基于simufact welding 的汽車起重機轉臺焊接變形分析與優(yōu)化

肖召輝，李 林

（1.湖南工業(yè)職業(yè)技術學院，湖南 長沙 410000；2.三一重工，湖南 長沙 410000）

0 引言

汽車起重機作為工程機械中廣泛使用的一種起重設備，因其靈活的使用工況和快速轉場的特點受到吊裝市場的歡迎。轉臺作為汽車起重機吊載時的直接承載構件，是汽車起重機核心鋼構件之一，因其焊接結構的非對稱性及較大的焊接工作量，焊接變形的控制成為轉臺生產(chǎn)制造過程中的難題[1]。

如何高效地控制轉臺焊接變形的研究得到了國內外學者的普遍關注，徐工集團及森源重工在產(chǎn)品試制階段積累了大量關于反變形的工藝數(shù)據(jù)[2]，通過多次的工藝試驗最終實現(xiàn)精度達標，但同時也增加了產(chǎn)品的開發(fā)周期及人力物力成本。

隨著有限元仿真技術的發(fā)展，焊接仿真逐漸成為一種新的手段。Fang 等[3]以起重機轉臺底板為對象進行了有限元模擬，通過對底板進行剛性固定，可以很好的預測焊接變形，通過模擬與試驗對比，變形分布于實測結果一致，誤差在6%以內，驗證了有限元分析的可行性。

本項目采用焊接仿真專業(yè)軟件Simufact Welding對轉臺整體的焊接工藝進行仿真驗算并提出優(yōu)化方案。

1 焊接結構

某型號汽車起重機轉臺如圖1 所示。

圖1 轉臺結構

轉臺長3070 mm，寬1600 mm，高2150 mm，其由兩塊側立板、一塊大底板、一塊斜底板及若干連接板通過焊接方式連接而成，轉臺為典型的非對稱鋼結構件，存在焊接工作量大、焊接易變形等問題。

轉臺母材材質為Q460 低合金高強鋼，其化學成分及力學性能見表1。在使用過程中能滿足某噸位汽車起重機使用的工況要求。Q460 鋼含碳量低，淬硬傾向小，在室溫下焊接產(chǎn)生裂紋傾向性低，具有良好的焊接性能。

表1 Q460 鋼的化學成分（質量分數(shù)，%）和力學性能

2 建立有限元模型

2.1 確定熱源模型及其參數(shù)

在焊接數(shù)值模擬計算中，焊接熱源模型對于計算的精度有很大的影響，因此，確定合理的熱源模型及其參數(shù)至關重要。焊接熱源模型需要根據(jù)焊接方式、焊接速度、焊縫形式、母材厚度等因素來確定，文中轉臺連接焊縫多為坡口角焊縫，制造過程中采用的焊接方式為CO2氣體保護焊，針對CO2氣體保護焊的數(shù)值模擬，國內外學者做了許多研究。

目前，高斯分布熱源模型和雙橢球熱源模型是常用的兩種熱源模型。在焊接仿真計算時，高斯模型對于平面高能束焊接有著很好的計算精度，而對于坡口角焊縫的焊接方法，采用雙橢球熱源模型更為合適，因此本文選用雙橢球模型進行計算[4-5]。圖2 為雙橢球熱源模型示意圖，模型沿X軸分成前后兩個部分，前后橢球長度不同，更好的模擬熱源在焊接過程中前端和后端溫度梯度的不同。模型沿X軸前半部的熱源模型分布表達式為：

圖2 雙橢球熱源模型

后半部橢球的熱源模型分布表達式為：

其中，f1和f2分別為前后半橢球的能量分布系數(shù)，且f1+f2= 2；a1，a2，b，c為定義橢球熱源形狀參數(shù)，Q為焊接熱輸入且Q=ηUI，文中焊接材料為實心焊絲，其中熱效率η取0.8。根據(jù)轉臺現(xiàn)場焊接經(jīng)驗，焊接工藝參數(shù)如表2 所示。

表2 焊接工藝參數(shù)

確定焊接熱源模型后，需對熱源模型進行校核以確定模型參數(shù)，校核的方法是通過調整模型參數(shù)來比較模擬熔池與實際焊接熔池之間的關系，如圖3 所示，圖3（a）為熱源校核的焊縫熔池形狀，圖3（b）為實際焊縫斷面熔池輪廓。當模擬得到的熔池形狀與試驗觀測到的焊縫熔合線兩者相符時，此時的熱源參數(shù)將作為等效焊接熱源輸入到轉臺結構的有限元計算中，文中得到的雙橢球模型參數(shù)見表3。

表3 雙橢球模型參數(shù)（mm）

圖3 熱源校核及焊縫斷面熔池輪廓

2.2 網(wǎng)格劃分及加載邊界條件

采用Croe 軟件建立轉臺幾何模型，由于模型尺寸較大，在六面體網(wǎng)格劃分過程中，通過對轉臺結構的焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的網(wǎng)格進行局部細化來提升數(shù)值計算的精確性及效率。在以往經(jīng)驗的基礎上，對焊接幾何模型進行如下條件設定：（1）工藝支撐：增加4個工藝支撐，其中2 個位于左右立板間，2 個位于上下絞點支板處；（2）定位夾具：轉臺大底板增加4 個定位夾具，夾具夾緊力設定為300 N；（3）焊接順序：采用先立板外側再內側的焊接順序。有限元焊接模型如圖4 所示，總共包含214078 個節(jié)點。

圖4 網(wǎng)格劃分及邊界條件定義

3 模擬結果分析

在焊接過程中，隨著熱源的局部加熱作用，焊件的溫度在時間與空間上發(fā)生了復雜變化，同時由于焊件結構與工藝的影響，最終導致焊接結構整體發(fā)生各種變形。由于轉臺結構的非對稱性，焊縫主要集中在大底板上側，底板應用夾具進行了剛性固定，因此轉臺主要變形的位置是兩側立板，變形的趨勢是沿著兩側立板從下至上逐漸加大。經(jīng)仿真計算，轉臺焊接結束冷卻后總變形量分布情況如圖5 所示。從結果看出，轉臺焊后最大變形量為7.14 mm，主要發(fā)生在兩側立板的上端，與轉臺實際焊接過程中變形趨勢一致。

圖5 總體焊接變形量分布

4 優(yōu)化方案

根據(jù)仿真結果，制定了控制立板上端變形的優(yōu)化方案，主要從兩方面展開：（1）優(yōu)化焊接順序；（2）調整立板反變形量。

4.1 優(yōu)化焊接順序

轉臺焊縫主要布置在兩立板外側及中間位置，先前的焊接順序是先焊接左側立板焊縫，再焊接右側立板焊縫，最后焊接中間焊縫的順序，如圖6（a）所示。優(yōu)化后的焊接順序改為先內側焊縫，再焊接左側焊縫，最后焊接右側焊縫的順序，如圖6（b）所示。

圖6 焊接順序

4.2 優(yōu)化反變形量

對左右立板增加反變形量，經(jīng)驗證，當左右立板反變形量為[+2 mm，-4 mm]時，焊接變形得到顯著控制，立板的反變形量如圖7 所示。通過優(yōu)化焊接順序及增加反變形量，對模型重新進行仿真分析，焊接結束冷卻后轉臺的總變形分布情況如圖8 所示，可以看出，轉臺焊后最大變形量為4.43 mm，較優(yōu)化前7.14 mm 降低2.71 mm，降低38%。

圖7 增加反變形量

圖8 優(yōu)化后總體焊接變形量分布

5 實驗驗證

為了驗證計算結果的正確性，現(xiàn)場采用CO2氣體保護焊對轉臺進行焊接驗證，如圖9 所示。采用的焊接工藝要求為：（1）焊接電流270 A，焊接電壓29 V，焊接速度27 cm/min；（2）左右立板分別預留+2 mm、-4 mm 的反變形量；（3）先內側焊縫后外側焊縫的焊接順序。焊接完后，對工件的焊接變形進行測量，轉臺的最大變形量為4.5 mm，實驗的結果與計算的結果基本相近，驗證了模擬的有效性。

圖9 優(yōu)化后的方案現(xiàn)場驗證

6 結論

（1）通過有限元計算與對策，轉臺整體焊接變形量由對策前的7.14 mm 降低至對策后的4.43 mm。

（2）采用對策后的工藝條件進行了現(xiàn)場驗證，實驗結果與計算結果基本相近，驗證了模擬的有效性。

（3）采用仿真技術控制轉臺焊接變形，可大幅減少產(chǎn)品的試制周期和成本，對同行具有很強的參考意義。