列車轉(zhuǎn)向架側(cè)梁焊接應(yīng)力場(chǎng)數(shù)值模擬

徐榮政，王 浩

（河南工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，河南 南陽(yáng) 473009）

0 前言

列車轉(zhuǎn)向架作為列車的重要部件，由于要支撐車體、電機(jī)等零部件，在列車運(yùn)動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)會(huì)承受橫向、垂向和縱向等各種復(fù)雜的力，其焊接質(zhì)量的好壞決定著列車的安全性和穩(wěn)定性[1]。由于在焊接過程中的溫度場(chǎng)是非常不均勻和不穩(wěn)定的，會(huì)形成熱變形和塑性變形，不可避免地導(dǎo)致焊后產(chǎn)生殘余應(yīng)力，殘余應(yīng)力的存在會(huì)使轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生裂紋甚至開裂，從而造成安全隱患。采用數(shù)值模擬技術(shù)預(yù)測(cè)焊接過程的應(yīng)力場(chǎng)分布能夠優(yōu)化焊接工藝和提高焊接質(zhì)量，意義重大。本研究利用ANSYS有限元軟件建立了列車轉(zhuǎn)向架側(cè)梁的有限元模型，對(duì)箱形結(jié)構(gòu)梁T型接頭焊接過程中的動(dòng)態(tài)應(yīng)力和焊后殘余應(yīng)力進(jìn)行數(shù)值模擬，實(shí)現(xiàn)了對(duì)實(shí)際復(fù)雜工程焊接結(jié)構(gòu)的模擬，為結(jié)構(gòu)的優(yōu)化及焊接工藝的改進(jìn)提供依據(jù)。

1 有限元模型的建立

1.1 材料參數(shù)選擇及模型的建立

列車轉(zhuǎn)向架的側(cè)梁由箱形結(jié)構(gòu)梁焊接而成，由上蓋板、外立板、內(nèi)立板、下蓋板組成，上下蓋板與內(nèi)外立板之間靠縱向長(zhǎng)角焊縫連接。焊接是一個(gè)熱源移動(dòng)并伴隨著快速加熱和冷卻的過程[2]，列車轉(zhuǎn)向架材料采用P335NL1鋼，其導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容、線脹系數(shù)等均是溫度的函數(shù)，圖1為利用插值函數(shù)獲得的轉(zhuǎn)向架材料彈性模量和屈服強(qiáng)度的溫度變化曲線，在焊接過程中必須考慮這些性能參數(shù)隨溫度的變化情況，否則會(huì)造成很大的計(jì)算誤差。轉(zhuǎn)向架材料在高溫下的物理性能和力學(xué)性能參數(shù)見表1，對(duì)于高溫下缺失的熱物性參數(shù)通過ANSYS的線性差值獲得，同時(shí)為了簡(jiǎn)化計(jì)算，使焊縫與母材具有相同的材料屬性。

表1 轉(zhuǎn)向架材料P335NL1鋼在高溫下的物理性能和力學(xué)性能參數(shù)

圖1 轉(zhuǎn)向架材料彈性模量和屈服強(qiáng)度的溫度變化曲線

1.2 接頭模型及應(yīng)力場(chǎng)控制方程

單V型坡口的接頭形式用于轉(zhuǎn)向架側(cè)梁的上、下蓋板與內(nèi)、外立板之間的焊接，在側(cè)梁上采用多道焊接方式共四道焊縫，每條焊縫采用三層焊接MAG焊接工藝，這樣四道焊縫共焊接12道，第一層打底焊采用10 mm/s的焊接速度，第二層采用焊接速度為8 mm/s填充焊工藝，第三層采用焊接速度為6 mm/s蓋面焊的焊接工藝，列車轉(zhuǎn)向架側(cè)梁上的四條主焊縫分布如圖2所示。采用的焊接順序?yàn)椋旱谝粚哟虻缀竅C-F-G-H]，然后冷卻300 s；第二層填充焊[B-E-H-K]，然后冷卻300 s；第三層蓋面焊[AD-I-L]，最后冷卻3 000 s到室溫。

圖2 列車轉(zhuǎn)向架側(cè)梁上的焊縫分布示意

焊接過程中材料的屈服服從von-Mises屈服準(zhǔn)則，塑性區(qū)符合流變法則，其應(yīng)力場(chǎng)的平衡方程為[3]

式中 ｛C｝為與溫度有關(guān)的向量；[D]為彈性或塑性矩陣。

焊接結(jié)構(gòu)中任意單元的平衡方程為

式中 {dF}e為有限元模型中節(jié)點(diǎn)上的受力變化量；{dR}e為受溫度影響的單元開始應(yīng)變的等效節(jié)點(diǎn)變化量；[K]e為單元的剛度矩陣；{dδ}e為節(jié)點(diǎn)位移增量。

2 應(yīng)力場(chǎng)的數(shù)值模擬

采用間接耦合法對(duì)焊接過程進(jìn)行數(shù)值模擬[4]，即先進(jìn)行焊接溫度場(chǎng)的計(jì)算，然后讀取每一步的溫度場(chǎng)結(jié)果作為體載荷進(jìn)行應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算分析，選擇SOLID70單元進(jìn)行焊接溫度場(chǎng)的計(jì)算分析，設(shè)置側(cè)梁的初始溫度為20℃，在上、下蓋板和前、后立板的外表面設(shè)置對(duì)接邊界條件，熱對(duì)流系數(shù)HC設(shè)為100 W/(m2·℃)，得到溫度場(chǎng)準(zhǔn)確的模擬結(jié)果后再進(jìn)行焊接應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算分析，在應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算中選擇SOLID185單元，力學(xué)邊界條件根據(jù)實(shí)際焊接工藝對(duì)上、下蓋板和前、后立板的四個(gè)角點(diǎn)施加全約束。使用單元生死技術(shù)模擬焊縫單元的依次生成[5]，即在前處理中先將所有的焊縫單元?dú)⑺?，然后隨著焊接熱源的加載而逐個(gè)激活。

焊接順序?yàn)椋旱谝粚哟虻缀竅C-F-G-H]，然后冷卻300 s；第二層填充焊[B-K-H-E]，與第一層的焊接順序相反，然后冷卻300 s；第三層蓋面焊[AD-I-L]，最后冷卻3 000 s到室溫。其中第一層打底焊的焊接速度為8 mm/s，第二層填充焊的焊接速度為6.5 mm/s，第三層蓋面焊的焊接速度為5.2 mm/s。按照上述焊接工藝和焊接順序編寫了控制側(cè)梁焊接應(yīng)力場(chǎng)分析的APDL語(yǔ)言，并在ANSYS軟件中對(duì)轉(zhuǎn)向架側(cè)梁的焊接過程進(jìn)行了應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算。

圖3為焊接過程中和冷卻后的應(yīng)力場(chǎng)分布云圖。圖3a為側(cè)梁上四條焊縫的第一層焊接完成并冷卻300 s后的應(yīng)力場(chǎng)分布云圖；圖3b為側(cè)梁上四條焊縫的第二層焊接完成并冷卻300 s后的應(yīng)力場(chǎng)分布云圖；圖3c為側(cè)梁上四條焊縫全部焊完并冷卻后的等效殘余應(yīng)力分布云圖；圖3d為側(cè)梁上四條焊縫全部焊完并冷卻后的x軸方向的殘余應(yīng)力分布云圖；圖3e為側(cè)梁上四條焊縫全部焊完并冷卻后的y軸方向殘余應(yīng)力分布云圖；圖3f為側(cè)梁上四條焊縫全部焊接完成并冷卻后的z軸方向殘余應(yīng)力分布云圖。

圖3 焊接過程中的應(yīng)力分布云圖

沿著焊縫A定義路徑上的殘余應(yīng)力及焊接約束位置的應(yīng)力隨時(shí)間的變化情況如圖4所示。圖4a～圖4d為沿著上蓋板與前立板連接處的第三層焊縫A定義路徑上的等效殘余應(yīng)力、x軸方向殘余應(yīng)力、y軸方向殘余應(yīng)力、z軸方向殘余應(yīng)力的分布情況；圖4e為在上蓋板與前立板焊縫的焊趾處第7 129號(hào)結(jié)點(diǎn)的應(yīng)力隨時(shí)間的變化情況。

由應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果可以看出：

（1）第一層焊完并冷卻后最大等效殘余應(yīng)力為436 MPa，位于上蓋板右前方的角點(diǎn)約束處，第二層焊完并冷卻后最大等效殘余應(yīng)力為391 MPa，位于上蓋板右后方的角點(diǎn)約束處，三層全部焊完并冷卻后最大等效殘余應(yīng)力為386 MPa，位于下蓋板右后方的角點(diǎn)約束處，殘余應(yīng)力的存在范圍分布在整個(gè)側(cè)梁構(gòu)件上，靠近焊縫處殘余應(yīng)力較大，遠(yuǎn)離焊縫的位置殘余應(yīng)力較小。

（2）靠近焊縫的縱向應(yīng)力為拉應(yīng)力，最大值為285 MPa，而在遠(yuǎn)離焊縫的側(cè)梁中間處為壓應(yīng)力，并在側(cè)梁上沿焊接方向呈帶條狀分布；沿著焊縫方向定義路徑上的y軸方向的殘余應(yīng)力，先由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，再轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，后又轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，其應(yīng)力結(jié)構(gòu)成對(duì)稱分布形式，最大的壓應(yīng)力為139MPa；路徑上z軸方向的殘余應(yīng)力較小。計(jì)算結(jié)果與理論分布相一致，說明了計(jì)算的準(zhǔn)確度。

（3）側(cè)梁上四條焊縫不同層間的焊接采用了不同的焊接順序，隨著焊接層數(shù)的增加其殘余應(yīng)力逐漸減小，說明選擇合理的焊接順序能夠降低焊接結(jié)構(gòu)中的殘余應(yīng)力。

圖4 路徑上殘余應(yīng)力及焊砋處應(yīng)力隨時(shí)間變化情況

（4）焊趾處的應(yīng)力隨時(shí)間變化的圖形上有12個(gè)波峰，分別為焊接12道焊縫時(shí)對(duì)焊趾處的影響，其最大應(yīng)力已經(jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過材料的屈服強(qiáng)度，并在冷卻的過程中應(yīng)力逐漸減小。

圖5 轉(zhuǎn)向架焊接變形分布

2.3 焊接變形結(jié)果

轉(zhuǎn)向架焊后的x方向、y方向、z方向和總體變形分布如圖5所示。

由圖5可知，轉(zhuǎn)向架的兩側(cè)沿著x方向分別發(fā)生了3.0 mm和3.4 mm的伸長(zhǎng)，轉(zhuǎn)向架的中間沿著y方向發(fā)生了12.3 mm的變形，轉(zhuǎn)向架左側(cè)沿著z方向發(fā)生了4.4 mm的變形，x方向和z方向變形比y方向變形小了一個(gè)數(shù)量，轉(zhuǎn)向架的主要變形為沿著y方向的向上撓曲變形，對(duì)于總體變形來說，轉(zhuǎn)向架的中部發(fā)生了12.7 mm的變形量。

3 結(jié)論

（1）側(cè)梁上四條焊縫不同層間的焊接采用不同的焊接順序，其焊后殘余應(yīng)力是不同的，隨著焊接層數(shù)的增加其殘余應(yīng)力逐漸減小，說明選擇合理的焊接順序的能夠降低焊接結(jié)構(gòu)中的殘余應(yīng)力。

（2）焊趾處的應(yīng)力隨時(shí)間變化的圖形上有12個(gè)波峰，分別為焊接12道焊縫時(shí)對(duì)焊趾處的影響，其最大應(yīng)力已經(jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過材料的屈服強(qiáng)度，并在冷卻的過程中應(yīng)力逐漸減小。

（3）轉(zhuǎn)向架在焊后發(fā)生了一定的撓曲變形，主要變形為沿著y方向的變形，最大變形量12.3mm，x方向和z方向的變形比y方向的變形小了一個(gè)數(shù)量級(jí)。

本研究建立列車轉(zhuǎn)向架側(cè)梁焊接模型，為列車轉(zhuǎn)向架側(cè)梁的焊接應(yīng)力場(chǎng)模擬和焊接工藝控制提供了理論依據(jù)，便于指導(dǎo)實(shí)際的焊接生產(chǎn)，以達(dá)到調(diào)整或者控制焊接殘余應(yīng)力與變形的目的，保證結(jié)構(gòu)的使用性能。

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