板焊前橋推力桿支架的焊接結構設計

郭克剛，李平平，賀永波

（陜西漢德車橋有限公司，陜西 西安 710021）

前言

焊接結構是構件最薄弱的部位，通常為最先被破壞的位置[1]，焊接接頭破壞形式主要為疲勞破壞，該疲勞破壞往往起源于焊接接頭的應力集中區。因而，焊接結構的疲勞其本質是焊接接頭細節部位的疲勞[2-3]，影響焊接接頭疲勞強度主要因素是應力范圍和結構構造細節[4]。焊接接頭獲得均勻的應力分布，最大限度降低應力集中，并防止二次彎曲應力的產生[5-6]將是提高焊接接頭疲勞壽命的前提之一。

優良焊接結構的設計，其關鍵是完整的規范化設計過程，并在該過程中著重完成焊接結構的焊接性評價與設計評定，以識別應力集中與失效風險，形成閉環的設計理念。

1 焊接結構設計過程及焊接性評定

1.1 焊接結構設計的一般過程

在完成產品功能評定與定義之后，確定所用材料，完成結構焊接性評價，確定產品的概念設計，完成多個初步方案；然后，進行產品詳細設計，并完成分析計算或實驗驗證等設計評定；最后，根據設計評定結果確定最終設計方案。

1.2 焊接性與評定

焊接性是金屬能否適應焊接加工而形成完整的、具備一定使用性能的焊接接頭的特性。影響焊接性的因素包括了材料因素、設計因素與工藝因素，即材料的焊接適應性，焊接結構設計的可靠性及焊接接頭制造的可行性。其中材料因素與設計因素在一定程度上制約著工藝因素。

焊接性的評價即焊接接頭能否滿足結構使用性能的評定及焊接接頭產生工藝缺陷的傾向評定。主要有焊接碳當量分析、焊接過程產生焊接缺陷的傾向性分析及結構應力狀態分析等，其中焊接碳當量分析、結構應力狀態分析是關鍵。

設計因素在一定程度上決定了焊接接頭的應力狀態及焊接工藝性。如結構的剛度過大、焊接接頭斷面尺寸的突變、焊接接頭的缺口效應等，對焊接接頭的脆性疲勞破壞都有不同程度的影響，甚至是決定性的影響。其中，在定性對焊接性評定的同時，借助CAE分析工具對焊接接頭進行應力計算將使產品結構的設計可行性進一步明確與定量。

2 前橋推力桿支架焊接結構改良設計

2.1 工況描述

某型礦用車前橋帶推力桿支架的板焊前梁總成結構見圖1所示，該前梁總成由前軸殼總成、板簧墊板、推力桿支架等零部件組成。該前梁在使用過程中主要受垂直載荷以及來自推力桿支架前后方向（行車方向）的載荷。

圖1 板焊前梁總成示意圖

推力桿支架為 Q345板材切割的平板結構，其與前軸殼總成的焊接結構見圖2所示。推力桿支架上側與板簧墊板焊接連接，端部開破口后與前軸殼總成上板焊接連接，下端面與推力桿支架筋板焊接連接，該筋板與前軸殼總成側板焊接相連。

圖2 推力桿支架的焊接結構示意圖

2.2 失效分析

圖3 焊接接頭失效形式

該礦用車使用工況為土質路面，主要運輸煤礦和礦渣，路況較好，重載上下坡均有，在使用過程中出現前軸殼總成上板沿推力桿支座焊縫端部處橫向開裂，見圖3所示的失效形式。

對失效件及焊接過程分析，其材料均符合Q345B要求，焊絲為ER50-6，焊縫端部未見咬邊缺陷，焊縫端頭過度不平緩，成型不良，存在幾何形狀尺寸突變。焊接過程無預熱，焊后進行了去應力退火處理。裂紋起裂位置為焊縫端頭焊趾處，斷裂形式為疲勞破壞。

2.2.1 失效件焊接性評定

碳當量是將鋼中合金元素（包括碳元素）的含量，按其作用換算成碳元素的相對含量。國際焊接學會推薦的碳當量（CE）計算公式為：

式中，ω(C)、ω(Mn)等為碳、錳等相應成分的質量分數(%)。

當CE＜0.4%時，鋼材的塑性良好，基本不會產生淬硬傾向，焊接性良好。

對失效件（Q345B）的各元素碳當量計算，得CE＜0.4%，焊接過程環境溫度大于10℃。因此，該焊接結構焊接性良好，淬硬傾向不大，常溫下焊接，不用復雜的技術措施，便可獲得優質的焊接接頭。

2.2.2 失效過程評定

該焊接結構，焊縫端頭過度不平緩，存在幾何形狀突變及焊瘤，導致應力集中嚴重。焊接端頭為了成型而存在反復起落弧現象，組織脆硬嚴重。

同時，由于該失效焊縫（推力桿支架與前軸殼總成上板的連接焊縫）的存在，使前軸殼總成在受垂直脈沖載荷時在失效焊縫端頭處產生較嚴重的剛性突變，焊縫端頭存在嚴重的應力集中。按照失效件的焊接結構進行垂直工況CAE應力分析（由于垂向工況該處應力大于驅動或制動工況，下同），結果如圖4所示。該失效處應力已超出焊縫許用強度。

圖4 原始結構CAE分析結果

3 改進設計與方案評定

3.1 為了降低焊縫端頭應力，采用如下二個方案

方案一：將焊縫端頭伸出推力桿支架，并平滑過渡至前軸殼總成上板，見圖5。

圖5 方案一的下支架焊接結構

該方案通過有效工藝控制，可以減小由于焊縫端頭起落弧、融化金屬流淌形成焊瘤、焊縫端頭幾何形狀突變等在焊縫端頭引起的缺陷，同時也減弱了焊縫端頭的剛度突變，減小了焊縫端頭的應力集中，經ACE垂向工況應力分析計算，該焊縫端頭處最大應力約300MPa，仍存在失效風險。

方案二：增加連接板，取消推力桿支架和前軸殼總成上板之間的焊縫，使連接板直接與上推力桿支架上端面焊接連接。同時，在連接板上增加橢圓形內孔，內孔內周圈焊接，使連接板與前軸殼總成上板的上平面焊接連接，見圖6所示。

圖6 方案二結構示意圖

對方案二進行CAE分析計算，其結果見圖7所示，最大應力約210MPa，滿足使用要求。

圖7 方案二CAE分析結果

方案一有效的降低了剛度突變，減小了應力集中，但焊縫端頭處的應力集中仍舊很大，部分點的應力集中已超出焊縫端頭的設計許用值。

方案二，使原來出現裂紋處的應力得到了根本改善；該方案對梁在垂直工況及驅動與制動工況皆對上板的剛度突變影響較小，確保了應力的連續性，消除了應力集中。同時，連接板和前軸殼總成上板連接處采用封閉焊縫，減小了起落弧產生的焊接缺陷及其它工藝過程造成的焊縫成型不良問題。

基于以上分析及實驗驗證，選定方案二為最終方案。

4 結論

規范化的焊接接頭設計過程與 CAE分析是提高設計效率，降低試驗成本及失效風險的有效手段。

剛度突變間接的引發應力突變，以剛度協調來緩解局部應力集中，防止剛度突然變化，以獲得均勻的應力分布，是獲得優良焊接接頭及提高焊接接頭疲勞壽命的有效手段關鍵。

焊縫自身特性及其內在缺陷的存在，使其在壓應力區同樣可能存在疲勞失效。