毕业论文范文——高速列车复杂结构焊接变形数值模拟

西安航空职业学院毕业论文高速列车复杂结构焊接变形数值模拟姓 名： 专 业： 航空电子 班 级： 完成日期： 指导教师: 摘要：提出基于平均温度曲线法的高速列车复杂结构焊接变形快速数值模拟方法。针对A7N01铝合金平板对接多道焊，分别采用移动热源法和平均温度曲线法模拟焊接过程，通过两种计算方法的焊接变形和残余应力的模拟值与实测值比较，验证平均温度曲线法替代移动热源法的可行性。结果表明，平均温度曲线法计算的焊接残余应力和变形与移动热源法计算结果基本一致，两种方法的计算结果与实测值比较吻合，因此，可以采用平均温度曲线法替代移动热源法模拟复杂结构的焊接过程。针对高速列车枕梁，基于平均温度曲线法模拟了枕梁焊接过程，枕梁焊接变形的计算值与实测值变形趋势一致，计算的变形值误差在10以内。关键词：数值模拟；平均温度曲线法；焊接变形；枕梁0 引言铝合金密度小、强度高，具有优良的挤压性能和良好的可焊性，成为高速列车制造的首选材料。高速列车铝合金车体结构，如枕梁、车顶、侧墙等，大量采用铝合金型材和板材组焊而成。然而，铝合金导热性能好、热膨胀系数大，焊后容易产生焊接变形和残余应力，不仅降低了车体结构的承载能力和疲劳强度，而且影响结构的尺寸精度和后续的装配。因此，铝合金焊接变形及残余应力的问题一直是科研工作者研究的热点。近年来，焊接数值模拟越来越受到高度的重视，被广泛地应用于焊接领域的理论研究和实际应用中1，特别是焊接应力与变形的数值模拟对于优化结构设计与制造工艺，确保焊接质量，节约设计成本等方面具有重要的意义2。焊接是一个局部快速加热并冷却的过程，由于焊接温度分布不均产生焊接残余应力和变形。焊接温度场模拟的准确与否将直接影响焊接变形的预测结果，因此，需要选择一个合适的焊接热源模型。常用的焊接热源为高斯分布的移动热源，如双椭球体热源、圆锥体热源等，该热源可以真实地模拟焊接过程材料的逐步填充、焊枪的移动过程，计算精度比较高。但是移动热源对计算几何模型的单元要求较高，焊缝中心及热影响区处的单元要求足够细小，对于高速列车铝合金车体尺寸大、结构复杂、焊缝多等特点，采用传统的基于移动热源的热弹塑性有限元法模拟焊接过程，由于单元和节点众多，将给数值模拟在计算速度和计算容量上提出苛刻条件。为了提高计算效率，清华大学的蔡志鹏等3开发了焊接串热源模型。邓德安等4开发了可变步长热源模型，对多层多道焊不同的焊道分不同的段数，每段的热源通过体热源进行施加， 模拟焊接过程，并与移动热源模型和瞬时线热源模型在计算效率和精度上进行了比较。上述均采用体热源作为热源模型，在真实地描述焊接温度场上有一定的局限性。本研究提出的以平均温度曲线作为热源模型的焊接快速数值模拟方法，根据移动热源温度场的计算结果获得焊缝中心单元的平均温度曲线作为焊接热源，施加于几何模型中焊缝单元的节点上进行焊接过程模拟。通过平板对接焊试验及数值模拟，比较平均温度曲线法、移动热源以及实测的变形和残余应力，评估平均温度曲线热源模型替代移动热源法的可行性，最终将该方法应用于铝合金车体关键零部件枕梁焊接变形的数值计算中，并与实测的焊接变形进行比较。1 焊接试验高速列车枕梁选用的材料为A7N01P-T4板材以及A7N01S-T5型材，主要焊缝为上盖板和下盖板与枕梁之间的4条长直对接焊缝。试验选用A7N01P-T4板材进行对接多道焊试验，对接试样单块试板的尺寸为500 mm180 mm16 mm，V型坡口，坡口角度60，钝边2 mm。焊丝选用1.6 mm的AlMg5，焊接方法为MIG脉冲焊，保护气体为99.999%的氩气，气体流量为24l/min。焊接电源为SAF-FRO DIGIWAVE500。焊接过程使用Motoman焊接机器人进行焊接，焊接工艺参数与枕梁实际焊接工艺保持一致，见表1。焊接过程中采用固定点法测量每道焊缝焊后的横向收缩变形，即沿焊接方向在焊缝两侧距离焊缝中心50mm处取4对测点，焊前及每道焊缝焊后分别测量每对点的距离，计算横向收缩变形。焊后冷却至室温，采用盲孔法测量焊缝表面的残余应力。表1 平板对接焊接工艺参数Table 1 Welding processing parameters of butt welding焊道焊接电流I/A电弧电压U/V焊接速度v/mm s-1层间温度T/C120020.54220621.5443323822.54562 焊接数值模拟焊接数值模拟软件为SYSWELD v2012，数值模拟方法为间接耦合的三维热弹塑性有限元法。2.1 几何模型的建立由于几何结构的对称性，取模型的一半建模。单元选择六面体单元，焊缝及其附近区域网格较细，远离焊缝的网格逐渐变大。图3是平板对接的有限元模型，三维单元数为27750个，节点数为31547个。图1 有限元模型Fig.1 Finite element model2.2 热源模型的建立焊接过程的有限元计算首先进行温度场的计算。热源模型的选择对温度场的计算结果具有重要的影响5。平板对接焊的热源模型选择双椭球体热源模型，双椭球体热源模型分为前半球和后半球，分别用式（1）和（2）表示。qx,y,z,t=63f1Qabc13/2e-3x2/a2e-3y2/b2e-3z+v-t2/c12 (1)qx,y,z,t=63f2Qabc23/2e-3x2/a2e-3y2/b2e-3z+v-t2/c22 (2)式中a、b、c1、c2是双椭球体热源模型的尺寸参数，f1和f2是前后半球能量分布比例，f1+f2=2，Q是有效功率。焊接热源模型参数采用热源校核工具获得。焊接热模拟所需要的材料热物理性能（比热、热传导系数和密度）见文献6，填充材料的热物理性能假设与母材一致。2.3 力学模型的建立A7N01P-T4为固溶处理(淬火)+自然时效强化的铝合金，焊后热影响区发生软化，为了准确模拟焊接残余应力，需要建立A7N01P-T4铝合金的软化模型7,8。采用GLEEBLE3500热模拟试验机上模拟焊接接头不同区域的热循环过程，并在不同温度下进行拉伸试验，测量屈服强度，同时结合焊接接头的显微硬度，根据式（3）和式（4）8建立A7N01P-T4加热冷却过程中屈服强度与温度的关系。HV=HVmax-HVminff0+HVmin （3）=(max-min) ff0+min （4）其中，HVmax和max是A7N01P-T4母材的硬度和屈服强度；HVmin和min是完全固溶热处理态的的硬度和屈服强度。ff0=1-Xd，Xd为强化相粒子固溶分数。 图2是A7N01P-T4的软化模型，黑色实线为铝合金焊接加热过程的屈服强度与温度的关系，蓝色虚线为冷却过程屈服强度与温度的关系。材料的硬化模型选择随动硬化模型，可以表征多层多道焊过程中材料的塑性恢复效应9,10。图2屈服强度与温度的关系Fig.2 Relationship between yield strength and temperature焊接力学计算中所需材料的弹性模量、泊松比、热膨胀系数见文献6。填充材料的屈服强度假设与母材冷却过程的屈服强度一致，其它热力学性能与母材一致。由于焊接过程中，试样完全处于自由状态，施加的边界拘束条件保证焊接结构在空间的稳定性，即在焊缝中心的纵截面所有节点施加一个对称约束，在两端分别选择一个节点分别施加UY、UZ和UZ约束。2.4 平均温度曲线热源模型的建立平均温度曲线法，即根据移动热源温度场计算结果，获得焊缝熔池准稳态下某一截面所有单元节点的温度计算平均值，获得平均温度曲线作为热源模型模拟平板对接多道焊过程。图3是三道焊缝的平均温度曲线，在冷却过程中，平均温度曲线终点温度设置在600C，在这温度以下根据材料的热传导和结构散热条件计算温度场，这是因为在600C以上，铝合金的力学性能接近于零。在焊接数值模拟中，将每道焊缝均分4段，然后将平均温度曲线按焊接顺序施加在每段焊缝单元的节点上，模拟焊接热过程，然后计算焊接残余应力和变形，并与移动热源计算结果以及实测值进行比较，分析平均温度曲线法的可靠性。图3 平均温度曲线Fig.3 Average temperature curves3 结果及讨论3.1 焊接变形结果比较图4是采用移动热源模拟的三道焊缝横向变形云图，从图中可以看出，横向变形主要表现为收缩，焊缝两端的收缩量较小，而中心准稳态下的横向变形较大。随着焊道的增加，横向收缩量逐渐增加。(a) 第一道(b) 第二道(c) 第三道图4移动热源模拟的横向变形云图Fig.4 the contours of simulated transverse deformation based on moving heat source图5是采用平均温度曲线法模拟的三道焊缝横向变形云图，从图中可以看出，平均温度曲线法模拟的横向收缩变形与移动热源模拟结果非常接近，但是分布范围比移动热源窄，这是因为平均温度曲线法将每道焊缝分为四段施加，焊缝单元以段进行激活，导致结构刚性高于移动热源的结构刚性所造成的。(a) 第一道(b) 第二道(c) 第三道图5 平均温度曲线法模拟的横向变形云图Fig.5 The contours of simulated transverse deformation based on average temperature curve method表2是移动热源和平均温度曲线法模拟的横向收缩变形值与实测值的比较，从表中可以看出两种计算方法的模拟结果与实测值比较接近，移动热源计算的误差约为6.8%，平均温度曲线法计算的误差约为16。表2 横向变形模拟值与实测值比较Table 2 Comparison of simulated transverse deformation with the measured values横向收缩变形, mm第一道第二道第三道移动热源0.831.422.33平均温度曲线法0.991.562.10实测值1.051.502.503.2 残余应力结果比较图6是移动热源、平均温度曲线法模拟的焊接残余应力与实测值的比较。从图中可以看出，焊缝中心处的残余应力应力水平较低，最大值分布在热影响区，远离热影响区，残余应力逐渐减小。横向应力较小，纵向应力较大，表面最大纵向拉应力在200 MPa左右，约为A7N01-T4屈服强度的70。两种焊接数值模拟方法计算的残余应力分布趋势及大小比较吻合，与实测值比较接近，但也存在一定的差异。两种计算方法所获得的残余应力之间的差异主要是由焊缝金属填充方式不同导致局部约束不同所造成的。模拟值与实测值的差异是由于盲孔法测量的是距离表面2mm深度范围的平均应力，而模拟值是表面的残余应力。(a) 横向应力 (b)纵向应力图6残余应力模拟结果与实测结果比较Fig.6 Comparison of simulated and measured welding residual stress根据残余应力和变形模拟值和实测值的比较，采用移动热源计算的结果更加接近实测值，平均温度曲线法计算的结果误差略大，但是从计算效率上，移动热源法计算的时间约为110h，而平均温度曲线法计算时间约为40h，只是移动热源法的1/3。因此，综合计算精度和计算效率，可以采用平均温度曲线法替代移动热源法模拟复杂结构的焊接过程。4 枕梁焊接过程模拟枕梁是高速列车转向架上的关键零部件，它的质量稳定性及可靠性是列车高速安全运行的首要条件。目前高速列车枕梁A7N01P-T4板材和A7N01S-T5型材焊接而成，整体尺寸为3197 mm800 mm203 mm，主要部件包括上盖板、下盖板、枕梁型材、补强板、支撑板和贯通管，结构复杂，焊缝众多，根据平板对接试验结果，采用平均温度曲线法模拟枕梁焊接过程。图7是枕梁的有限元模型，采用六面体单元进行划分网格，单元数共80624个，节点数共108115个。焊接数值模拟过程按照枕梁的实际焊接顺序及工艺进行模拟。图8是枕梁焊后的变形分布云图，从图中可以看出，枕梁焊后变形主要表现为纵向挠曲变形，枕梁的两端向Z轴的负方向弯曲，挠曲变形量计算值约为5.3mm，实测值为5.5mm，误差为3.6%，X方向为横向，横向收缩变形量计算值为1.8mm，而实测值为2.0mm，误差为10；Y方向为纵向，纵向收缩量计算值为4.3mm，而实测值为4.1mm，误差为4.9。模拟的枕梁焊接变形趋势与实测的一致，其数值与实测值比较误差在10以内。图7 枕梁有限元模型Fig.7 Finite model of sleeper beam(a) X方向(b) Y方向(c) Z方向图8 枕梁焊接变形分布云图Fig.8 Welding deformation contours of sleeper beam5 结论(1) 建立了A7N01铝合金焊接软化模型，提出了基于平均温度曲线法的焊接过程快速模拟方法。通过平板对接多道焊数值模拟结果与测试值比较，从计算精度和计算效率考虑，可以采用平均温度曲线法替代移动热源模拟复杂结构焊接过程。 (2) 采用平均温度曲线法模拟了枕梁的焊接变形，模拟值与实测值变形趋势一致，三个方向的变形误差均在10以内，因此平均温度曲线法可以用于高速列车复杂结构的焊接过程数值模拟。参考文献1 李晓东,李春广,朱志民,等. 铝合金薄板 MIG 焊焊接变形仿真预测的工程应用J. 焊接学报, 2014, 35(2): 104-108. 2 闫德俊,刘雪松,周广涛,等. 大型底板结构焊接顺序控制变形数值分析J. 焊接学报. 2009, 30(6): 55-58.3 蔡志鹏,赵海燕,吴甦,等. 串热源模型及其在焊接数值模拟中的应用J. 机械工程学报, 2001, 37(4): 25-28.4 Deng D, Kiyoshima S, Ogawa K, et al. Predicting welding residual stresses in a dissimilar metal girth welded pipe using 3D finite element model with a simplified heat source J. Nuclear Engineering and Design. 241(2011): 465.5 徐济进,陈立功,倪纯珍,等. 厚板对接多道焊温度场的三维数值模拟J. 上海交通大学学报. 2006, 40(10):1687-1690.6 洪晓祥. 高速列车铝合金车体焊接构件残余应力数值模拟D. 硕士论文,西南交通大学, 2008.7 PRESTON RV, SHERCLIFF HR, WITHERSP J, et al. Physically-based constitutive modeling of residual stress development in welding of aluminium alloy 2024 J. Acta Materialia