基于SYSWELD中載荷約束對高速列車車體焊縫殘余應力的影響

徐紫薇，陳 鵬，許 浩，朱忠尹，何金光

（西南交通大學 焊接實驗室，四川 成都 610031）

0 前言

隨著高速列車的發展，鋁合金車體成為實現高速車體輕量化的理想材料。這是因為鋁合金材料具有良好的力學性能和物理特性，即密度低、比強度高、熱導率高、反射率高、電導率高、比模量、斷裂韌度、疲勞強度和耐腐蝕能力強，同時還具有良好的成形工藝性和焊接性，易加工成形及美觀耐用等[1]。由于高速車體采用的是熱導系數高且膨脹系數大的中空鋁合金型材，加之高速車體結構復雜，因此，鋁合金車體的殘余應力非常復雜。焊接殘余應力及變形既影響高速車體制造的尺寸精度、尺寸穩定性，還會與焊接缺陷、接頭幾何不連續、冶金非均勻等因素交互作用，影響焊接結構的強度、抗脆斷能力、耐腐蝕性能等，降低高速列車車體結構的安全系數，縮短其服役壽命。所以，研究高速車體焊接殘余應力對指導高速車體的實際生產具有重大的意義。本研究采用大型有限元軟件SYSWELD，對高速列車底架邊梁與側墻連接處焊縫進行數值模擬，通過模擬不同載荷下的殘余應力來優化焊接工藝。

1 材料參數

在SYSWELD軟件中，充分考慮到了在焊接過程中產生的熱應變和相變應變，而熱應變和相變應變產生的同時，會引起彈性或塑性應力場和與之相關的變形。這樣彈塑性本構關系表示為[2]

式中 [Dep]為彈塑性剛度矩陣；[Cth]為熱剛度矩陣；[M]為溫度形函數；{ΔT}為溫度變化量；dσ為應力增量；dε為應變增量。

根據上述數學模型，在采用SYSWELD進行焊接熱彈塑性有限元模擬時需要考慮到材料的非線性，即考慮到材料特性與溫度之間的相關性。

鋁合金高速列車的側墻和底架結構使用的材料為鋁合金A6N01S-T5，A6N01S-T5的固相線溫度和液相線溫度分別為611℃和660℃。其主要化學成分如表1所示，在不同溫度下的物理參數如表2 所示[3-4]。

表1 A6N01S-T5的化學成分Tab.1 Chemical composition of A6N01S-T5%

表2 A6N01S-T5在各溫度下的材料性能參數Tab.2 Material properties of A6N01-T5 under different temperature

2 試驗驗證

在進行焊接模擬前，使用SYSWELD計算對接試件焊接接頭的應力場，并與試驗測試結果進行比較，驗證計算方法的可靠性。對接試件是由兩塊500 mm×110 mm×8 mm的材料構成，材料均為鋁合金A6N01S-T5，采用的焊接工藝為：焊接電流270 A，焊接電壓25 V，焊接速度520 mm/min，有效熱輸入412 J/mm，對接接頭開V型坡口。計算過程采用雙橢球熱源對模型加熱，在施加熱源之前調整熱源的高斯參數。計算出來的縱向應力分布云圖如圖1所示。

圖1 對接試件的縱向應力分布云圖Fig.1 Vertical stress cloud distribution of the butt-welded

從云圖中可以看出，焊接后的縱向應力分布為：在焊縫位置存在拉應力，壓應力分布在焊縫邊上較遠的位置。計算出來的縱向應力分布規律與焊接理論相一致。在穩定區選取焊縫及焊縫邊緣區域的節點讀數，記錄計算數據，將其與小孔法測試殘余應力[3]得出的結果進行對比，如圖2所示。可以看出，計算結果和實驗測試結果在殘余應力的分布趨勢是相同的，在數值大小上有一點偏差，原因是小孔法雖然測試的深度可以達2 mm，但是計算結果取出數據位置的厚度大于2 mm，因此在數值上有所偏差，但是這種偏差在工程上是允許的，所以采用SYSWELD軟件計算焊接殘余應力分布是可靠的。

圖2 實際測試與計算結果對比Fig.2 Comparison of simulation result and test result

3 有限元模型

整個模型由高速列車底架邊梁與側墻局部構成，這個模型采用實體單元，模型總長223 mm，總高度76 mm，模型中有兩條焊縫，分別分布在上、下兩個面上。在數值模擬時，考慮計算精度和計算量等因素，有限元模型模擬中焊縫及近焊縫區域采取1 mm的網格，遠離焊縫區域為10～12 mm的網格，模型單元共33200個，節點共39360個。在焊接過程中，焊縫邊上材料對焊縫位置的壓應力，隨著離焊縫距離的增大而逐漸減小。對于大型結構，在現有的計算機硬件條件下，要對整個結構進行焊接模擬十分困難。若在大結構上截取局部結構建立模型進行模擬，將大大減少計算時間，提高計算效率，如圖3所示。但在截取部位采用什么樣的約束使之與原結構力學等效則非常復雜，本研究采取在截取部位施加不同載荷來模擬不同的約束狀態，模擬計算焊接接頭焊接殘余應力場，從而反映出不同約束條件下焊接殘余應力的變化。本研究從整體結構中選取底架邊梁與側墻連接的部分建模，在截斷的截面上施加一個拉伸載荷，模擬截掉部分對焊縫的約束，如圖4所示。

圖3 局部模型網格劃分Fig.3 Mesh of local model

圖4 局部模型邊界約束Fig.4 Boundary constraints of local model

4 數值模擬和分析

軟件模擬四種不同載荷下的等效應力情況，如圖5～圖8所示。

圖5 無載荷時的應力云圖Fig.5 No load conditions of stress cloud

圖6 載荷為15 MPa時的應力云圖Fig.6 15MPa of load conditions of stress cloud

圖7 載荷為50 MPa時的應力云圖Fig.7 50 MPa of load conditions of stress cloud

考慮各個載荷情況下的縱向應力，距離焊縫中心不同位置的各個節點不同情況下的縱向應力如表3所示。

圖8 載荷為100 MPa時的應力云圖Fig.8 100MPa of load conditions of stress cloud

表3 不同載荷下的縱向應力分布Tab.3 Vertical stress distribution under different loads

計算過程中，在一端截取面上施加一定數值的拉伸應力，在另一端施加約束，施加的拉伸應力值為0～100 MPa。不同載荷下的計算結果如表3所示，在外載荷為0 MPa（自由狀態）時，計算出的殘余縱向應力值是最小的。這是由于在這種情況下，計算的殘余應力完全由焊接不均勻加熱產生，不受外載荷影響，而且模型較小，焊縫周圍的拘束度較小。在相同載荷條件下，縱向應力呈現先減小再增加最后減小的趨勢。在距離焊縫10 mm時，不同載荷下縱向應力到達最大值，而且隨著載荷的增加，縱向應力增加，當載荷達到一定值時，縱向應力反而減小。當距離焊縫中心（14～19 mm）時，縱向應力隨著載荷增大呈現規律性變化，即隨著載荷的增加，縱向應力增加。當距離焊縫中心19 mm時，縱向應力均達到最小值。當外載荷較小時，構件中的縱向應力值隨著外載荷的增加而增加，當外載荷達到一定數值時，構件中的縱向應力變化較小，如果這時外載荷繼續增加，則縱向拉應力值出現下降，下降后的值不會低于自由狀態的應力值。不同的載荷約束，其焊接接頭殘余應力分布基本相同。

5 結論

采用有限元軟件SYSWELD對底架邊梁和側墻連接處進行焊接模擬，通過分析應力得到以下結論：

（1）在不同載荷下，自由狀態時的縱向應力值最小。

（2）隨著載荷的增加，焊接接頭中縱向殘余應力增大。

（3）當載荷增加到一定的數值時，縱向拉應力值出現小幅度下降，下降后的值高于自由狀態的應力值。

[1]鄭卜祥，閆志鴻.鋁合金結構件焊接變形數值模擬的研究現狀及發展[D].北京：北京工業大學機電學院.

[2]徐芝綸.彈性力學[M].北京：高等教育出版，1990.

[3]Handbook of Al Alloys[M].America.

[4]周萬盛，姚君山.鋁及鋁合金的焊接[M].北京：機械工業出版社，2006.