高速动车侧梁焊接残余变形的控制

赵利华，张开林

(西南交通大学牵引动力国家重点实验室，成都 610031)

高速动车侧梁焊接残余变形的控制

赵利华，张开林

(西南交通大学牵引动力国家重点实验室，成都 610031)

构架是机车车辆的重要承载部件，控制其侧梁的焊接残余变形至关重要．以热弹塑性理论为基础采用APDL语言对侧梁进行了焊接变形数值仿真计算，并对侧梁进行现场跟踪测量，得出侧梁的焊接变形仿真计算结果与测量值，二者基本吻合，误差在 6%之内．以此仿真模型为基础，采用多层优化计算方法，对侧梁焊接时的随焊冲击碾压参数进行了优化分析，得到与焊接工艺相匹配的最优方案，计算结果表明最优方案能够降低残余变形量60%左右，最优随焊冲击碾压对于减小焊接残余变形效果明显．通过数值仿真优化所得的方案可为焊接变形的控制、焊接工艺设计的选择、随焊冲击碾压设备的设计等提供可靠依据．

数值仿真；测量；随焊冲击碾压；优化分析；焊接残余变形

构架侧梁是机车车辆的重要承载部件，在其生产过程中面临的主要问题是如何控制焊接残余变形、降低残余应力．在设计结构一定的情况下，可采用焊前的预防措施或焊后矫正措施[1]．焊前的预防措施包括预调整焊接顺序、刚性固定法和反变形法等，这些措施可以控制焊接残余变形但不能降低焊缝中的残余应力．焊后的矫正措施常用的有随焊激冷法、随焊碾压法、随焊锤击法和局部加热娇正法等．随焊激冷方法因采用液氮或干冰直接与工件接触，容易造成污染熔池、产生气孔等缺点，并增加成本，同时必须辅以静态温差拉伸技术，这使生产效率受到很大影响，而且由于其加大了焊缝区的横向收缩而不适用于封闭焊缝的焊接．随焊碾压法由于靠轮轴传递碾压力，所以碾压轮尺寸较大，和焊枪互相干涉，容易产生打弧现象，加之设备庞大很难用于实际生产．随焊锤击法由于锤尖直接锤击在焊道两侧和焊道表面，所以锤击面粗糙，工件表面粗糙度较差．局部加热矫正法效果的好坏取决于操作者的技术水平，而且无法达到完全消除变形．

随焊冲击碾压法是一种控制结构焊接应力变形并防止热裂纹的新方法，其设备简单轻便、焊缝质量好、成本低、效率高等，因此该法有着广泛的应用前景．文献[2-4]研究了该法对焊接接头力学性能及残余应力变形的影响，然而对冲击碾压参数的合理取值并无研讨．随焊冲击碾压参数的取值和多种因素相关，仅靠经验难以达到最优．因此，笔者以热弹塑性理论为基础，以大型非线性有限元软件ANSYS为平台，建立侧梁热机耦合仿真模型，并以控制侧梁残余变形为目的，对外部主焊缝焊接时的随焊冲击碾压参数做优化分析，为实际生产过程中控制侧梁的焊接品质提供可靠的依据．

1 随焊冲击碾压法工作机理

随焊冲击碾压法是为了解决焊接变形与裂纹问题而开发的一种工艺方法[2]．随焊冲击碾压法的作用机理是：作用于焊缝部位的冲击碾压前轮(前后冲击碾压轮的形状见图 1)迫使焊缝金属由焊趾处向焊缝中心流动，对处于脆性温度区间的焊缝金属施加一个横向挤压塑性应变，减小甚至抵消致裂的拉伸应变，获得防止焊接热裂纹的效果；后轮也作用于焊缝上，对焊缝金属进行两侧和前方的碾压作用，将焊缝金属的纵横向压缩塑性应变和前轮对焊缝区额外施加的横向挤压应变充分延展开，从而达到控制焊接残余应力和变形的目的．

图1 前后冲击碾压轮Fig.1 Front and back impact-rolling wheels

2 模型计算及实验

为了调试有限元模型，使之准确、可靠，在节约成本的前提下，和生产单位合作，对实际生产中的侧梁进行测量，对比测量值和有限元模拟结果．如超出误差范围，则调整有限元模型边界条件，然后计算、分析、对比，如此反复，直到有限元模型计算结果与测量值在误差范围内．

2.1 侧梁有限元模型

该侧梁由上下盖板、前后立板、内部隔板和加强板焊接而成．隔板与下盖板不垂直，成一定倾斜角度.

(1)为了准确模拟焊接过程，本文拟采用三维热弹塑性有限元进行分析，计算量庞大，但仅对外部主焊缝焊接时的变形量做数值模拟分析，因此在建立有限元模型时进行了必要的简化，简化后的结构如图 2所示．采用间接耦合分析法，热分析时选用SOLID70单元，结构分析时选用 SOLID45单元．使用扫略划分和尺寸过渡技术对侧梁进行有限元网格划分．

图2 构架侧梁结构示意Fig.2 Schematic diagram of the side beam

(2) 假定焊缝金属材料与母材金属材料相同，以母材 16,MnR钢的属性为依据设置随温度变化的非线性力学性能和热物理性能参数．其中考虑了相变潜热、人为增大熔池内金属的导热系数以考虑熔池金属的对流作用等；在计算时对材料高温性能参数进行假设，对材料接近熔化和熔化以后高温性能参数采用线性外推法获得[5-6]．主要参数随温度变化的曲线如图3所示．

图3 材料性能参数Fig.3 Material property parameters

(3) 对于三维有限元模型的填角焊缝，采用一种分段移动体热源模型进行摸拟计算．以单元生热率的形式施加载荷，同时考虑金属的填充作用，运用生死单元技术，利用 APDL语言逐步将填充焊缝转化为生单元参与计算．焊接顺序如图4所示，方向如图2所示(焊接顺序为 3-2-4-1，从中间向两端进行对称焊接)．焊接时侧梁两端装夹在回转盘上，采用船形位置焊接．

图4 焊接顺序及船形位置Fig.4 Welding sequence and position of ship type

2.2 实验测量方法

侧梁的挠度和旁弯为焊接质量控制的关键因素，且变形量较残余应力易于测量，因此为了验证侧梁焊接变形数值模拟的合理性和精确性，使用三坐标数控划线仪对 4根侧梁进行垂向和横向焊接变形实际测量．三坐标数控划线仪的划线精度为 0.01,mm，可以满足测量精度要求．

在转向架侧梁实体上建立参考坐标系 Oxyz，如图 5所示，O点作为参考点，目标测量位置确定在侧梁两立板偏离下盖板上方155,mm(侧梁高度的中心)的通长方向上，等间隔300,mm分布18个测点，前后立板上的测点分别组成测试点集和．两点集能够最大限度地反映侧梁在水平面(xOy)、铅垂面(xOz)的弯曲变形．

图5 测量点及坐标系Fig.5 Measuring points and coordinate system

现场采用划线定位找正法，依据划线基准对结构进行测量[7]．确认相对原始参考位置，做相应标记，记录下各点坐标值；待焊接冷却后返回划线工位，找到测量目标的相对基准，重新测出各标记点的相对位移(变形)量，通过焊接前后测量点测量值变化的比较，得出差值，并以这个差值作为评价依据．

2.3 仿真结果与实验值的对比

根据焊接变形理论，构件的变形通常用某些特殊点的变形量或沿某条路径的变形量来衡量[8]．本文取侧梁前后立板上1A到18A和1B到18B 这两条路径及侧梁下盖板纵向中心线来评价侧梁的垂向弯曲变形、水平弯曲变形．

1) 垂向弯曲变形(在xOz平面内)

测量垂向弯曲变形时先选3个水平点(常用参考坐标系 O点和一等高的随机点)，每次测量时用它们调水平，以确定参考平面保持水平．依次测量焊接前后 2组标记点集在 z方向上的坐标值，则在铅垂面xOz面内坐标差值即可描述侧梁在铅垂面的弯曲变形量，取最大值作为评价依据．测量统计结果和数值模拟结果见图6．

图6 侧梁垂向弯曲变形Fig.6 Vertical bending deformation of the side beam

由图6可知，通过数值模拟计算得出的垂向弯曲变形沿长度方向呈抛物线分布．由于在建立有限元模型时进行了简化，增加了材料，且实际测量过程是建立在焊接完内部焊缝并校正的基础上，校正会产生或残留变形，所以数值模拟结果比实际测量的变形要小．但两者整体变形的趋势是一致的，且相差不大，数值模拟的最大值为 6.11,mm，实测最大值为6.46,mm，误差为6%，最大垂向变形位于侧梁的中部.

2) 水平弯曲变形(在xOy平面内)

实际测量过程是建立在焊接完内部焊缝的基础上进行的，因此隔板焊接产生的波浪变形对水平弯曲的测量无影响．测量统计结果和数值模拟结果如图 7所示．

由图 7可以看出，通过数值模拟计算，侧梁水平弯曲变形在梁的中部附近最大，两端最小，数值模拟最大值为 5.13,mm，实测最大值为 5.45,mm，误差为6%，而两者整体变形趋势也是一致的，实测结果比数值模拟结果稍稍偏大．

图7 侧梁水平弯曲变形Fig.7 Horizontal bending deformation of the side beam

综上分析，侧梁焊接变形数值模拟可以反映真实的焊接过程，有限元模型是合理、精确的．弯曲变形在梁的中部附近最大，因此把梁中部附近最大的垂向弯曲变形量μ、水平弯曲变形量δ作为优化分析方案的评定标准．

3 优化模型、方案和算法

3.1 优化模型

随焊冲击碾压对每条焊缝的作用效果是相同的，因此缩短侧梁长度依然能够反映出随焊冲击碾压对焊接残余变形、残余应力的影响程度．基于上述分析，本文取原侧梁数值模型中间一段(整梁长度的1/3)作为优化分析模型．在不影响优化结果的前提下，为更进一步提高计算效率，与图 2相比，去掉了上下盖板突出部分．

3.2 优化方案

图 8(a)为单冲击的波形，将其简化成如图 8(b)所示的正弦波[9]．冲击力的表达式为

图8 冲击波形示意Fig.8 Schematic diagram of surge waveform

假设冲击力不是通过某个点传递到焊件上，而是通过一定的作用面积均布在冲击作用区，则冲击强度为

因为前后轮形状不同，与焊件接触面积也不同，而冲击载荷相同，由此造成前后轮作用在焊件上的冲击强度不同，即数值模型前后轮处的压力值不同，据此，设前后轮瞬时冲击强度的最大值分别为即作用于数值模型前后轮处的压力值，为优化分析时的2个设计变量，如图9所示．

前轮中心与焊接电弧的距离 L及两轮间的距离D，即碾压位置对防止结构焊后变形十分关键．适当调节L和D，使前轮缘下方的焊缝金属正好处于脆性温度区间内，使后轮下方的金属冷却到脆性温度区间以下，理论上会取得较好的效果．因此，设 L、D为优化分析时的另两个设计变量，如图 9所示，依据随焊冲击碾压机构几何尺寸、冶金学[10]、焊接工艺及焊接温度场数值分析结果，L的取值范围为[30,mm，60,mm]，D的取值范围为[40,mm，70,mm]．

图9 设备简图及优化设计变量Fig.9 Sketch of equipment and optimization design variables

3.3 优化算法

生产单位常常要求侧梁在调修后旁弯不大于3,mm，而优化模型取原侧梁模型长度的 1/3，因此式(3)中状态变量δ(水平弯曲变形量)的上限设为1,mm；母材材料为 16,MnR，常温下屈服极限为345,MPa，因此设定此值为数值模型前后轮处压力值的上限．

本文采用多层优化计算，首先进行随机优化分析，由随机优化结果的可行解为起点值，随后进行一阶优化分析[11]．

4 优化结果及分析

基于上述优化方案和优化方法进行优化分析，共迭代22次．优化结果如表1所示，由于数据量大，故只列出最后 5个优化方案，其中最佳序列用“*”表示．状态变量δ的优化曲线见图10，目标函数μ的优化曲线见图11．

表1 优化结果Tab.1 Optimization results

图10 状态变量δ的优化曲线Fig.10 Optimal curve of state variableδ

图11 目标函数μ的优化曲线Fig.11 Optimal curve of objective functionμ

由表1、图10和图11可以看出，设计变量1maxp 、和D随迭代次数的增加趋于某几个值，而不是大范围的随机取值；状态变量δ及目标函数μ随迭代次数的增加向最佳设计方案逼近，由曲线变化可以看出逼近效果良好．由于优化模型为原侧梁模型长度的 1/3，因此最优结果δ、μ需乘以 3，与第 2.3节的分析结果相比可知：垂向弯曲变形量(目标函数μ)降低了 64%，水平弯曲变形量(状态变量δ)降低了61%，最优随焊冲击碾压对于减小焊接残余变形效果明显．

最优方案中L为39,mm、D为49,mm，根据焊接温度场数值分析结果，此时前轮与焊件接触处的温度值为 1,356,℃，后轮与焊件接触处的温度值为1,087,℃．母材材料为 16MnR，属于普通低合金高强钢，依冶金工艺学理论[10]，同时又属于亚共析钢，含碳0.2%的16MnR在冷却过程 1,450～800,℃区间之内，结晶体全部为奥氏体，奥氏体具有良好的延展性．同时由 16MnR材料的高温力学性能可知，最优设计变量1maxp 、2maxp 能使前后轮与焊件接触处的金属材料屈服，达到塑性延展的效果．但在同一冲击力下使前后轮产生不同的压力值，需对前后轮的几何尺寸、截面形状甚至整个冲击碾压机构做详细精确的设计，且在设计时要考虑对于不同的焊接对象、焊接工艺等易于更换辊轮．

随着压力1maxp 、2maxp 的增大，焊缝金属的收缩塑性得到充分延展，使得焊接残余变形量减小；随着距离L、D的增大，轮下焊缝温度降低，而焊缝材料的弹性模量、屈服强度升高，致使延展性降低，结果使得焊接残余变形量增大．前轮对于控制焊接残余变形作用较大，因此依据文献[2]的有关分析，取压力及距离 L的权重系数为 0.6．基于上述分析，以为横坐标，以垂向挠度μ为纵坐标，得到如图 12所示的拟合曲线．优化设计变量与垂向挠度间的数学关系模型为

由图12可知，随着φ的逐渐增大，焊接残余变形量也随之增大，但由于材料的热物性和力学性能为温度的非线性函数，因此拟合曲线中间一小段为近似水平线．

图12 优化设计变量与垂向挠度间的关系模型Fig.12 Relationship model between optimization design variables and vertical deflection

5 结 论

(1) 侧梁数值仿真模型计算的垂向弯曲变形量、水平弯曲变形量与实际测量结果基本一致，误差在6%之内，验证了侧梁有限元模型的合理性，为随焊冲击碾压参数的优化研究奠定了基础．

(2) 利用 APDL语言结合优化算法对随焊冲击碾压参数进行了优化分析，以变形量为状态函数和目标函数，得到了与焊接工艺相匹配的最优方案，计算结果表明最优方案能够降低残余变形量(无随焊冲击碾压工艺)60%左右，最优随焊冲击碾压对于减小焊接残余变形效果明显．

(3) 通过数值仿真，实现了预测构架侧梁焊接残余变形的目的，计算所得数据可为焊接变形的控制、焊接工艺设计的选择确定等提供可靠依据．同时，所得最优参数也为随焊冲击碾压设备的设计提供有益的参考．

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Control of Welding Residual Deformation of Side Beam on High-Speed Train

ZHAO Li-hua，ZHANG Kai-lin
(Traction Power State Key Laboratory，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China)

Bogie frame is the main carrying part of locomotive. It is important to control the welding residual deformation of the side beam. Based on the thermal-elastic-plastic theory，numerical simulation of the welding residual deformation was done with APDL，and field tracking measurement of the side beam was also conducted. The computation results were found basically consistent with the measured data，with the error within 6%. On the basis of the numerical simulation model，and utilizing multi-layer optimizing computing method，the optimization analysis of parameters about weld with trailing impactive rolling was done with numerical simulation model，and the optimum scheme was obtained. The results show that the weld with optimal parameters’s trailing impactive rolling can markedly decrease welding residual deformation，and make it decrease by 60%. The optimum scheme by numerical simulation provides reliable theoretical references for controlling welding residual deformation，determining the welding technology and designing the equipment of weld with trailing impactive rolling.

numerical simulation；measurement；weld with trailing impactive rolling；optimization analysis；welding residual deformation

TG404

A

0493-2137(2012)04-0361-06

2010-10-26；

2011-03-03.

国家自然科学基金资助项目(51075339).

赵利华（1977— ），男，博士研究生，zhaolihua1323@163.com.

张开林，zkailin@126.com.