裝載機動臂焊后變形機械矯正研究

成 勇，金 隼，徐武彬，劉 強

（1.廣西科技大學機械與交通工程學院，廣西 柳州 545006；2.上海交通大學機械與動力工程學院，上海 200240）

1 引言

動臂是由兩塊動臂板和橫梁焊接組成的，是裝載機的主要承載部件，動臂的質量關系著裝載機整體的性能。因此有必要對動臂的開檔尺寸進行矯正[1]，來提高動臂的制造質量。應用Solid-Works軟件對裝載機動臂建立三維模型，再應用workbench軟件創建裝載機動臂焊接熱力學模型，并對動臂焊后變形模型進行靜力學仿真分析，最終得到變形抵消后的應力云圖，所做研究對合理使用現有機型或進行創新，具有借鑒作用。

裝載機動臂在焊接時，動臂板和橫梁橢圓筒周圍易受熱不均從而使動臂板兩頭產生收縮變形，如圖1所示。動臂板鏟斗孔端1、2與車架孔端3、4偏差量均不一致，因此在矯正時對應油缸的推出量也各不相同，需分別對油缸推出量進行設置。

圖1 動臂機械矯正模型Fig.1 Boom Mechanical Correction Model

動臂焊后變形矯正是在液壓矯正工裝上進行的，其工裝，如圖2所示。

圖2 動臂矯正機Fig.2 Boom Correction Machine

由液壓機推動油缸至設定值，使得焊接件產生與焊接變形相反的彈塑性反變形，從而可以用來抵消焊接變形。

2 動臂的焊接有限元分析

2.1 動臂實體模型

用solidworks對動臂進行三維建模，動臂板厚度為50mm，橫梁厚20mm。如圖3（a）所示。把動臂三維模型導入到sysweld中進行焊接有限元分析；定義材料屬性，動臂所用材料為Q345鋼，其材料屬性，如表1所示。

表1 Q345的材料參數Tab.1 Material Parameters of Q345

2.2 動臂有限元模型

對動臂進行網格劃分，由于焊縫處應力比較集中，是本論文的重要研究點，因此需要對焊縫處網格進行加密處理，網格類型為六面體結構，劃分網格總數為167250，節點總數為37790，如圖3（b）所示。

2.3 熱源設置

為了與動臂實際焊接情況相吻合，這里使用MIG 雙絲焊雙橢圓熱源。采用類似于T型焊的角焊縫，角焊縫大小為（20×20）mm。采用保護焊，焊道為三層三道，分別為打底、填充、蓋面[2-3]。動臂雙絲焊焊接工藝各參數，如表2所示。

表2 動臂雙絲焊焊接工藝各參數表Tab.2 Parameters of the Welding Process

2.4 邊界條件

焊接過程中，對一側動臂板與橫梁進行三層三道焊接完成后，依靠焊接機器人將動臂進行翻轉后對另一側進行三層三道焊接。因此不能對動臂兩側同時進行位移約束，只對一側動臂板進行位移約束，對一側動臂版X，Y，Z三個方向進行剛性位移約束，如圖3所示。其中有一部分為焊接約束點。

圖3 動臂焊接約束Fig.3 Boom Welding Constraints

2.5 后處理與結果分析

運用Sysweld對動臂進行焊接模擬，動臂冷卻后的等效應力如圖4（a）所示。焊縫處的應力平均值為260MPa左右。其焊接后的變形，如圖4（b）所示。

圖4 動臂焊接應力云圖和變形云圖Fig.4 Cloud Image of Welding Stress and Deformation of Boom

動臂仿真焊接后出現的動臂開檔收縮變形，需對其進行機械矯正，其焊后變形量經測量，如表3所示。

表3 焊后動臂板變形數據Tab.3 Deformation Data of the Boom Plate After Welding

3 動臂的矯正有限元分析

在solidworks中建立焊接后的三維模型導入workbench中進行矯正分析，并定義材料參數和對其進行網格劃分[4-5]。

3.1 邊界條件

根據實際工況動臂板的約束條件，將動臂板兩側中間位置進行剛性約束，如圖5所示。因此約束處節點自由度為零，與實際相符合，提高了仿真計算的精確度。

圖5 動臂矯正約束Fig.5 Boom Correction Constraint

3.2 接觸處理

動臂板內表面與油缸外表面采用面面接觸類型，在動臂矯正過程中，依靠油缸推動動臂板產生運動，并不要考慮摩擦，因此設置為無摩擦接觸類型，其加載力位于動臂板焊接處1000mm處[6]，如圖6所示。

圖6 油缸推出示意圖Fig.6 Schematic Diagram of the Oil Cylinder

3.3 油缸推出量設置

油缸推出量是參照生產現場的資料來確定的。油缸的額定壓力P=14MP，直徑D=140mm，活塞所輸出的軸向力T可由式（1）計算得出。其設定（0～1）s為推出油缸過程，（1～2）s為油缸收回過程。需要在重復矯正中不斷降低變形量。

3.4 后處理與結果分析

通過推出油缸使得動臂產生彈塑性變形，動臂變形量最大值時，如圖7所示。隨著油缸推出量的增加，動臂板的變形由鏟斗孔端、車架孔端向橫梁處的位移逐漸增大并沿深。當油缸推至最大推出距離時動臂板局部發生彈塑性變形，而焊縫處并未發生彈塑性變形。

圖7 動臂變形量云圖Fig.7 Cloud Diagram of Boom Deformation

在油缸推動動臂板矯正焊接變形的過程中，動臂的等效應力在T=1s時有最大值，其云圖，如圖8所示。由圖8可知，在矯正過程中隨著時間的推移，油缸推出量逐漸增大，動臂應力從焊縫處逐漸增大，并且向動臂板兩側逐漸沿深，在1s時動臂板變形量達到最大值，應力也達到了峰值324MPa，小于其材料屈服強度（345MPa）。

圖8 T=1s時等效應力云圖Fig.8 Equivalent Stress Cloud Diagram at T=1s

隨后油缸收回過程中，動臂板應力逐漸減少，最終矯正完成后，應力集中在焊縫處，以殘余應力形式存在與焊縫周圍，大小為165MPa左右。其應力上條線，如圖9所示。可見，動臂在矯正過程中焊縫處應力并未超過材料的屈服強度。

圖9 等效應力隨時間變化圖Fig.9 Variation of Equivalent Stress with Time

4 殘余應力測試實驗

4.1 盲孔法原理

采用盲孔應力釋放法對動臂板和橫梁連接處的焊縫進行殘余應力測試。殘余應力和應變，如圖10所示。在被測材料表面粘貼應變片，在應變片中心鉆孔，鉆孔直徑1.5mm，深2mm。通過鉆孔區的應變增量變化，引起孔邊應力釋放，應變片隨著被測定材料的應變一起收縮，其電阻會隨之變化，應變片通過測試電阻的變化而對應變進行測定，并在檢測儀顯示出相應數值，從而計算出殘余應力，如式（2）～式（4）所示。

圖10 殘余應力和應變示意圖Fig.10 Schematic Diagram of Residual Stress and Strain

式中：σ1、σ2—殘余應力場中的主應力；ε1、ε2和ε3—0°、45°和90°方向上應變片測量得到的釋放應變值；φ—最大主應力σ1與x軸的夾角，取順時針方向為正；A、B—應變釋放系數，與所鉆孔的幾何形式及材料的力學性能有關[7-9]。

4.2 測試與結果分析

由于盲孔法會對動臂的焊縫造成一定的破壞，所以只對一個動臂選取了3個特殊測量點，如圖11（a）所示。實驗所測的數據，如圖11（c）與表4所示。

圖11 應變片測點和應力場測量圖，焊縫測試點的殘余應力分布Fig.11 Measuring Point of Strain Gauge and Stress Field Measurement Diagram，Residual Stress Distribution at the Weld Test Points

從表4 中可看出，測點A、B、C的橫向殘余應力在（240.1～318.9）MPa之間，縱向殘余應力值范圍在（180.5～312）MPa之間。由此可以得出，焊接時的拉壓力在矯正時可以得到一定的抵消。

表4 實驗數據記錄Tab.4 Experimental Data Records

5 結論

這里主要應用有限元軟件對影響動臂變形較大的焊接工序與矯正工序進行有限元仿真分析，分別建立了動臂焊接模型與動臂矯正模型，為動臂的分析提供了參考。

對焊接和矯正過程中動臂變形量與應力進行分析，焊接時未受固定的動臂端變形量較大，矯正過程并未對焊縫結構處的位移產生影響。動臂焊后焊接殘余應力和動臂矯正成功后的矯正應力也并未超過材料的屈服強度，證明了針對動臂焊后變形機械矯正的可行性。

通過盲孔法對動臂矯正后殘余應力數值進行測量，與有限元模擬相結合，可以得到動臂在矯正時應力會有所消除，可為焊接應力的消除和后續的動臂焊縫質量研究提供一定的參考。