基于剛柔耦合的機械臂架系統(tǒng)關鍵焊縫精細化計算與優(yōu)化

張 鑫，周志紅，朱 奇

（湖南工業(yè)職業(yè)技術學院 機械工程學院，湖南 長沙 410208）

臂架系統(tǒng)是混凝土泵車、挖掘機、登高車、折疊式消防車等諸多工程機械裝備中的重要部件［1］。通常由多節(jié)單元臂架及連接部件組成，單元臂架一般采用薄壁箱型焊接梁結構，由不同規(guī)格的高強度鋼板拼裝焊接形成，焊縫直接影響設備的使用安全。因此，焊縫的設計計算是臂架系統(tǒng)設計的重要組成部分［2］。對于長度更長、柔性更大、臂節(jié)數(shù)更多的長臂架系統(tǒng)，其焊縫特別是關鍵焊縫的計算和校核尤為重要。

剛柔耦合分析是多體動力學與有限元相結合的技術，非常適用于柔性體因素影響較大的臂架系統(tǒng)。對臂架系統(tǒng)進行剛柔耦合分析，不但能得到部件在不同工況下的應力應變，也能得到部件在典型工況下更為真實的鉸孔載荷，這些可為部件與局部結構的設計優(yōu)化提供更加準確的依據(jù)［3-5］。

子模型技術是對局部結構進行精確計算的方法，子模型技術既考慮了整體模型中局部結構計算不準確的問題，又考慮了計算資源與計算效率的問題，適合大型構件局部結構的計算［6-8］。

混凝土泵車臂架系統(tǒng)是典型的大柔性、多臂節(jié)、多工況部件。本文以一款長臂架混凝土泵車的臂架系統(tǒng)設計為例，基于臂架系統(tǒng)的剛柔耦合特性，以關鍵焊縫為研究對象，利用子模型技術對焊縫進行精細化計算和評估，提出優(yōu)化方案，并應用于工程實際。

1 混凝土泵車臂架系統(tǒng)

混凝土泵車臂架系統(tǒng)主要由轉臺、單元臂架、連桿組、油缸及相關輔件組成，如圖1 所示。各節(jié)臂從轉臺開始，分別命名為第1 節(jié)臂至第N節(jié)臂，臂架之間通過油缸驅動實現(xiàn)臂架系統(tǒng)的不同姿態(tài)，以適應不同工況［9-10］。各單元臂架的鉸孔，通過銷軸分別與前后臂架、連桿及油缸相連接。通常臂架系統(tǒng)中1 節(jié)臂、2 節(jié)臂、連桿組、油缸等具有較好的剛性，而轉臺、3 節(jié)臂、4 節(jié)臂、5 節(jié)臂是典型的細長桿、大柔性部件。轉臺為單板結構，如圖2 所示。3節(jié)臂是Z 形臂架，如圖3 所示，這2 個部件受力復雜，其關鍵焊縫的設計尤為重要。

圖1 混凝土泵車臂架系統(tǒng)組成Fig.1 Structure of boom system of concrete pump

圖2 轉臺三維模型Fig.2 3D model turret

圖3 3節(jié)臂三維模型Fig.3 3D model 3rd boom

2 臂架系統(tǒng)關鍵焊縫設計

某型號長臂架混凝土泵車3 節(jié)臂由高強度鋼板焊接而成，上、下蓋板的對接焊縫是臂架的關鍵焊縫。上蓋板由厚度10 mm 與5 mm 的鋼板對接，下蓋板由厚度12 mm 與8 mm 的鋼板對接，對接邊開單面全長度坡口，坡口角度35°，鈍邊1 mm，焊縫設計成“V”形焊，上、下蓋板坡口及焊縫標注如圖4所示。焊接時，使用高強度等級焊絲（屈服強度為890 MPa，許用應力為530 MPa），采用單面焊雙面成型工藝。

圖4 3節(jié)臂上、下蓋板對接坡口尺寸與焊縫標注Fig.4 Dimensions of butt groove and weld marking of the upper and lower cover plates

轉臺使用的鋼板材料、焊絲與臂架相同，底板、左右立板、圍板和連接板的鋼板厚度分別為55、40、12 和10 mm。立板與底板相交處的焊縫是轉臺的主焊縫，也是關鍵焊縫。立板下端開雙面全長度坡口，坡口角度35°，長度19 mm，立板下端坡口尺寸如圖5 所示。焊縫設計成坡口焊加角焊，焊高20 mm，焊縫標注如圖5 所示。焊接時雙面連續(xù)、對稱施焊。

圖5 轉臺立板坡口尺寸與焊縫標注Fig.5 Dimensions of groove and weld marking of the turret vertical plate

為校核3 節(jié)臂與轉臺關鍵焊縫的強度，優(yōu)化焊縫參數(shù)，本文基于臂架系統(tǒng)剛柔耦合特性，利用子模型技術，對關鍵焊縫進行精細化計算與優(yōu)化。

3 臂架系統(tǒng)剛柔耦合動力學分析

將混凝土泵車臂架系統(tǒng)中的轉臺與3、4、5 節(jié)臂視為柔性體，在ANSYS Workbench 中建立整個臂架系統(tǒng)的剛柔耦合模型，并進行動態(tài)仿真分析。臂架系統(tǒng)剛柔耦合分析中水平工況下的整體應力與變形云圖如圖6 所示。由圖6 可知，臂架系統(tǒng)整體應力分布與變形較合理，臂架系統(tǒng)剛柔耦合模型具有較好的可信度。臂架系統(tǒng)在施工過程中有無數(shù)種姿態(tài)，部件與局部結構計算時，一般選取典型工況作為計算工況。

圖6 水平工況下臂架系統(tǒng)整體應力與變形云圖Fig.6 Overall stress and deformation cloud diagram of boom system under horizontal working condition

3.1 轉臺動力學仿真分析

轉臺的危險工況是1 節(jié)臂在油缸作用下由水平至豎直狀態(tài)運動，其他臂架始終保持水平。轉臺上、下鉸孔在危險工況過程中的載荷變化曲線如圖7所示。由圖7可知，轉臺2個鉸孔的載荷均出現(xiàn)不同程度的波動，1節(jié)臂接近豎直的狀態(tài)下，鉸孔載荷出現(xiàn)較大范圍的波動，說明柔性體因素對載荷振動性的影響，與臂架系統(tǒng)在實際工作過程中的振顫現(xiàn)象較為相符。轉臺典型計算工況為臂架系統(tǒng)水平工況，從載荷曲線中分別提取轉臺上、下鉸孔載荷，見表1，表中FX為軸向載荷，F(xiàn)Y為徑向載荷，∑F為當量載荷。

表1 水平工況下轉臺上、下鉸孔載荷Tab.1 Load on upper and lower holes of the turret under horizontal working condition

圖7 轉臺鉸孔載荷變化曲線Fig.7 Load variation curve on the hole of the turret

3.2 3節(jié)臂動力學仿真分析

3 節(jié)臂的危險工況是4、5 和6 節(jié)臂始終保持水平并在0°~135°的范圍內(nèi)運動。3 節(jié)臂的典型計算工況為水平、油缸力最大和轉角最大3 個工況，臂架姿態(tài)示意如圖8 所示。在載荷曲線中分別提取3種典型工況下各鉸孔的載荷數(shù)據(jù)，見表2~表4。由表可知，A為3臂與2臂鉸孔，B為3臂與連桿組2鉸孔，C為3臂與油缸鉸孔，D為3臂與連桿組3鉸孔，E為3臂與4臂鉸孔。注：FX為軸向載荷；FY為徑向載荷；∑F為當量載荷。

表2 水平工況下3節(jié)臂各鉸孔載荷Tab.2 Load of upper and lower holes of the 3rd boom under horizontal working condition

表3 最大轉角工況下3節(jié)臂各鉸孔載荷Tab.3 Load on each hole of the 3rd boom under the max angle condition

表4 油缸力最大工況下3節(jié)臂各鉸孔載荷Tab.4 Load on each hole of the 3rd boom under the condition of max cylinder force

圖8 3節(jié)臂計算工況Fig.8 Calculation working condition of the 3rd boom

通過臂架系統(tǒng)的剛柔耦合動力學分析，獲得轉臺與3 節(jié)臂在典型工況下的初步應力結果和鉸孔載荷，為關鍵焊縫的精細化計算奠定了基礎。

4 臂架系統(tǒng)關鍵焊縫精細化計算

4.1 3節(jié)臂與轉臺整體結構應力分析

利用子模型技術對焊縫進行精細化計算，對部件展開整體結構應力分析。分別計算3節(jié)臂在3種工況下的整體應力，對比應力云圖發(fā)現(xiàn)，3 節(jié)臂上、下蓋板對接處應力在水平工況下最大，應力云圖如圖9 所示。由圖9 可知，上蓋板對接處大部分區(qū)域的應力已接近許用應力。同樣計算轉臺在水平工況下的應力，得到整體應力云圖，如圖10 所示。由圖10 可知，轉臺立板與底板相交處大部分區(qū)域應力較低，立板工藝孔處最大應力為612.3 MPa，范圍較小且未超出材料屈服強度。為獲得3 節(jié)臂與轉臺關鍵焊縫更精確的應力分布，建立焊縫模型，并對焊縫進行二次應力分析。

圖9 3節(jié)臂整體及對接處應力云圖Fig.9 Stress cloud diagram of the whole and joint of the 3rd boom

圖10 轉臺整體應力云圖Fig.10 Overall stress cloud diagram of the turret

4.2 焊縫子模型計算

在3 節(jié)臂上、下蓋板對接處及轉臺立板與底板交接處距離焊縫合適的位置截取模型，按照實際參數(shù)建立焊縫模型，將整體模型切割邊界上的位移值作為邊界條件，并施加在截取的模型上，得到3 節(jié)臂上、下蓋板對接焊縫與轉臺主焊縫的子模型。為驗證計算結果的收斂性和可靠性，對子模型進行逐步網(wǎng)格細化計算。不同網(wǎng)格劃分方式下計算得到的焊縫最大應力值變化曲線如圖11 所示。由圖11可知，隨著網(wǎng)格細化，焊縫區(qū)域的最大等效應力逐漸收斂。由圖12 和圖13 可知，子模型焊縫區(qū)域最大應力比整體模型計算時的應力明顯偏大，3 節(jié)臂上蓋板對接焊縫最大應力已超過材料的許用應力且范圍較大；與整體計算時的最大應力相比，轉臺立板工藝孔焊縫處應力明顯偏大，但分布范圍較小，小于材料的屈服強度。

圖11 子模型焊縫最大應力變化曲線Fig.11 Max stress variation curve of welding of the sub model

圖12 3節(jié)臂上、下蓋板對接區(qū)域子模型應力云圖Fig.12 Stress nephogram of the sub-model of the joint area of the upper and lower cover plates of 3rd boom

圖13 轉臺主焊縫區(qū)域子模型應力云圖Fig.13 Stress nephogram of the sub-model of the key weld area of turret

4.3 焊縫子模型邊界驗證

為驗證子模型切分方法的可信度，對模型的切割邊界進行驗證，在整體模型和子模型中，分別創(chuàng)建切割面路徑，獲取沿路徑的應力分布并進行對比。3 節(jié)臂與轉臺整體模型、子模型切割面路徑應力分布對比曲線如圖14 和圖15 所示。由圖14和圖15 可知，子模型與整體模型在切割面上的應力分布基本一致，因此切分方法具有較高的可信度。

圖14 3節(jié)臂切割面路徑應力對比曲線Fig.14 Comparison curves of path stress on the cutting surface of the 3rd boom

圖15 轉臺切割面路徑應力對比曲線Fig.15 Comparison curves of path stress on the cutting surface of the turret

5 臂架系統(tǒng)關鍵焊縫優(yōu)化設計

5.1 3節(jié)臂對接焊縫優(yōu)化設計

由3 節(jié)臂子模型計算結果可知，需適當降低上蓋板對接焊縫應力值。將對接鋼板坡口由35°改為45°，計算后發(fā)現(xiàn)焊縫應力值有所降低但不明顯，且增大坡口角度將增加機加與焊接工作量，因此不宜調(diào)整坡口角度。根據(jù)臂架整體應力分布，將上蓋板對接焊縫后移400 mm，下蓋板對接焊縫前移200 mm。計算上蓋板焊縫最大應力為431 MPa，與優(yōu)化前相比有明顯降低，且高應力區(qū)大大減少；下蓋板焊縫最大應力為447 MPa，與優(yōu)化前相比變化不大。上、下蓋板焊縫位置調(diào)整后，對接焊縫應力滿足要求且臂架整體重量幾乎沒有增加。

5.2 轉臺主焊縫優(yōu)化設計

轉臺主焊縫共4 條，每條焊縫長度在1.5 m 以上，焊縫由坡口焊和角焊組成，焊接工作量與焊接變形較大。由轉臺子模型分析結果可知，轉臺主焊縫雖然滿足強度要求，但如果進一步優(yōu)化主焊縫參數(shù)對生產(chǎn)將具有重要意義。目前主焊縫焊高為20.0 mm，實際的最低焊高要求為13.3 mm（實際產(chǎn)品中最低焊縫高度須高于焊縫坡口角度為35°、寬度為19 mm 的對邊高度），將焊高調(diào)整為15.0 mm，計算后發(fā)現(xiàn)主焊縫應力值為758 MPa，滿足強度要求，且可減少焊接工作量。

6 結論

本文以某型號長臂架混凝土泵車臂架系統(tǒng)的關鍵焊縫為研究對象，基于剛柔耦合特性，采用子模型技術對焊縫進行精細化計算與優(yōu)化，得出以下結論。

（1） 通過大柔性、多臂節(jié)機械臂架系統(tǒng)的剛柔耦合動力學分析，不僅可得到部件的初步計算結果，還可獲得臂架系統(tǒng)不同工況下鉸孔的真實載荷，為部件與局部結構的精確計算奠定基礎。

（2） 使用子模型技術對臂架系統(tǒng)關鍵焊縫進行精細化計算，可得到焊縫更加真實的應力分布，為焊縫強度的評估與優(yōu)化提供依據(jù)。

（3） 本文的分析方法可為大型構件局部結構的設計提供參考。