装载机动臂焊后变形机械矫正研究

成 勇，金 隼，徐武彬，刘 强

（1.广西科技大学机械与交通工程学院，广西 柳州 545006；2.上海交通大学机械与动力工程学院，上海 200240）

1 引言

动臂是由两块动臂板和横梁焊接组成的，是装载机的主要承载部件，动臂的质量关系着装载机整体的性能。因此有必要对动臂的开档尺寸进行矫正[1]，来提高动臂的制造质量。应用Solid-Works软件对装载机动臂建立三维模型，再应用workbench软件创建装载机动臂焊接热力学模型，并对动臂焊后变形模型进行静力学仿真分析，最终得到变形抵消后的应力云图，所做研究对合理使用现有机型或进行创新，具有借鉴作用。

装载机动臂在焊接时，动臂板和横梁椭圆筒周围易受热不均从而使动臂板两头产生收缩变形，如图1所示。动臂板铲斗孔端1、2与车架孔端3、4偏差量均不一致，因此在矫正时对应油缸的推出量也各不相同，需分别对油缸推出量进行设置。

图1 动臂机械矫正模型Fig.1 Boom Mechanical Correction Model

动臂焊后变形矫正是在液压矫正工装上进行的，其工装，如图2所示。

图2 动臂矫正机Fig.2 Boom Correction Machine

由液压机推动油缸至设定值，使得焊接件产生与焊接变形相反的弹塑性反变形，从而可以用来抵消焊接变形。

2 动臂的焊接有限元分析

2.1 动臂实体模型

用solidworks对动臂进行三维建模，动臂板厚度为50mm，横梁厚20mm。如图3（a）所示。把动臂三维模型导入到sysweld中进行焊接有限元分析；定义材料属性，动臂所用材料为Q345钢，其材料属性，如表1所示。

表1 Q345的材料参数Tab.1 Material Parameters of Q345

2.2 动臂有限元模型

对动臂进行网格划分，由于焊缝处应力比较集中，是本论文的重要研究点，因此需要对焊缝处网格进行加密处理，网格类型为六面体结构，划分网格总数为167250，节点总数为37790，如图3（b）所示。

2.3 热源设置

为了与动臂实际焊接情况相吻合，这里使用MIG 双丝焊双椭圆热源。采用类似于T型焊的角焊缝，角焊缝大小为（20×20）mm。采用保护焊，焊道为三层三道，分别为打底、填充、盖面[2-3]。动臂双丝焊焊接工艺各参数，如表2所示。

表2 动臂双丝焊焊接工艺各参数表Tab.2 Parameters of the Welding Process

2.4 边界条件

焊接过程中，对一侧动臂板与横梁进行三层三道焊接完成后，依靠焊接机器人将动臂进行翻转后对另一侧进行三层三道焊接。因此不能对动臂两侧同时进行位移约束，只对一侧动臂板进行位移约束，对一侧动臂版X，Y，Z三个方向进行刚性位移约束，如图3所示。其中有一部分为焊接约束点。

图3 动臂焊接约束Fig.3 Boom Welding Constraints

2.5 后处理与结果分析

运用Sysweld对动臂进行焊接模拟，动臂冷却后的等效应力如图4（a）所示。焊缝处的应力平均值为260MPa左右。其焊接后的变形，如图4（b）所示。

图4 动臂焊接应力云图和变形云图Fig.4 Cloud Image of Welding Stress and Deformation of Boom

动臂仿真焊接后出现的动臂开档收缩变形，需对其进行机械矫正，其焊后变形量经测量，如表3所示。

表3 焊后动臂板变形数据Tab.3 Deformation Data of the Boom Plate After Welding

3 动臂的矫正有限元分析

在solidworks中建立焊接后的三维模型导入workbench中进行矫正分析，并定义材料参数和对其进行网格划分[4-5]。

3.1 边界条件

根据实际工况动臂板的约束条件，将动臂板两侧中间位置进行刚性约束，如图5所示。因此约束处节点自由度为零，与实际相符合，提高了仿真计算的精确度。

图5 动臂矫正约束Fig.5 Boom Correction Constraint

3.2 接触处理

动臂板内表面与油缸外表面采用面面接触类型，在动臂矫正过程中，依靠油缸推动动臂板产生运动，并不要考虑摩擦，因此设置为无摩擦接触类型，其加载力位于动臂板焊接处1000mm处[6]，如图6所示。

图6 油缸推出示意图Fig.6 Schematic Diagram of the Oil Cylinder

3.3 油缸推出量设置

油缸推出量是参照生产现场的资料来确定的。油缸的额定压力P=14MP，直径D=140mm，活塞所输出的轴向力T可由式（1）计算得出。其设定（0～1）s为推出油缸过程，（1～2）s为油缸收回过程。需要在重复矫正中不断降低变形量。

3.4 后处理与结果分析

通过推出油缸使得动臂产生弹塑性变形，动臂变形量最大值时，如图7所示。随着油缸推出量的增加，动臂板的变形由铲斗孔端、车架孔端向横梁处的位移逐渐增大并沿深。当油缸推至最大推出距离时动臂板局部发生弹塑性变形，而焊缝处并未发生弹塑性变形。

图7 动臂变形量云图Fig.7 Cloud Diagram of Boom Deformation

在油缸推动动臂板矫正焊接变形的过程中，动臂的等效应力在T=1s时有最大值，其云图，如图8所示。由图8可知，在矫正过程中随着时间的推移，油缸推出量逐渐增大，动臂应力从焊缝处逐渐增大，并且向动臂板两侧逐渐沿深，在1s时动臂板变形量达到最大值，应力也达到了峰值324MPa，小于其材料屈服强度（345MPa）。

图8 T=1s时等效应力云图Fig.8 Equivalent Stress Cloud Diagram at T=1s

随后油缸收回过程中，动臂板应力逐渐减少，最终矫正完成后，应力集中在焊缝处，以残余应力形式存在与焊缝周围，大小为165MPa左右。其应力上条线，如图9所示。可见，动臂在矫正过程中焊缝处应力并未超过材料的屈服强度。

图9 等效应力随时间变化图Fig.9 Variation of Equivalent Stress with Time

4 残余应力测试实验

4.1 盲孔法原理

采用盲孔应力释放法对动臂板和横梁连接处的焊缝进行残余应力测试。残余应力和应变，如图10所示。在被测材料表面粘贴应变片，在应变片中心钻孔，钻孔直径1.5mm，深2mm。通过钻孔区的应变增量变化，引起孔边应力释放，应变片随着被测定材料的应变一起收缩，其电阻会随之变化，应变片通过测试电阻的变化而对应变进行测定，并在检测仪显示出相应数值，从而计算出残余应力，如式（2）～式（4）所示。

图10 残余应力和应变示意图Fig.10 Schematic Diagram of Residual Stress and Strain

式中：σ1、σ2—残余应力场中的主应力；ε1、ε2和ε3—0°、45°和90°方向上应变片测量得到的释放应变值；φ—最大主应力σ1与x轴的夹角，取顺时针方向为正；A、B—应变释放系数，与所钻孔的几何形式及材料的力学性能有关[7-9]。

4.2 测试与结果分析

由于盲孔法会对动臂的焊缝造成一定的破坏，所以只对一个动臂选取了3个特殊测量点，如图11（a）所示。实验所测的数据，如图11（c）与表4所示。

图11 应变片测点和应力场测量图，焊缝测试点的残余应力分布Fig.11 Measuring Point of Strain Gauge and Stress Field Measurement Diagram，Residual Stress Distribution at the Weld Test Points

从表4 中可看出，测点A、B、C的横向残余应力在（240.1～318.9）MPa之间，纵向残余应力值范围在（180.5～312）MPa之间。由此可以得出，焊接时的拉压力在矫正时可以得到一定的抵消。

表4 实验数据记录Tab.4 Experimental Data Records

5 结论

这里主要应用有限元软件对影响动臂变形较大的焊接工序与矫正工序进行有限元仿真分析，分别建立了动臂焊接模型与动臂矫正模型，为动臂的分析提供了参考。

对焊接和矫正过程中动臂变形量与应力进行分析，焊接时未受固定的动臂端变形量较大，矫正过程并未对焊缝结构处的位移产生影响。动臂焊后焊接残余应力和动臂矫正成功后的矫正应力也并未超过材料的屈服强度，证明了针对动臂焊后变形机械矫正的可行性。

通过盲孔法对动臂矫正后残余应力数值进行测量，与有限元模拟相结合，可以得到动臂在矫正时应力会有所消除，可为焊接应力的消除和后续的动臂焊缝质量研究提供一定的参考。