轉向架構架T形接頭單絲、雙絲焊接熱源模型及應力場數值模擬

聞博 金成 黃詩銘 史春元

摘要：為了探究動車組轉向架構架T形接頭單絲、雙絲GMAW焊接溫度場及應力場分布特征，基于ABAQUS有限元分析軟件，采用數值模擬與實際測量相結合的方式，以轉向架側梁SMA490BW耐候鋼T形接頭為研究對象，分別建立了單絲及雙絲焊的熱源模型，模擬了接頭的焊接溫度場和焊后殘余應力場，并通過試驗對模擬結果進行了驗證。結果表明：單絲焊和雙絲焊的焊縫模擬尺寸與測量結果的相對誤差均不超過5%。與單絲焊相比，雙絲焊的熔池峰值溫度提高，熔池在長度方向上被拉長，焊縫厚度明顯增大，焊腳尺寸也略有增大，焊后殘余拉應力分布范圍有所減小，焊縫最高殘余拉應力下降8.5%。

關鍵詞：轉向架;雙絲焊接;溫度場;數值模擬;殘余應力

中圖分類號：TG442? ? ? 文獻標志碼：C? ? ? ? ?文章編號：1001-2003（2021）07-0099-05

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.07.19

0? ? 前言

轉向架構架是動車組的重要承載部件，普遍采用焊接結構，其焊接質量至關重要[1]。GMAW焊是構架焊接常用的焊接方法，而雙絲GMAW焊因能有效改善傳統單絲GMAW焊所存在的焊接效率較低、焊后應力過大等問題而得到廣泛關注。隨著雙絲高效焊接成本的降低，雙絲GMAW焊接在國內軌道車輛制造行業具有較好的應用前景[2-3]。

焊接殘余應力預測是轉向架構架焊接生產中較為關心的問題，數值模擬技術是預測焊接殘余應力的有效途徑。目前對于雙絲焊接的數值模擬主要集中在熱源模型的優化和對溫度場的數值模擬[4-9]，而對單絲與雙絲GMAW焊殘余應力及分布的對比研究報導較少。文中基于ABAQUS有限元分析軟件，通過數值模擬與實際測量相結合的方式分別建立適用于單絲、雙絲GMAW焊T形接頭的熱源模型，并對兩種焊接工藝焊后的溫度場及應力場分布特點進行對比分析，為轉向架構架焊接工藝的優化提供依據。

1 有限元模型

1.1 幾何模型的建立

以轉向架構架側梁焊接為例計算單、雙絲焊接的溫度場與殘余應力場。構架側梁由箱形結構梁焊接而成，焊接接頭形式為T形接頭，焊縫形式為對接和角接的組合焊縫。分別采用單絲、雙絲GMAW焊接方式對T形接頭進行焊接，腹板厚度9 mm，翼板厚度12 mm，坡口角度50°，鈍邊1 mm，焊接位置如圖1所示。

轉向架側梁材料選擇SMA490BW耐候鋼板材，其屈服強度365 MPa，抗拉強度490～610 MPa，延伸率大于15%，并選用與SMA490BW匹配的符合GB/T8810-2008標準要求的ER55-1（直徑φ1.2 mm）型號實心焊絲。

單絲焊時，打底、填充及蓋面焊接工藝參數如表1所示。雙絲焊時，采用單絲焊打底，填充及蓋面均采用雙絲焊接，焊接工藝參數如表2所示。

接頭有限元計算模型如圖2所示。為兼顧計算效率與精度，網格劃分采用過渡形式，焊縫及近縫區采用較細的網格劃分，最小尺寸2 mm;遠離焊縫區采用較粗的網格劃分，最大尺寸8 mm。

1.2 熱源模型的建立

雙絲GMAW焊熱源相當于兩個改造后的雙橢球熱源。由于兩電弧間的相互作用，雙絲熱源會發生偏轉，其熱源模型通過雙橢球熱源旋轉獲得。

設前絲偏轉α角，后絲偏轉β角，則雙絲熱源中的前絲熱源模型表示為

式中 q=q1+q2，x、y、z 分別表示距熱源作用中心焊接方向、焊縫寬度方向以及焊縫深度方向的距離;a1、a2分別為焊接方向前半與后半橢球半軸長;b、c分別為焊縫寬度方向與深度方向橢球半軸長;f1、f2分別為前、后半橢球的能量分配系數，且f1+f2=2，經過校核后f1=0.6，f2=1.4。

2 焊接溫度場模擬結果

2.1 單絲焊與雙絲焊的溫度場分布特征

根據所建立的熱源模型對兩種焊接工藝進行焊接溫度場數值模擬，分別取單絲、雙絲GMAW焊接第3道焊縫為例分析溫度場的形成過程，如圖3所示。

由圖3可知，單絲GMAW焊絲電弧在焊接進行到0.4 s時開始作用于熔池，起始時熔池尺寸較小，隨著焊接加熱的進行，熔池逐步增大呈橢圓形，3 s時進入到準穩態狀態，15 s時熔池達到穩定并最終完成焊接過程。

雙絲GMAW焊時，前絲焊接電弧在0.4 s時首先作用于母材形成于熔池，后絲電弧隨后跟進作用于熔池。由于兩電弧的相互作用，前絲電弧熔池液態金屬在電弧壓力和熔滴沖擊的作用下向后流動，導致后絲熔池焊縫寬度逐漸超過前絲，在約3 s時熔池達到準穩態，15 s時熔池達到穩定并完成焊接。

對比兩種焊接工藝的熔池溫度場演變過程發現，兩者同時達到準穩態過程。與單絲GMAW焊相比，雙絲GMAW焊熔池中可見兩個熱源中心，熔池長度方向上被拉長。雖然后絲電流略小于前絲，但前絲的熱作用使得絲作用下的溫升更快，熔池后半部分更為寬大。

分別取單絲、雙絲GMAW焊焊縫中點處，繪制得到焊接熱循環曲線如圖4所示。

對比兩條熱循環曲線可以發現，不同于單絲GMAW焊，雙絲GMAW焊因電流電壓較小，在前絲單獨作用時熔池升溫速率較小，而當兩條焊絲共同作用時，熔池升溫速率明顯上升，最終達到的峰值溫度分別為1 825 ℃和1 883 ℃，與文獻[7]中計算的雙絲焊接峰值溫度基本一致，雙絲GMAW焊熔池的峰值溫度較單絲高61 ℃，焊后熔池的冷卻速度有所減小。

2.2 單絲焊與雙絲焊的焊縫尺寸

根據溫度場數值模擬結果進行實際焊接，為了準確測定每道焊縫尺寸，采用每一焊道焊接一個構件的方法，將焊接實驗所得構件沿垂直焊縫方向進行切割，采用硝酸酒精腐蝕焊縫表面，以觀測焊縫截面輪廓，并與溫度場數值模擬結果進行對照。模擬與實際熔池形狀對比如表3所示。

由表3可知，模擬結果與實際焊接熔池形狀基本一致，為了得到具體的焊縫尺寸數據，對模擬和實際焊接得到的焊縫進行畫線測量，T形接頭對接和角接組合焊縫尺寸示意如圖5所示。焊縫模擬結果與實測結果對比如表4、表5所示。

由表3、表4可知，單絲、雙絲焊接模擬結果熔池尺寸均與實際相近，誤差率在1.4%～5.0%，證實了所建立的熱源模型的準確性。經過計算，與單絲焊接相比，雙絲焊焊腳尺寸平均提高1.1 mm，焊縫厚度平均提高了2.1 mm，這是由于雙絲焊后絲電壓高于前絲電壓，后絲電弧后起到了調節焊縫外觀成形的作用。

3 焊接應力場模擬結果

根據兩種焊接方法溫度場模擬結果進行焊后應力場數值模擬，單絲及雙絲焊接焊后Mises殘余應力及縱向應力分布如圖6、圖7所示。T形接頭殘余Mises應力分布與文獻[10]中的分布基本一致。

由圖7可知，兩種焊接工藝焊后縱向殘余應力分布基本一致，焊縫及熱影響區等經歷過高溫過程的區域，其縱向殘余應力表現為拉應力，而遠離焊縫區域則為壓應力，并逐漸趨近于零。這是由于金屬受熱膨脹使遠離焊縫區域的母材處于壓縮狀態，而在冷卻過程中金屬收縮使焊縫區域處于拉伸狀態。

根據單絲、雙絲焊后應力場模擬結果，以距離焊縫中心的距離d為橫坐標，縱向殘余應力σy為縱坐標繪制曲線，并與實驗測量結果進行對照，得到的曲線如圖8所示。

由圖8可知，殘余應力分布特征及應力值的計算結果與試驗結果吻合較好，驗證了數值模擬的準確性。單絲、雙絲GMAW焊后殘余應力分布趨勢基本一致，但雙絲焊縱向殘余拉應力分布范圍明顯小于單絲焊接接頭，這是因為雙絲焊熔池較為狹長，在焊接過程中金屬受熱膨脹，狹長的熔池受到的限制范圍更小，因此殘余拉應力分布范圍有所減小。

單絲焊接接頭焊縫區最高殘余應力為332.7 MPa，是屈服極限的91.2%，而雙絲耐候鋼焊接時焊縫區域的縱向應力較低，最高為302.5 MPa，僅為屈服極限的82.7%，雙絲焊最高縱向拉應力較單絲降低約8.5%，這是因為單絲焊接電流電壓較高，熱輸入較高，焊縫區升溫速率較高，峰值溫度較低，由于翼板及腹板間熱量傳遞較慢，導致焊后散熱速率較高，從而造成焊縫區域焊后殘余應力較大。

4 結論

（1）參照雙絲焊接的特點，建立了適用于T形接頭的雙絲焊接熱源模型，經過校核后熱分配系數f1=0.6，f2=1.4。

（2）與單絲GMAW焊相比，雙絲GMAW焊熔池峰值溫度有所提高，熔池在長度方向上被拉長，焊腳尺寸略有增大，焊縫厚度明顯增大。

（3）雙絲焊接接頭焊后縱向殘余拉應力分布范圍較單絲焊接接頭有所減小，焊縫區域最高殘余拉應力降低了8.5%。

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