装载机后车架焊接顺序优化的数值仿真

黄海瀚+周广涛

作者简介： 黄海瀚(1988—)，男，福建福鼎人，硕士研究生，研究方向为焊接，(Email)hhh858@163.com;

周广涛(1973—)，男，黑龙江巴彦人，副教授，博士，研究方向为焊接，(Email)zhouguangtao@hqu.edu.cn0引言

后车架是装载机整机中最关键的部件之一，上面安装有驾驶室、发动机、后桥、变矩器、前/后配重以及其他较小的零配件.该结构主要由钢板焊接而成，受力复杂.后车架焊接变形严重会影响后续的装配精度和外观质量，因此合理选择焊接顺序以控制其焊接变形、提高其服役能力是一项很重要的工作.［1］目前，在生产过程中对焊接变形的判断及焊接顺序的安排主要依靠大量的焊接试验和经验，不但浪费大量工时，而且生产成本也大大增加.［2］

随着有限元数值仿真技术的发展，越来越多学者利用其预测复杂结构件的焊接变形.［35］本文使用有限元软件Marc模拟后车架实际的焊接过程，并采用不同焊接顺序方案对后车架焊接变形问题进行定性分析，为后车架实际焊接工艺提供数据参考.

1后车架有限元模型建立

1.1后车架的组成

后车架整体结构由4个分总成部件组成，分别为虎头总成、大梁总成、连接架总成和尾架总成，见图1.其中，虎头与两个大梁焊接，尾架与两个大梁焊接，连接架位于两个大梁之间并与之焊接在一起.

注：①为虎头总成；②为大梁总成；③为连接架总成；④为尾架总成

图 1后车架结构, mm

Fig.1Rear frame structure, mm

1.2有限元模型建立

该结构尺寸大，如果采用实体建模，在网格划分时单元数量非常多，在保持单元最小边长10 mm的条件下，单元总数将达到100万个以上，一般的计算机无法承担此计算任务.因此，可在保证计算精度要求的前提下采用壳单元代替实体单元，使单元总数大大减少.

后车架结构复杂，建模存在一定难度，单元采用四节点平面单元.焊缝形式主要为壳单元角焊缝，最小单元边长为8 mm，对于尺寸超过3 m的模型，该尺寸能满足精度要求，对远离焊缝区域的网格进行稀疏处理，进一步减少单元总量.网格划分后的单元总数为65 890个，节点数为64 745个，壳体厚度设为10 mm，有限元模型见图2.

图 2后车架有限元模型

Fig.2Finite element model of rear frame

1.3材料性能和边界条件

材料采用16Mn，为提高计算精度，线膨胀系数α，弹性模量E，比热容c，屈服极限σcr以及热导率K等均为与温度有关的物理性能参数［6］（见表1），质量密度ρ和泊松比λ为定值.

表 1后车架材料性能参数

Tab.1Properties of rear frame materialt/

℃α/

(10-6/℃)E/

GPac/

(J/(kg•℃))σcr/

MPaK/

(W/(m•℃))2021.211.9461345.048.510020.712.5496314.047.520019.913.0533276.044.740018.414.1611167.038.660016.414.57780.535.5

边界条件主要为热源边界条件和散热边界条件.由于单元均为薄壳单元，传热以二维热传导的形式进行，采用传统的热源模型无法达到模拟真实焊接的目的，因此热源选用高斯面热源与双椭球体热源耦合的方式建立.［7］

结构各零件表面的散热边界条件以与周围环境的对流和辐射为主.结构的初始温度皆为室温，设定为20 ℃.

1.4焊缝序号的分配

后车架由4个分总成通过焊接形成一体，共由26条两两对称的焊缝连接而成，其中，尾架与两个大梁之间有6条焊缝，分别为焊缝1~6；连接架与两大梁之间有8条焊缝，分别为焊缝7~14；虎头与两大梁之间有12条焊缝，具体位置见图3，焊缝类型见表2.图 3焊缝分布

Fig.3Weld distribution

表 2焊缝类型

Tab.2Weld type焊缝类型横焊缝立焊缝序号（括号中为两两对称焊缝）（1, 4）;（2, 5）;（7, 11）;（9, 13）;（15, 19）;（16, 20）;（17, 21）;（18, 22）（3, 6）;（8, 12）;（10, 19）;（22, 26）;（23, 25）

2数值仿真计算

2.1温度场数值仿真

温度场数值仿真往往能反映所建立模型的正确性，焊接规范为：焊接电流350 A，电弧电压20 V，热源有效因数0.8，焊接速度10 mm/s.［7］在焊接过程中，t=211 s时焊缝7的局部温度场分布和熔池尺寸见图4.

图 4在t=211 s时瞬态温度场云图，℃

Fig.4Transient temperature field contour at t=211 s, ℃

由图4可知，该时刻峰值温度为1 560 ℃，熔池正面长度为12.5 mm，宽约为10 mm.采用所建立的有限元模型计算得到的焊接温度场符合16Mn钢CO2焊接温度场的分布特点.

2.2实体简化为板或壳的计算精度对比

与平面问题、杆系结构一样，将实际结构简化为板或壳，既可以满足精度要求，又可以节省计算工时和费用，所以板单元与壳单元在工程中得到广泛应用，尤其是有限元单元数目巨大的模型计算，所需存储空间大、计算时间长，采用壳单元后能大大缩短计算时间.［8］

板壳计算基于克希霍夫假设.［9］焊接问题是热力耦合问题，非线性程度大，由于后车架大部分焊缝类型为角焊缝，需要验证壳模型和实体模型的角变形是否保持一致的精度.

以T接头角焊缝为研究对象，对比壳单元角焊缝模型和实体单元角焊缝模型的角变形情况，结果见图5.

（a）壳单元角变形结果

（b）实体单元角变形结果

图 5角焊缝模型的角变形，m

Fig.5Angular deformation of fillet weld models, m

对比发现，两种单元模型变形趋势相同.通过立板上端x向和y向的位移，计算壳单元与实体单元立板偏转角度，计算公式为α=arc(tan α)=arc(tan(Δx/Δy))式中：α为立板偏转角;Δx为立板x向位移;Δy为立板y向位移.计算结果壳单元与实体单元立板偏转角度分别为0.315°和0.389°，两者相差为19%.所以用壳单元代替实体单元，计算结果较接近，考虑节约计算时间并保证计算的正常进行，该简化能满足计算要求.

2.3后车架焊接顺序制定

根据后车架的焊接结构特点，为减少焊接变形，应该首先保证后车架大框架的刚度，框架的焊缝先焊，即大梁与尾架、大梁与虎头之间的焊缝先焊，连接架与大梁之间的焊缝后焊.由于后车架是对称结构，组合顺序可减少一半，所以拟定4种焊接顺序.

（1）顺序1总体焊接思路为虎头→尾架→连接架：15→16→17→18→19→20→21→22→23→24→25→26→1→2→3→4→5→6→7→10→9→8→11→14→13→12.

（2）顺序2总体焊接思路为结构上面焊缝→下面焊缝→连接架立焊缝：1→4→7→11→15→19→16→20→2→5→9→13→17→21→18→22→3→6→8→12→10→14→23→25→24→26.

（3）顺序3总体焊接思路为尾架→虎头→连接架：1→2→3→4→5→6→15→16→17→18→19→20→21→22→23→24→25→26→7→10→9→8→11→14→13→12.

（4）顺序4总体焊接思路为连接架→虎头→尾架：7→10→9→8→11→14→13→12→15→16→17→18→19→20→21→22→23→24→25→26→1→2→3→4→5→6.

2.4焊接变形分析

对后车架模型26条焊缝依次焊接过程进行大量计算，后车架结构表现出复杂的焊接变形.归纳两类焊接变形作为该结构变形趋势的考察量，分别为面内缩变形和面外弯曲变形.2种变形趋势示意见图6和7.

图 6框架面内缩变形

Fig.6Inplane shrinkage deformation of frame

图 7框架面外弯曲变形

Fig.7Outofplane bending deformation of frame

图6给出内缩变形的评判指标，面内缩变形主要发生在后车架尾部、前部（毗邻虎头）以及尾架处.尾部的两个大梁向内部产生收缩弯曲倾向，考察收缩后框架的长度B1B2(内端),将其作为焊接变形的指标.前部两个大梁向内部产生收缩弯曲倾向，考察收缩后框架的长度D1D2(内端),将其作为焊接变形的指标.尾架处向内部产生收缩弯曲倾向，通过考察O1点的x向位移评价其变形，即O1′与O1点坐标的差值.

图7给出面外弯曲变形评判指标，主要从大梁的挠曲变形、尾架和虎头上某点的位移来评判.大梁沿纵向长度方向产生收缩弯曲倾向，考察收缩后的框架弯曲挠度大小EE′或FF′，取数值大者作为其焊接变形的指标.尾部产生收缩倾向，考察尾部端点（尾架上）G点的x向位移评价其变形的大小.前端处向内部产生收缩弯曲倾向，考察前部端点（虎头上）H点的x向位移评价其变形.

2.5后车架焊接变形模拟结果

4组不同焊接顺序焊接后的后车架均出现焊接变形，见图8，黑框线为结构原始位置，而焊后各部位发生变化，按照前文分析发生相应位移.

（a）后车架框架内缩变形

（b）后车架框架面外弯曲变形

图 8后车架整体外观焊接变形，m

Fig.8Whole appearance of welding deformation of rear frame, m

根据图6和7，对于面内缩变形，分析计算后车架尾部、前部和尾架的收缩变形量，分别用ΔB，ΔD和ΔO1表示，计算结果见表3，其中：d=0.812 m为框架内端原始距离;负值表示向内收缩，正值表示向外膨胀.对比发现，顺序1和3面内缩变形量ΔB的差值在0.1~1.0 mm之间，对于后车架尺寸可以忽略，故认为在保证框架整体刚度的前提下，虎头与后车架的焊接顺序对内缩变形无影响.顺序4先焊连接架，框架刚度得不到保证，各位置面内缩变形量约成倍于前三者.采用顺序2焊接时各位置面内缩变形最小，是由于框架的所有上下面的焊缝依次焊接，整个框架刚性约束增大，阻碍收缩变形.

表 3面内缩变形对比

Tab.3Comparison of inplane shrinkage deformationm焊接顺序顺序1顺序2顺序3顺序4ΔB=B1B2d-0.006 0-0.004 2-0.006 2-0.010 3ΔD=D1D2-d-0.003 9-0.003 0-0.004 0-0.007 2ΔO1=xO1-xO1′-0.002 4-0.001 4-0.002 2-0.002 9

4组不同焊接顺序后车架面外弯曲变形计算结果见表4，其中：EE′值为负表示下弯变形，Δxg值为正表示尾架上表面向结构中心线方向收缩，Δxh为负表示虎头上表面向结构中心线方向收缩.对比大梁下挠量发现，顺序2最小，其值为0.002 0 m，顺序1和3比较接近，且仅次于顺序2，顺序4最大，说明框架形成的刚性约束对后车架面外弯曲变形形成有益的影响.

表 4面外弯曲变形对比

Tab.4Comparison of outofplane bending deformationm焊接顺序顺序1顺序2顺序3顺序4EE′=ZE′-ZE-0.003 0-0.002 0-0.002 9-0.003 5Δxg=xg′-xg0.002 80.002 50.002 70.003 2Δxh=xh′-xh-0.002 6-0.002 1-0.002 4-0.003 0

2.6后车架焊接变形实测结果

对以上4种焊接顺序的后车架大梁的下挠量进行实际测量，结果见图9.观察发现，与模拟结果相比，在实际焊接时大梁下挠峰值均略低，但差值在0.1~1.0 mm之间.采用不同焊接顺序时大梁的下挠趋势与模拟结果一致.在顺序2焊接条件下，大梁最大挠度为0.001 7 m，与模拟结果误差为15%，证明模拟结果具有较高的准确性.

图 9后车架大梁的下挠模拟结果与实测结果对比

Fig.9Comparison between simulation results and measured results of rear frame bottom deflection

3结论

（1）建立后车架整体结构有限元模型，采用壳单元划分网格，并对比壳单元与实体单元的计算误差，验证用壳单元代替实体单元的有效性和可行性.

（2）后车架计算结果表现出复杂的焊接变形，确定焊接变形分析思路，主要为框架大梁的面内缩变形和框架的面外弯曲变形.

（3）采用4种焊接顺序进行焊接数值计算，后车架的面内缩变形量以及挠曲变形值计算结果表明，增加大框架的刚性可有效减小焊接变形.当采用顺序2焊接时，各焊接变形量都最小，其中大梁挠曲变形值为0.002 0 m，且实际测量结果与模拟结果基本吻合，误差为15%，说明该焊接顺序较理想.参考文献：

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