6005A-T6铝合金车钩面板多层多道焊残余应力与变形规律的数值分析

6005A-T6铝合金车钩面板多层多道焊残余应力与变形规律
的数值分析
杜文普;钮旭晶;郁志凯;杨鑫华
【摘要】车钧面板是轨道车辆的重要部件,为研究其焊后变形及残余应力问题,基于热弹塑性法,以6005A-T6铝合金车钩面板为研究对象,对其多层多道焊接变形与残余应力场进行数值模拟,并提出工艺优化方案.结果表明:6005A-T6铝合金车钩面板焊接后焊缝附近区域存在较大的纵向残余拉应力,起弧处与熄弧处呈现较大的横向残余压应力.Von-Mises等效应力最大值出现在正面焊缝与背面焊缝相接处.通过施加适当的反变形,可在不影响整体残余应力峰值的情况下有效减小焊接变形,进而兼顾车钩面板的平整度与承载能力.研究结果对车钩面板的实际焊接生产具有一定的指导意义.%The coupler panel is an important part of the rail vehicle.In order to study its deformation and residual stress after welding,based on thermal elastoplastic method,taking 6005A-T6 aluminum alloy coupler panel as the research object,the multi-layer welding deformation and residual stress field were numerically simulated,and the process optimization plan was put forward.The results show that there is a large longitudinal residual tensile stress in the vicinity of the weld seam after the welding of the coupler,and the transverse residual stress in the arcing place and the arc extinguish place is higher.The maximum equivalent stress of Von-Mises occurs at the joint of the front weld and the back weld.By setting proper reverse deformation,the welding deformation can be effectively reduced without affecting the residual stress,while ensuring the flatness and bearing capacity of the coupler panel.The research results
have certain guiding significance for the actual welding production of the coupler panel.
【期刊名称】《电焊机》
【年(卷),期】2018(048)003
【总页数】5页(P120-124)
【关键词】铝合金;多层多道焊;有限元法;焊接变形;残余应力
【作者】杜文普;钮旭晶;郁志凯;杨鑫华
【作者单位】大连交通大学材料科学与工程学院,辽宁大连116028;辽宁省轨道交通装备焊接与可靠性重点实验室,辽宁大连116028;中车唐山机车车辆有限公司制造技术中心,河北唐山063035;中车唐山机车车辆有限公司制造技术中心,河北唐山063035;大连交通大学材料科学与工程学院,辽宁大连116028;辽宁省轨道交通装备焊接与可靠性重点实验室,辽宁大连116028
【正文语种】中文
【中图分类】TG446;TP15
0 前言
目前，轨道车辆正向高速化、轻量化方向发展。

铝合金密度约为钢的1/3，具有良好的抗腐蚀性能，同时高强度铝合金已产生并应用在工程上[1]。

因此在轨道交通领域，铝合金得到广泛应用，是轨道车辆车体部件制造的首选材料[2]，铝合金制作的车体平整度好、外形美观，受到全球铁路运营公司、交通管理部门的好评与欢迎。

车钩面板是车体底架部分的关键部件，用于连接车钩传递牵引动力，通常采用铝合金厚板型材焊接而成[3]。

然而，由于铝合金的热导率和热膨胀系数较高，厚板焊
接中热量难以凝聚，焊后冷却速度快，在焊缝中容易产生较大的残余应力甚至裂纹，并引起工件变形。

残余应力会降低车钩面板的承载能力，而变形会降低车钩面板的平整度，影响车钩的安装，严重制约生产效率。

近年来，国内外学者在焊后变形及残余应力的预测与控制方面进行了大量研究。

张利国[4]利用生死单元法分析T型接头分段焊、多层焊与多道焊的焊接顺序对焊接
残余应力的影响，得出T型接头焊接顺序的优化方案。

杨鑫华等人[5]利用实体-壳单元混合模型，建立了转向架构架横梁组对环形多道焊变形仿真的有限元模型，实现了针对变形控制的焊接顺序选优。

Lidam等人[6]利用Sysweld 2010 MWA功
能模拟了9 mm碳钢S3552G3的对接与T型接头的GMAW，三维模拟情况与试验结果吻合较好，二维模型有利于快速判断变形趋势。

综上所述，已发表的研究成果大都是针对钢铁材料进行的焊接残余应力与变形的模拟仿真，很少涉及铝合金材料，针对铝合金材料的多层多道焊接模拟研究鲜有报道。

因此，以车钩面板为研究对象，采用Sysweld软件对其焊接过程中的残余应力及
变形分布规律进行数值模拟，并通过施加反变形优化其焊接工艺过程，有效控制工件的焊接变形。

1 车钩面板结构和生产工艺
车钩面板构件尺寸2 500 mm×950 mm×25 mm。

接头形式为对接接头，采用双V型坡口，坡口角度60°，钝边长1 mm。

车钩面板形状结构如图1所示。

焊接采用熔化极惰性气体保护焊（MIG），母材为6005A-T6铝合金，焊接填充
材料为AlMg4.5MnZr。

主要焊接工艺参数如表1所示。

焊接过程中，车钩面板采用如图2所示的多层多道焊焊接顺序。

正面焊缝焊接3
层5道，翻转后对焊缝背部清根，进行无损检测确认无缺陷后再翻转工件，焊接
剩余的背面焊缝，共13道焊缝。

采用正反面翻转的焊接顺序，可使焊接变形相互抵消，有利于减少焊接变形。

图1 车钩面板结构示意
表1 6005A-T6铝合金车钩面板多层多道焊工艺参数?
图2 焊接顺序
2 有限元模型建立
2.1 热源模型选择与校核
热源模型的选择是否合理，将直接影响数值模拟计算结果的准确性。

Sysweld软
件提供了3种不同的热源模型，即双椭球热源、3D高斯热源与2D高斯热源[7]。

采用MIG焊接厚板时，坡口两侧焊件同时被加热，具有体积分布特征[8]。

因此本研究利用双椭球热源模型描述电弧热输入的分布模式。

热源模型如图3所示。

其中前半段热源表达式为
图3 双椭球热源模型
后半段热源表达式为
式中 qf为热流密度（单位：J/m2·s），按高斯函数正态分布；η为热源效率；U
为焊接电压（单位：V）；I为焊接电流（单位：A）；a1，a2，b，c 为高斯参数，分别为前轴长、后轴长、熔宽与熔深（单位：mm）[9]；f1，f2为前后椭球热源
分布函数，无量纲。

为得到准确的热源模型，需对其进行热源校核。

首先给出双椭球热源模型热源参数的初始值，并将计算结果与实际焊缝的熔池形状进行比较。

通过不断调整使焊道的温度高于熔点温度，且焊缝模拟结果与熔池形状一致，即可得到正确的热源模型，准确模拟焊接的热过程。

2.2 网格模型
依据车钩面板的尺寸、坡口形式、焊道位置和数量建立工件的几何模型并划分有限元网格。

电弧焊接具有高度的非线性特点，且是瞬态的热过程，近焊缝区温度梯度变化大，远离焊缝区则相对较小。

综合考虑模拟精度和计算效率，采用如图4所示的渐变式网格划分方法。

图4 车钩面板有限元模型
即在焊缝及近缝区网格划分较细，网格的几何尺寸小，而远离焊缝区域网格划分较为稀疏。

共划分3D网格149 250个，节点数177408个。

最大网格23 mm，焊缝及热影响区处的网格尺寸控制在约2 mm。

计算过程中，为防止焊件刚体移动，需对其施加一定的约束，约束条件尽可能与实际工装一致，如图5、图6所示。

图5 车钩面板焊接工装
图6 焊接约束条件
3 结果和分析
3.1 焊接变形与残余应力计算结果
根据以上焊接参数、热源模型及有限元模型并采用Sysweld软件对车钩面板的焊接过程进行数值模拟，观察并分析焊后残余应力与变形的数值与分布状态。

6005A铝合金车钩面板焊后纵向、横向及厚度方向上的残余应力分布如图7～图9所示。

图7 纵向残余应力分布
图8 横向残余应力分布
图9 厚度方向残余应力分布
由图7可知，纵向残余应力在远离焊缝的大部分区域表现为压应力，且应力值较小；而在焊缝及近缝区为较大的拉应力。

这是由于在焊接过程中，焊缝附近产生塑
性变形的高温金属在收缩过程中受到的约束较少，作用于母材产生应力且无法释放，形成局部高应力区。

由图8可知，对于横向残余应力，远离焊缝的区域多为较小的拉应力，而焊趾附
近拉应力较大；焊缝的起弧处与熄弧处存在较大的压应力，最大值为234 MPa，
出现在正面焊缝的焊根位置。

由图9可知，整个工件在厚度方向上的残余应力较小，最大值仅为44 MPa。

车钩面板Von-Mises应力分布如图10所示。

焊缝附近的等效应力值较大，最大
值约为244 MPa，出现在正面焊缝清根后与反面打底焊相接部位；焊道中应力较小，这是因为多层多道焊各焊道对前一道焊缝有热处理作用，消除了部分内应力。

远离焊缝区域的等效应力迅速减小，边缘处应力值接近于0。

图10 Von-Mises等效应力分布
焊接完成后，车钩面板垂直板厚方向变形的模拟结果如图11所示。

工件整体呈上凸的翘曲变形，这是由于反面焊缝多达8道，累积的焊接热输入较大所致。

最大
变形量约为1.51 mm，发生在工件一侧的边缘处。

工件整体需要一定的调修工作
以减少变形。

图11 厚度方向变形分布
3.2 焊接工艺优化
在焊接前的装配过程中，预先设置相反方向的变形量来抵抗焊接变形。

结合铝合金车钩面板焊缝非对称分布的特点，在正常约束条件下焊接正面焊缝，焊后产生一定的焊接变形。

背面焊缝设计为4层8道，焊接量大。

因此，在焊接背面焊缝前，
预先设置1 mm的反变形量，与正面焊缝的焊接变形相结合，以抵消背面焊接引
起的焊接变形。

施加反变形后，车钩面板焊接变形的模拟结果如图12所示。

工件整体变形有所减少，变形最大值约为0.62 mm，几乎无需调修即可满足设计的平面度要求。

图12 施加反变形后厚度方向变形分布
施加反变形后Von-Mises等效应力分布如图13所示。

施加反变形后，车钩面板的Von-Mises应力分布与未施加反变形时相似，最大值为248.8 MPa，出现在正面打底焊与背面打底焊相接部位。

在模拟结果中分别提取施加反变形前后车钩面板垂直焊缝方向的焊接变形和等效应力值，绘制折线图进行对比，如图14、图15所示。

由图14可知，未施加反变形时，焊缝两侧的变形量相差较大，最大值约为
1.51mm，出现在工件一侧的边缘处。

施加反变形后，焊接变形大体沿焊缝中心对称，最大值约为0.62 mm，出现在焊缝中心附近。

焊接变形较没有反变形时数值大幅减少，优化效果明显。

由图15可知，车钩面板焊后应力值大致沿焊缝中心对称，在焊缝及热影响区附近数值最大，约为182 MPa。

远离焊缝处应力迅速减小，在距焊缝中心80mm处应力值接近于0。

两种方案Von-Mises等效应力大小与趋势基本相同。

这是因为残余应力是焊接过程中各区域热循环不同而产生，反变形的施加只是提前预设了一个变形量，并不影响焊接的加热及冷却过程，因此对残余应力几乎没有影响。

因此，实际生产中可在不影响整体残余应力峰值的情况下，施加能够有效减小焊接变形的反变形量，进而兼顾车钩面板的平整度与承载能力。

图13 施加反变形后Von-Mises等效应力分布
图14 焊件表面沿垂直焊缝方向变形分布
图15 焊件表面沿垂直焊缝方向Von-Mises等效应力分布
4 结论
利用Sysweld有限元对6005A-T6铝合金车钩面板多层多道焊进行数值模拟，得到焊接变形及残余应力场的分布，并通过工艺优化对比分析反变形对焊接变形及残余应力的影响规律。

（1）车钩面板多层多道焊焊缝与热影响区存在数值较大的纵向拉应力，峰值约为259 MPa；远离焊缝处纵向残余应力为较小的压应力；横向拉应力的较大值位于焊缝起弧处与熄弧处，最大值约为234 MPa；焊件垂直板厚方向残余应力较小。

（2）车钩面板的Von-Mises等效应力较大值集中在焊缝区及近缝区，远离焊缝区域的等效应力值迅速减小。

应力最大值约为244 MPa，出现在正面焊缝打底焊与反面打底焊相接部位，而焊道中应力值较小。

（3）车钩面板焊后整体呈上凸翘曲变形，最大值为1.51 mm，出现在工件一侧的边缘处。

施加反变形后，焊接变形整体沿焊缝中心对称，最大值为0.62 mm，出现在焊缝附近；而焊接残余应力大小与分布的变化很小。

因此通过施加合理的焊接反变形量，在几乎不改变残余应力的情况下，可显著降低焊接变形。

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