不銹鋼車體激光焊連接的模擬方法及強(qiáng)度評(píng)估

謝素明,李秉鑫,薛寧鑫,李婭娜

(1 .大連交通大學(xué) 機(jī)車車輛工程學(xué)院,遼寧 大連 116028;2.中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司 國(guó)家軌道客車工程研發(fā)中心,吉林 長(zhǎng)春 130062)

因?yàn)椴讳P鋼車體側(cè)墻薄壁部件的連接焊點(diǎn)較多,致使這些部件焊接變形大,車體外觀質(zhì)量常常無法保證,所以車體側(cè)墻部件連接方式開始由焊接熱影響區(qū)小、焊接變形小的激光焊連接取代[1]。車體結(jié)構(gòu)激光焊連接的模擬方法與強(qiáng)度評(píng)估方法已成為不銹鋼車體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)的重點(diǎn)內(nèi)容。

在不銹鋼結(jié)構(gòu)的激光焊連接研究方面,逯世杰等[2]以SUS304不銹鋼焊接接頭為研究對(duì)象,比較激光焊與MIG焊導(dǎo)致的焊接變形與殘余應(yīng)力的差異。結(jié)果表明:采用激光焊時(shí),焊接變形減小約75%,殘余應(yīng)力減小50%以上。許柏濤[3]研究了豎焊縫式激光焊的拉伸強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度預(yù)測(cè),通過對(duì)不同板厚的激光焊接頭進(jìn)行組合,得到板厚對(duì)接頭疲勞性能和斷裂機(jī)制的影響。束洋[4]提出了適用于車體側(cè)墻的激光段焊結(jié)構(gòu),并使用Abaqus軟件建立不同焊縫長(zhǎng)度和焊縫間距的側(cè)墻結(jié)構(gòu)模型,探究激光段焊結(jié)構(gòu)性能的影響參數(shù)。

本文通過分析各種單元模擬半熔透搭接激光焊焊縫模型的計(jì)算結(jié)果,研究適合復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)激光焊縫的單元類型。通過分析激光焊不同長(zhǎng)度焊縫分析模型的焊縫單元應(yīng)力結(jié)果,對(duì)照GB/T 37778—2019[5]及疲勞試驗(yàn)結(jié)果,總結(jié)出適用于任意長(zhǎng)度的焊縫強(qiáng)度評(píng)估方法。在此基礎(chǔ)上,利用EN 12663-1:2010+A1:2014[6]中的載荷,研究不銹鋼車體側(cè)墻激光焊的連接強(qiáng)度。

1 模擬方法與強(qiáng)度評(píng)估

本文采用實(shí)體單元、薄殼單元以及梁?jiǎn)卧謩e模擬激光焊搭接焊縫,通過焊縫單元剪應(yīng)力與理論計(jì)算值誤差的對(duì)比分析,確定適用于不銹鋼車體激光焊連接的單元類型;借助GB/T 37778—2019和不同焊縫長(zhǎng)度的激光焊搭接接頭的強(qiáng)度分析模型及試驗(yàn)數(shù)據(jù),確定適用于不銹鋼車體激光焊焊縫的模擬單元分布形式和連接強(qiáng)度的評(píng)估方法。

1.1 激光焊連接的模擬方法

半熔透激光焊搭接焊縫示意圖見圖1。組合板厚度為0.8 mm+2 mm,半熔透激光焊搭接焊縫的板材料為SUS301L-DLT,抗拉強(qiáng)度為690 MPa,屈服強(qiáng)度為345 MPa。依據(jù)GB/T 37778—2019確定焊縫長(zhǎng)度為30 mm,承受拉伸力Fs為2.8 kN。

圖1 半熔透激光焊搭接焊縫示意圖

分別采用實(shí)體單元、薄殼單元以及梁?jiǎn)卧M搭接焊焊縫,建立激光焊搭接焊縫強(qiáng)度分析模型,并在相同計(jì)算條件下進(jìn)行對(duì)比分析,接頭分析模型的細(xì)節(jié)見表1。

表1 激光焊接頭的不同分析模型

根據(jù)材料力學(xué)剪應(yīng)力公式τ=Fs/A,可得焊縫τ為133.33 MPa,其中焊縫面積A=熔寬×焊縫長(zhǎng)度。不同分析模型中焊縫單元的剪應(yīng)力見圖2。

圖2 不同分析模型中焊縫單元的剪應(yīng)力

由圖2可以看出:焊縫實(shí)體單元、梁?jiǎn)卧?不含焊縫端部單元)、薄殼單元(除端部單元)的剪應(yīng)力均與理論值很接近,實(shí)體單元和梁?jiǎn)卧恼`差均在1%以內(nèi)、薄殼單元的誤差為1.41%。顯然,3種單元均可模擬激光焊縫。然而,不銹鋼車體側(cè)墻的激光焊縫長(zhǎng)度達(dá)數(shù)米,同時(shí)側(cè)墻部件厚度僅為幾毫米,當(dāng)采用實(shí)體單元和薄殼單元模擬激光焊縫時(shí),考慮到單元尺寸的合理匹配,車體強(qiáng)度分析模型規(guī)模巨大,常常無法計(jì)算。因此,建立不銹鋼車體強(qiáng)度分析模型時(shí),應(yīng)采用梁?jiǎn)卧M激光焊連接關(guān)系。

1.2 激光焊連接的靜強(qiáng)度評(píng)估

GB/T 37778—2019中僅給出了焊縫長(zhǎng)為30 mm、母材抗拉強(qiáng)度為520～1 080 MPa的激光焊搭接接頭的拉伸剪切力,如表2所示。當(dāng)連接件板厚不同時(shí),如0.8 mm和2 mm,應(yīng)依據(jù)較小板厚選擇剪切力數(shù)值,如2.8 kN;當(dāng)連接件板厚在表2中找不到對(duì)應(yīng)數(shù)值時(shí),如1.25 mm,可對(duì)板厚1.0 mm和1.5 mm對(duì)應(yīng)的剪切力數(shù)值進(jìn)行插值獲得。

表2 不同板厚搭接接頭的拉伸剪切力

為研究如何利用表2對(duì)不銹鋼車體側(cè)墻激光焊長(zhǎng)焊縫連接強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)估,本文分別建立焊縫長(zhǎng)度為30、60、90 mm的激光焊搭接接頭的強(qiáng)度分析模型,采用梁?jiǎn)卧M激光焊連接且每種焊縫長(zhǎng)度均采用4種梁?jiǎn)卧植夹问?。梁?jiǎn)卧娣e可由熔寬×焊縫長(zhǎng)度與梁?jiǎn)卧獢?shù)量的比值確定,焊縫長(zhǎng)度為30、60、90 mm的分析模型的拉伸力分別為2.8、5.6、8.4 kN。

將分析模型計(jì)算得到的焊縫單元剪應(yīng)力與公式計(jì)算的理論數(shù)值進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果見圖3。從圖3(a)可以看出:焊縫長(zhǎng)為30 mm時(shí),焊縫分3段2個(gè)梁?jiǎn)卧?段3個(gè)梁?jiǎn)卧M且單元間距為15 mm的剪應(yīng)力與理論值的誤差最小,誤差不超過2%,其他分布形式的分析模型的誤差均較大。從圖3(b)可以看出:焊縫長(zhǎng)為60 mm時(shí),焊縫分5段4個(gè)梁?jiǎn)卧M且單元間距為15 mm的剪應(yīng)力與理論值的誤差最小,誤差不超過2%,其他分布形式的分析模型的誤差也均較大。從圖3(c)可以看出:焊縫長(zhǎng)為90 mm時(shí),焊縫分7段6個(gè)梁?jiǎn)卧M且單元間距為15 mm的剪應(yīng)力與理論值的誤差最小,不超過2%。中部單元的剪應(yīng)力大于理論值,端部單元的剪應(yīng)力小于理論值,其他分布形式的分析模型的誤差均較大。

(a) 30 mm焊縫

根據(jù)上述分析將不銹鋼車體側(cè)墻激光焊長(zhǎng)焊縫模擬和連接強(qiáng)度分析的過程總結(jié)如下:

(1)激光焊梁?jiǎn)卧獢?shù)量由焊縫長(zhǎng)度除以15 mm并經(jīng)圓整后決定。梁?jiǎn)卧娣e由熔寬、焊縫長(zhǎng)度及梁?jiǎn)卧臄?shù)量決定。實(shí)際應(yīng)用時(shí),在距離焊縫端部7.5 mm處布置1個(gè)梁?jiǎn)卧?每端),然后間隔15 mm均布其他梁?jiǎn)卧?/p>

(3)利用表1和焊縫長(zhǎng)度除以30 mm的商值,確定焊縫的總剪切力,將總剪切力除以熔寬和焊縫長(zhǎng)度,獲得焊縫的許用剪應(yīng)力。

(4)位于非端部梁?jiǎn)卧募魬?yīng)力應(yīng)小于焊縫的許用剪應(yīng)力,當(dāng)位于端部區(qū)域的應(yīng)小于許用剪應(yīng)力的0.95倍時(shí),認(rèn)為符合強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

若側(cè)墻激光焊梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力不滿足(4),則需對(duì)焊件結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)。

1.3 激光焊連接的疲勞強(qiáng)度評(píng)估

斷裂力學(xué)法和試驗(yàn)法是激光焊連接疲勞特性研究常用的方法,前者是基于裂紋擴(kuò)展速率的Paris定律,從焊縫初始裂紋到臨界裂紋進(jìn)行積分,獲得裂紋的擴(kuò)展壽命。若疲勞壽命大于要求的疲勞壽命則初始缺陷可以接受,反之不可[7]。后者是在疲勞載荷作用下對(duì)激光焊連接試樣進(jìn)行疲勞試驗(yàn),獲得指定循環(huán)次數(shù)下試樣所能承受的最大疲勞載荷。利用斷裂力學(xué)法研究不銹鋼車體激光焊連接疲勞強(qiáng)度問題,分析模型不僅復(fù)雜且規(guī)模超大,通常無法實(shí)現(xiàn)。因此,復(fù)雜結(jié)構(gòu)疲勞分析時(shí)優(yōu)先考慮試驗(yàn)法。

基于試驗(yàn)法評(píng)估不銹鋼車體激光焊連接疲勞強(qiáng)度的基本過程如下:

(1)對(duì)激光焊連接部件進(jìn)行疲勞試驗(yàn),依據(jù)GB/T 24176—2009[8]分析在不同應(yīng)力水平下,利用線性關(guān)系在合適的坐標(biāo)系下估計(jì)指定疲勞壽命下的疲勞強(qiáng)度值。

例如:側(cè)墻激光焊部件組合板厚為1.5 mm +2 mm的試件的半熔透激光焊縫的長(zhǎng)度為30 mm,熔寬為0.7 mm。對(duì)激光焊試件疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析,在單對(duì)數(shù)坐標(biāo)系下,基于最小二乘法對(duì)疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合,存活率為97.5%和50%的S-N曲線如圖4所示。

圖4 組合板厚1.5 mm+2 mm的P-S-N曲線

由圖4可得:組合板厚1.5 mm+2 mm的壽命次數(shù)為106次和107次的、存活率為97.5%的、30 mm焊縫的疲勞載荷均為3.52 kN。

(2)由車體激光焊部件的組合板厚1.5 mm+2 mm的焊縫長(zhǎng)度除以30 mm的商值和同一組合板厚的焊縫長(zhǎng)度為30 mm的指定疲勞壽命下的疲勞載荷值,確定車體激光焊焊縫的總剪切力;再將總剪切力除以熔寬和焊縫長(zhǎng)度獲得焊縫在指定疲勞壽命下的疲勞強(qiáng)度值。

(3)提取疲勞載荷工況作用下的車體側(cè)墻激光焊各種組合板厚的焊縫每梁?jiǎn)卧募羟辛ψ兓?并計(jì)算出合成剪切力變化,進(jìn)而計(jì)算出每梁?jiǎn)卧募魬?yīng)力變化。

(4)位于焊縫中部每梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力變化小于焊縫在指定疲勞壽命下的疲勞強(qiáng)度值視為合格;位于端部區(qū)域梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力變化小于指定疲勞壽命下的疲勞強(qiáng)度值的0.95倍視為合格。

2 不銹鋼車體有限元模型

不銹鋼車體底架、車頂及端墻部件的主要連接方式為弧焊和點(diǎn)焊,為了結(jié)構(gòu)輕量化及外形的美觀,大量采用薄板沖壓形成的帽形梁作為側(cè)墻承載結(jié)構(gòu),這些梁與車體蒙皮的搭接為非熔透激光焊連接。

某不銹鋼車體側(cè)墻的橫梁與蒙皮材料均為SUS301L-DLT,部件連接為激光焊,焊縫平均熔寬為0.7 mm,組合板厚為0.8 mm+2 mm和1.5 mm+2 mm。按組合板厚和激光焊縫長(zhǎng)度,側(cè)墻激光焊可分為13種。依據(jù)第二節(jié)確定的焊縫單元模擬方法,側(cè)墻激光焊及模擬單元的相關(guān)參數(shù)見圖5和表3。

表3 車體側(cè)墻激光焊及模擬單元的相關(guān)參數(shù)

圖5 側(cè)墻激光焊連接示意與分布

由于側(cè)墻中部結(jié)構(gòu)的形狀尺寸相同,圖5中僅描述一位端、二位端以及1/3中部側(cè)墻結(jié)構(gòu)。表3的最后一列為由表1和焊縫長(zhǎng)度除以30 mm的商值確定的焊縫總剪切力。

不銹鋼車體結(jié)構(gòu)離散為四節(jié)點(diǎn)薄殼單元,有限元模型見圖6。模型中單元總數(shù)為3 507 038,節(jié)點(diǎn)總數(shù)為2 576 233,高壓箱、逆變器、蓄電池箱及空調(diào)機(jī)組等設(shè)備以集中質(zhì)量點(diǎn)與柔性單元結(jié)合的形式施加在安裝位置,乘客重量以質(zhì)量點(diǎn)形式均布在底架地板上。車體整備AW0質(zhì)量為21.953 t,定員狀態(tài)AW2質(zhì)量為36.093 t,超員狀態(tài)AW3質(zhì)量為38.403 t,模擬激光焊縫的梁?jiǎn)卧倲?shù)為23 207。

圖6 車體及部件有限元模型

3 不銹鋼車體激光焊連接強(qiáng)度分析

本文采用激光焊焊縫模擬方式與評(píng)估方法,在靜態(tài)與動(dòng)態(tài)載荷工況下,對(duì)不銹鋼車體側(cè)墻激光焊連接強(qiáng)度進(jìn)行分析與評(píng)價(jià)。

3.1 靜強(qiáng)度分析

依據(jù)EN 12663-1:2010+A1:2014,車體承受的靜態(tài)載荷主要包括:垂向、端壓、車鉤拉伸與壓縮以及設(shè)備沖擊等,由這些載荷組合成多個(gè)靜強(qiáng)度計(jì)算工況。經(jīng)車體靜強(qiáng)度分析,1.3倍垂向超員載荷工況、AW3狀態(tài)車體的車鉤壓縮800 kN工況以及AW3狀態(tài)車體的車鉤拉伸600 kN工況的車體側(cè)墻激光焊梁?jiǎn)卧膽?yīng)力相對(duì)較大。

這3個(gè)工況下側(cè)墻組合板厚0.8 mm+2 mm和1.5 mm+2 mm的前10個(gè)模擬激光焊梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力見圖7。利用2.2節(jié)的總結(jié)(3)和(4)及表3可得,組合板厚為0.8 mm+2 mm的位于中部與端部區(qū)域的梁?jiǎn)卧S用剪應(yīng)力分別為133.3和126.6 N/mm2,組合板厚為1.5 mm+2 mm的許用剪應(yīng)力分別為328.6和312.2 N/mm2。

(a) 1.3倍垂向超員載荷工況

由圖7可知:AW3狀態(tài)車鉤壓縮工況下,位于側(cè)墻5號(hào)梁中部(圖5中上邊梁區(qū)域)的激光焊梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力為129.6 N/mm2,安全系數(shù)最小,值為1.03;1.3倍垂向超員載荷工況和AW3狀態(tài)車鉤拉伸工況的前10個(gè)模擬激光焊的梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力很接近。此外,側(cè)墻其他區(qū)域梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力均遠(yuǎn)低于其許用值。

3.2 疲勞強(qiáng)度分析

依據(jù)EN 12663-1:2010+A1:2014車體承受的疲勞工況為:定員狀態(tài)下車輛承受的縱向振動(dòng)加速度變化為±0.15g、橫向振動(dòng)加速度變化為±0.15g、垂向振動(dòng)加速度變化為±0.15g,循環(huán)次數(shù)為107。考慮到車體實(shí)際運(yùn)用情況,車體還應(yīng)承受整備重量至定員重量(模擬乘客上下車重量變化情況)的突變,循環(huán)次數(shù)為106次。

在上述疲勞工況作用下,車體側(cè)墻2種組合板厚的前10個(gè)激光焊梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力變化范圍見圖8。利用2.3節(jié)的總結(jié)(2)和(4)及試驗(yàn)結(jié)果可得:組合板厚為0.8 mm+2 mm的中部與端部梁?jiǎn)卧?06次和107次的疲勞強(qiáng)度值分別為69.5和66.0 N/mm2,組合板厚為1.5 mm+2 mm的分別為167.6和159.2 N/mm2。

(a) 縱向振動(dòng)工況

由圖8可知:垂向振動(dòng)工況和上下車工況的前10個(gè)模擬激光焊梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力變化范圍很接近,大于其他疲勞工況的計(jì)算結(jié)果。在疲勞載荷工況作用下,車體側(cè)墻激光焊區(qū)域的梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力變化范圍均遠(yuǎn)低于106次和107次的疲勞強(qiáng)度值,這意味著側(cè)墻激光焊連接疲勞強(qiáng)度冗余大。

4 結(jié)論

(1)相比于薄殼單元和實(shí)體單元,梁?jiǎn)卧m合模擬不銹鋼車體側(cè)墻激光焊的連接關(guān)系。激光焊梁?jiǎn)卧牟贾?距離焊縫端部7.5 mm處布置1個(gè)梁?jiǎn)卧?每端),其他梁?jiǎn)卧拈g距為15 mm左右。梁?jiǎn)卧娣e由熔寬、焊縫長(zhǎng)度及梁?jiǎn)卧獢?shù)量決定。

(2)本文基于GB/T 37778—2019、接頭疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)及不同焊縫長(zhǎng)度模型的分析結(jié)果,總結(jié)出復(fù)雜結(jié)構(gòu)激光焊連接靜強(qiáng)度可使用標(biāo)準(zhǔn)中推薦的剪切力值進(jìn)行評(píng)估;可使用疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)獲得106次和107次的、存活率為97.5%的、30 mm焊縫的疲勞載荷,對(duì)復(fù)雜結(jié)構(gòu)激光焊疲勞強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)估。

(3)AW3狀態(tài)車鉤壓縮工況下,車體側(cè)墻中部上邊梁區(qū)域的激光焊梁?jiǎn)卧淖钚“踩禂?shù)為1.03;其他工況的模擬側(cè)墻激光焊梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力均遠(yuǎn)低于其許用值。

(4)在疲勞載荷工況下,車體側(cè)墻激光焊區(qū)域的梁?jiǎn)卧挠?jì)算剪應(yīng)力變化范圍均遠(yuǎn)低于106次和107次的疲勞強(qiáng)度值。