變曲線比較

圖8 對(duì)面相對(duì)焊縫施焊x 向形變曲線比較

4 結(jié)論

通過對(duì)智能垃圾車箱體結(jié)構(gòu)的有限元數(shù)值模擬，并對(duì)3 種施焊方案的各焊接順序形變量及殘余應(yīng)力對(duì)比，本文得出以下結(jié)論：（1）相對(duì)面施焊以及相對(duì)面交叉施焊，比順次施焊更具優(yōu)勢(shì)，總體形變量更小；（2）在相對(duì)面施焊與相對(duì)面交叉施焊的對(duì)比中發(fā)現(xiàn)，是否交叉施焊對(duì)各向形變量影響較小，實(shí)施交叉施焊的必要性不大；（3）結(jié)合變形云圖和形變曲線圖，對(duì)比得出采用對(duì)面相對(duì)焊縫施焊方案的“3-6-1-5-2-4”是最佳焊接順序。故“3-6-1-5-2-4”可以作為總體方案的最佳焊接順序。

實(shí)踐生產(chǎn)證明，優(yōu)化后的焊接順序能有效控制箱體焊接變形，實(shí)際測(cè)量誤差與數(shù)值預(yù)測(cè)計(jì)算在15%以內(nèi)，為設(shè)備組裝提供了可靠和穩(wěn)定的尺寸精度，有效節(jié)約生產(chǎn)成本。