轉(zhuǎn)向架構(gòu)架補焊殘余應(yīng)力數(shù)值模擬

張志毅，韓永彬，王心紅，李丹丹

(1.南車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111；2.大連交通大學 材料科學與工程學院，遼寧 大連 116028)

轉(zhuǎn)向架構(gòu)架補焊殘余應(yīng)力數(shù)值模擬

張志毅1，韓永彬1，王心紅1，李丹丹2

(1.南車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111；2.大連交通大學 材料科學與工程學院，遼寧 大連 116028)

轉(zhuǎn)向架作為車輛走行部的主要構(gòu)件，常采用局部補焊的手段進行修復，這勢必影響接頭殘余應(yīng)力。利用ABAQUS有限元分析軟件，分別對焊態(tài)、不同補焊參數(shù)和補焊次數(shù)后的殘余應(yīng)力進行了數(shù)值模擬。模擬計算結(jié)果表明：補焊后焊縫的縱向應(yīng)力大大增加，橫向應(yīng)力減??；但隨著補焊次數(shù)的增加，縱向應(yīng)力變化不大，橫向應(yīng)力有所增加；隨深度增加，縱向應(yīng)力漲幅不大，橫向應(yīng)力有所增加；隨補焊寬度增加，焊縫區(qū)的橫向應(yīng)力有所增加，縱向應(yīng)力略有增加但幅度不大。開展對轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架對接焊縫補焊殘余應(yīng)力分析，對于指導焊接轉(zhuǎn)向架生產(chǎn)、降低焊接接頭殘余應(yīng)力具有重要的意義。

SMA490BW；對接接頭；多次補焊；殘余應(yīng)力；數(shù)值模擬

0 前言

轉(zhuǎn)向架作為車輛走行部的主要構(gòu)件，在工作過程中承受著交變載荷的作用。為了保證高速構(gòu)架有足夠的強度、剛度和抗疲勞能力，減輕自重，實現(xiàn)低動力作用，目前高速客車轉(zhuǎn)向架的構(gòu)架均采用焊接形式，焊縫密集，易有夾雜、氣孔等缺陷，且在使用過程中容易有裂紋產(chǎn)生，如果只是簡單的整體報廢將會造成很大的浪費，因此常采用局部補焊的手段進行焊接修復[1]，這樣可以有效提高經(jīng)濟效益。但在同一部位進行補焊，材料將多次受熱，在補焊處會形成復雜的焊接殘余應(yīng)力分布狀態(tài)。而殘余應(yīng)力是影響焊接接頭強度的重要因素之一[2-3]，因此，分析補焊后的殘余應(yīng)力對于制定正確的補焊工藝、提高補焊接頭的可靠性具有重要的意義。

目前，Dong等人[4]對管道焊接接頭的修復長度對焊接殘余應(yīng)力分布的影響進行了數(shù)值模擬。湯潔等人對16MnR鋼焊接接頭補焊的殘余應(yīng)力進行數(shù)值模擬，但對于轉(zhuǎn)向架的常用鋼SMA490BW至今尚沒有相關(guān)研究。在此應(yīng)用ABAQUS有限元分析軟件對SMA490BW鋼進行補焊后的殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬，得到不同補焊后殘余應(yīng)力的分布情況，為優(yōu)化補焊工藝提供一定的理論基礎(chǔ)。

1 有限元計算模型

1.1 計算模型和網(wǎng)格劃分

由于平板對接接頭關(guān)于焊縫中心對稱，因此取其一半進行有限元分析。幾何模型補焊區(qū)結(jié)構(gòu)和尺寸如圖1所示，焊接試板尺寸130mm×75mm×12 mm，坡口形式為60°的V型坡口。補焊區(qū)長度30 mm，補焊深度、補焊寬度和補焊次數(shù)如表1所示。有限元計算模型如圖2所示，其中圖2a模型用于計算補焊寬度變化時接頭的補焊殘余應(yīng)力；圖2b模型分別用于計算補焊深度和補焊次數(shù)變化時接頭的補焊殘余應(yīng)力。有限元網(wǎng)格劃分如圖3所示，在焊縫和補焊區(qū)劃分較密，遠離焊縫區(qū)網(wǎng)格較稀。補焊深度和補焊次數(shù)的計算模型共35 112個節(jié)點，30654個單元；補焊寬度計算模型共43 230個節(jié)點，38 220個單元，溫度場采用DC3D8單元，應(yīng)力場計算采用C3D8R單元，溫度場、應(yīng)力場的計算采用相同的節(jié)點和單元。

圖1 補焊區(qū)域結(jié)構(gòu)與尺寸

表1 補焊試驗因素及水平

1.2 有限元分析

采用ABAQUS軟件進行有限元分析。先進行平板對接的焊接殘余應(yīng)力分析，再在此基礎(chǔ)上分析補焊殘余應(yīng)力。有限元計算過程中，首先進行溫度場分析，然后將各節(jié)點溫度作為體載施加在結(jié)構(gòu)應(yīng)力中。在力分析過程中讀取各節(jié)點的溫度，進行插值計算，得到殘余應(yīng)力分布。

圖2 有限元計算模型

圖3 網(wǎng)格劃分

1.3 材料物理和力學性能參數(shù)

假設(shè)焊材與母材材質(zhì)相同，其物理性能和力學性能參數(shù)如圖4所示。圖4中，μ為泊松比；CP為比熱容(單位：102J／(kg·℃)]；k為熱導率[單位：W／(m·℃)]；α為線膨脹系數(shù)(10-5／℃)；Re為屈服強度(100 MPa)； E為彈性模量(100 GPa)；ρ為密度(單位：103kg／m3)；相變潛熱277 kJ／kg；固相線溫度1 480℃；液相線溫度1 520℃。

圖4 材料性能參數(shù)

1.4 焊接工藝和焊接熱源

采用MAG焊。正常焊接采用人工底焊，填充及蓋面采用自動焊接，補焊采用人工焊接。人工底焊和補焊使用松下KR-500型焊機，自動焊接選用IGM焊接機械手。正常焊接和補焊的工藝參數(shù)如表2所示。焊接熱源采用內(nèi)生熱源模擬電弧加熱過程，熱流密度為

式中 η為電弧熱效率；I為焊接電流；U為電弧電壓；S為焊縫截面積；v為焊接速度。

表2 焊接和補焊工藝參數(shù)

1.5 邊界條件處理

焊接溫度場中，焊件與外界同時存在著對流和輻射換熱，在所有外邊面均施加換熱邊界條件，環(huán)境溫度20℃，焊接結(jié)束后冷卻到常溫。

應(yīng)力分析中，焊縫中心為軸對稱邊界條件。對焊件下表面約束y方向，限制母材長度方向上邊緣最外層的兩層節(jié)點的全位移。

2 計算結(jié)果和討論

2.1 補焊深度對殘余應(yīng)力的影響

焊態(tài)及補焊深度分別為4 mm、6 mm、8 mm的縱向殘余應(yīng)力σx的變化如圖5所示。由圖5a可知，在焊縫及近縫區(qū)呈現(xiàn)出數(shù)值較高的殘余拉應(yīng)力狀態(tài)，而遠離焊縫及近縫區(qū)的區(qū)域，殘余應(yīng)力降低且在母材處應(yīng)力狀態(tài)由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。焊態(tài)下焊縫中心的縱向殘余應(yīng)力σx＝280 MPa，熱影響區(qū)處的σx＝140 MPa。與焊態(tài)下相比，補焊后焊縫及近縫區(qū)的縱向殘余應(yīng)力明顯增大，如挖補深度4 mm補焊后，焊縫中心最大縱向殘余應(yīng)力為395 MPa。比較不同挖補深度對殘余應(yīng)力的影響，隨著挖補深度的增加，焊縫中心部位的縱向殘余應(yīng)力有所增大，但增加幅度較小，而遠離焊縫中心的其他部位殘余應(yīng)力沒有明顯的變化。

圖5 不同補焊深度時的殘余應(yīng)力分布

由圖5b可知，在焊縫及其近縫區(qū)，橫向殘余拉應(yīng)力較大，遠離焊縫區(qū)域的殘余橫向拉應(yīng)力降低，在母材處從拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。與縱向殘余應(yīng)力及其分布特征相比，橫向殘余應(yīng)力的分布較為相似，但應(yīng)力數(shù)值較小。焊態(tài)下，焊縫中心處的橫向殘余拉應(yīng)力σy僅為73 MPa，經(jīng)過挖補深度4 mm的補焊后，焊縫中心部位的殘余拉應(yīng)力為100 MPa，挖補深度6mm時為110MPa，挖補深度8mm時為120 MPa?？梢婋S著補焊深度的增加，焊縫及近縫區(qū)的橫向殘余拉應(yīng)力具有較大程度的提高。

綜上所述，在焊態(tài)下焊縫及其近縫區(qū)均呈拉應(yīng)力狀態(tài)，在焊縫中心部位殘余拉應(yīng)力最大，而遠離焊縫及其近縫區(qū)的區(qū)域，殘余拉應(yīng)力逐漸減小，并最終由殘余拉應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)闅堄鄩簯?yīng)力狀態(tài)。與焊態(tài)下相比，不同挖補深度時的補焊殘余應(yīng)力具有基本相同的分布規(guī)律，且在焊縫及其近縫區(qū)的殘余拉應(yīng)力大幅度增大。隨著挖補深度的增加，焊縫及其近縫區(qū)的縱向殘余應(yīng)力有所增大，但不十分明顯，而橫向殘余應(yīng)力的增大較為明顯。

補焊使焊縫的殘余拉應(yīng)力大幅度增加，這是因為挖補熔池金屬在凝固過程中的自由收縮受到周圍固態(tài)金屬的限制，且與焊態(tài)下相比拘束程度更大，因此產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力。隨著補焊深度的增加，熔池體積增加，從而使殘余應(yīng)力增加。

2.2 補焊寬度對殘余應(yīng)力的影響

挖補寬度分別為8 mm、14 mm、20 mm時的殘余應(yīng)力分布云圖如圖6所示。顯然，在焊縫及其近縫區(qū)為殘余拉應(yīng)力狀態(tài)，遠離焊縫及其近縫區(qū)的殘余拉應(yīng)力逐漸減小，最終均轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài)。

圖6a給出了正常焊接和補焊后縱向殘余應(yīng)力σx的分布規(guī)律。由圖6a可知，在焊縫及近縫區(qū)均為拉應(yīng)力狀態(tài)，在焊縫中心線處殘余應(yīng)力較大。隨著離焊縫中心線的增加，殘余拉應(yīng)力值迅速降低；在遠離焊縫的母材區(qū)，殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力。焊態(tài)下，焊縫中心處的縱向殘余拉應(yīng)力σx＝280 MPa，在挖補寬度8 mm的條件下進行補焊后，焊縫中心處的殘余拉應(yīng)力值增加到約400 MPa；而當挖補寬度分別為14 mm和20 mm時，焊縫最大的縱向應(yīng)力雖有增加但增幅不大。

圖6b給出了正常焊接和補焊后橫向殘余應(yīng)力σy的分布特征。與焊態(tài)下相比，補焊后的焊縫及近縫區(qū)，橫向殘余拉應(yīng)力值明顯增大，且由于挖補寬度增加，高值殘余拉應(yīng)力區(qū)的作用范圍也相應(yīng)增加。焊態(tài)下，焊縫中心處的橫向殘余應(yīng)力σy＝70 MPa，當挖補寬度8 mm時，挖補區(qū)域位于原始焊縫內(nèi)部，補焊后焊縫區(qū)的σy增加，最大應(yīng)力達100 MPa；挖補寬度14mm時，恰好為沿著原始熔合線挖補，焊縫及近縫區(qū)的σy呈較大幅度提高，最大值為120MPa；挖補寬度20 mm時，挖補區(qū)域已超過原始焊縫的寬度，此時焊縫及近縫區(qū)的σy繼續(xù)大幅度提高，最大值增加到180MPa?？梢?，隨著挖補寬度的增加，補焊后焊縫區(qū)及近縫區(qū)的橫向殘余拉應(yīng)力有較大幅度的提高。

圖6 不同補焊寬度時的殘余應(yīng)力分布

綜上所述，與焊態(tài)下相比，不同挖補寬度時的補焊殘余應(yīng)力具有基本相同的分布規(guī)律，且在焊縫及其近縫區(qū)的殘余拉應(yīng)力值大幅度增加。隨著挖補寬度的增加，補焊后焊縫區(qū)及近縫區(qū)的橫向殘余拉應(yīng)力較大幅度地提高，焊縫最大的縱向應(yīng)力雖有增加但增幅不大。挖補寬度增加時，焊縫中補焊殘余應(yīng)力增加的原因與挖補深度變化時相同。

2.3 補焊次數(shù)對殘余應(yīng)力的影響

補焊一次、兩次、三次后的殘余應(yīng)力云圖如圖7所示。可以看出，在焊縫及近縫處呈現(xiàn)出明顯的殘余拉應(yīng)力狀態(tài)，而遠離該區(qū)殘余拉應(yīng)力逐漸減小。

圖7 不同挖補次數(shù)補焊后的殘余應(yīng)力分布

圖7a為焊態(tài)和不同挖補次數(shù)補焊后縱向殘余應(yīng)力σx的分布規(guī)律。由圖7a可知，在焊態(tài)及補焊狀態(tài)下，焊縫及近縫區(qū)均呈拉應(yīng)力狀態(tài)。且與焊態(tài)相比，補焊后殘余拉應(yīng)力作用范圍基本不變，但拉應(yīng)力值明顯提高，最高應(yīng)力都集中在焊縫中心部位，即焊態(tài)下焊縫中心部位的縱向殘余應(yīng)力σx＝280 MPa，經(jīng)過一次補焊后增加到395 MPa，但隨著挖補次數(shù)的增加，縱向殘余應(yīng)力值變化不大?？梢?，多次補焊后，最大縱向應(yīng)力位于焊縫中心部位。

圖7b為焊態(tài)和不同挖補次數(shù)后橫向殘余應(yīng)力σy的分布規(guī)律。容易看出，在焊態(tài)及補焊狀態(tài)下，在焊縫及近縫區(qū)的橫向殘余應(yīng)力也均呈拉應(yīng)力狀態(tài)，但與縱向殘余拉應(yīng)力分布特征相比，橫向殘余拉應(yīng)力峰值不在焊縫中心部位，而集中在焊縫熔合線處，并且隨著挖補次數(shù)的增加，橫向殘余拉應(yīng)力有明顯增大。

隨著挖補次數(shù)的增加，焊縫殘余應(yīng)力值變化不大，這是由于焊縫每一次挖補之后都是又重新填充金屬，而試板的拘束條件和熔池體積在多次補焊過程中并未發(fā)生改變[4-5]；因此按照一般焊接理論，焊縫殘余應(yīng)力增加不大。

3 結(jié)論

(1)在正常焊接狀態(tài)下，在焊縫中心部位的殘余拉應(yīng)力最大，而遠離焊縫及其近縫區(qū)的其他部位，殘余拉應(yīng)力逐漸較小，并最終由拉應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài)。

(2)與焊態(tài)下相比，在不同挖補深度時，補焊殘余應(yīng)力具有基本相同的分布規(guī)律，在焊縫及其近縫區(qū)的殘余拉應(yīng)力值增大。隨著挖補深度的增加，焊縫及其近縫區(qū)的縱向殘余應(yīng)力雖有所增大但不明顯，而橫向殘余應(yīng)力的增大較為明顯。

(3)當挖補寬度不同時，補焊殘余應(yīng)力分布特征與挖補深度的影響基本相似。焊縫及近縫區(qū)仍呈拉應(yīng)力狀態(tài)，且與焊態(tài)下相比，殘余拉應(yīng)力值均有明顯的增大。且由于挖補寬度增加，高值殘余拉應(yīng)力區(qū)的作用范圍也相應(yīng)增加。隨著挖補寬度的增加，焊縫及近縫區(qū)的縱向拉應(yīng)力雖有增加而增幅不大，但橫向殘余拉應(yīng)力有較大幅度地提高。

(4)當挖補次數(shù)變化時，焊縫及近縫區(qū)也呈拉應(yīng)力狀態(tài)，縱向殘余應(yīng)力值變化不大，橫向殘余拉應(yīng)力較為明顯的增大。與焊態(tài)下相比，補焊后殘余拉應(yīng)力作用范圍基本不變，但拉應(yīng)力數(shù)值明顯提高，最高的縱向拉應(yīng)力作用在焊縫中心部位，而橫向殘余拉應(yīng)力峰值集中在焊縫熔合線處。

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Residual stress numerical simulation of repair welding in bogie frame

ZHANG Zhi-yi1，HAN Yong-bin1，WANG Xin-hong1，LI Dan-dan2
(1.CSR Qingdao Sifang Co.，Ltd.，Qingdao 266111，China；2.School of Materials Science and Engineering，Dalian Jiaotong University，Dalian 116028，China)

The bogie is the main component of vehicle running，and it is often repaired by local repair welding，which would cause residual stress in butt weld during welding.The residual stress of repair welding in bogie was simulated separately with ABAQUS，the finite element analysis software.The results showed that the longitudinal stress of the weld increased significantly after repair welding，but the transverse stress decreased；With the increasing number of the repair welding，the longitudinal stress didn＇t change greatly，while the transverse stress increased；With the increasing depth of repair welding，the increase of longitudinal stress wasn＇t too much，but the transverse stress increased.With the increase of repair welding width，the transverse stress increased，and the longitudinal stress increased a little.It is important that studying residual stress of repair welding to guide the bogie production and to reduce the welding residual stress of the joint.

SMA490BW；butt joint；numbers of repair welding；residual stress；numerical simulation

TG457.2+1

A

1001-2303(2012)04-0082-05

2011-11-11

“十一五”國家科技支撐計劃基金資助項目(2009BAG 12A02-B02-2)

張志毅(1980—)，男，浙江金華人，工程師，學士，主要從事轉(zhuǎn)向架焊接工藝研發(fā)工作。