原标题：经典论文：重卡结构件激光-GMAW复合焊接变形数值模拟研究｜【先进结构材料激光焊接宣传推广月】
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（1. 中国科学院上海光学精密机械研究所,上海 201800；2. 中国科学院大学,北京 100049；3. 福州大学,福建 福州 350108 ）
摘 要利用热弹塑性有限元分析，对材料为Q235钢的重卡结构件激光-GMAW复合焊接的温度场及焊接变形进行数值模拟计算。将平面高斯热源与高斯倒锥体热源结合，建立了适用于激光-GMAW复合焊接的组合热源模型，计算所得的焊缝横截面形状和尺寸与试验吻合较好。对于整个焊接结构的焊接顺序分成多个部分进行规划，包括了两个待焊面的整体先后顺序、局部的焊接起始位置以及焊接路径选择，焊接路径包括顺序焊、分步退焊、跳焊。在结构上选取4条关键路径，并将路径上各点的z方向位移量进行标准差计算，并取平均值，作为整个结构z方向变形程度系数，建立了针对具有复杂变形趋势和变形分布的焊接结构的变形严重程度定量评估方法。将各步骤内的最优方案进行结合，最终得到的最优焊接顺序方案为先焊A面后焊B面，且B面采用跳焊路径，3号位置作为焊接起始位置。最优方案焊接变形程度系数为0.2 mm，与最差焊接方案相比，焊接变形程度系数降低了28.6%。
激光-GMAW复合焊能实现上表面较大的熔宽，因此在焊接装配体结构时，对于错边、对中偏离、装配间隙等具有较高的容忍度 ［1］。此外，激光电弧复合焊相较于传统电弧焊能够实现更高的熔深、更好的焊缝成形质量、较小的热输入和热影响区、较小的焊后变形，能很好地适用于中厚板结构焊接 ［2］。
实际工程中，大型结构焊接主要通过以往项目经验和大量试验来控制焊后变形，或依靠焊后矫正方法来修正不符合设计尺寸精度的焊接结构。大量试验会带来很大的经济成本，尤其对于造价高昂的被焊材料和待焊结构。而焊后矫正方法需要消耗大量时间，大大降低了生产效率 ［3］。优化焊接顺序是最简单易行且成本低廉的控制焊接变形的方法。随着热弹塑性分析理论的完善、计算机硬件的迭代更新以及商业有限元软件的不断发展，有限元数值模拟成为预测和控制焊接变形的重要手段，节约了巨大的经济与时间成本。
Zhang等人 ［4］通过有限元方法对厚板T型结构多道填丝焊进行了模拟，研究了单条焊缝不同焊道填充顺序对于角变形的影响，结果表明采用从坡口一侧向另一侧逐步填充焊丝的方法相对于从下至上逐层填充焊道的常规焊接顺序，焊接结构角变形减少20%~30%。董华等人 ［5］研究了焊接顺序对于X型坡口双侧多层多道厚板焊接的影响，研究表明双侧焊道多次交替的焊接顺序使结构厚度方向上的变形得到显著抑制，比单次交替焊接顺序所得焊接变形降低97.60%。Chen等人 ［6］研究了焊接顺序对于加劲板焊接变形的影响，并证明焊接顺序对于带有T型角焊缝平板结构弯曲变形量有显著影响。Teng等 ［7］着重研究了焊接顺序对于X型坡口多道填丝焊、单道直焊缝和环形焊缝残余应力分布的影响，对于不同焊接结构，残余应力分布最小化的最优焊接顺序是不同的，根本原因是焊接顺序对于焊缝附近刚性拘束和容许受热膨胀和收缩的空间大小有着差异化的影响。
本文利用有限元分析技术对激光-GMAW复合焊重卡结构件的焊接变形控制策略进行研究，重点分析焊接顺序和焊接起始位置对重卡结构件焊接变形的影响。
结构材料为Q235钢，各零件厚度均为10 mm。试验设备为IPG YLS-10000激光器、福尼斯焊机（CMT Advanced 4000）和库卡KR 60机器人。焊接前对各焊件上关键接触位置进行点焊连接和固定，焊接过程中对试样进行夹持。试样外观、主要尺寸及装夹方式，如图1所示。
采用激光-电弧复合焊焊接本结构的A面和B面的焊缝，即先焊本结构一面的焊缝，然后再焊另一面。因此，在制定具体焊接变形控制方案之前，应先确定A面和B面焊接的总体先后顺序：先焊A面后焊B面（A①~A⑨→B①~B⑥）和先焊B面后焊A面（B①~B⑥→A①~A⑨），而焊件每个面内各焊缝之间先后顺序保持不变，焊接顺序编号如图2所示。激光-电弧复合焊接参数为：激光功率3 300 W，焊接电流297 A，焊接电压26.3 V，A面焊接速度为0.9 m/min，B面焊接速度为0.72 m/min。
模型单元为8节点六面体网格单元，最大边长为14 mm，最小边长为2 mm。为方便进行六面体网格的划分，对模型进行了简化，去除了零件上对于结构热力学计算结果无明显影响的倒圆角、螺纹孔等微小几何特征。为兼顾计算精度和效率，对焊缝及焊缝附近区域结构网格进行细化，并采用过渡网格实现网格单元由小到大的快速过渡，降低模型单元总数。有限元模型网格划分如图3所示。单元总数为184 305，节点总数为227 106。
Q235的热学和力学性能参数随温度变化的曲线 400 J/kg，模型中的环境温度设置为20 ℃。
图4Q235随温度变化的热物理性质曲线］Fig.4The diagram of temperature-dependent thermo-physical properties of Q235［8-9］2.3 热源模型的建立对于激光-GMAW复合焊接来说，由于电弧的作用，焊缝上表面熔宽较大，而在激光的作用下，随着焊缝深度的增加，熔宽急剧减小，呈“丁”字形，使用单一的体热源模型难以计算得到理想的焊缝轮廓，故采用“高斯平面热源+倒锥体热源”组合式热源模型。该组合热源模型需要调整的热源参数较少，热源校核较为便捷。有限元分析过程中，组合热源倾斜45°，即组合热源轴与焊件表面夹角为45°。组合热源总功率
是倒锥体热源的形状参数；为倒锥体热源占总功率的分数，。2.4 焊接结构、夹具简化及边界条件的设置在焊接之前，对待焊零件进行焊点固定，在有限元模型中对于焊点位置附近的节点进行绑定接触设置，保持节点间相对位置固定以模拟焊点的作用。图5为焊件、支撑和夹具的整体模型。由图可见，模型保留了螺钉、支撑板等主要装夹件，并将螺钉简化为圆柱。同一面内焊缝与焊缝之间有60 s的间隔与冷却时间，当一面的所有焊缝完成后施加1 000 s的冷却时间并进行翻面，对另一面焊缝的施焊过程进行模拟分析，焊接结束后施加1 000 s的冷却时间，并在冷却结束时撤去所有的夹具和支承。为防止撤去夹具和支承后整个结构发生刚移和转动，在结构大板三个角的节点上分别施加 xyz、yz、z向刚性约束。
焊接结构有限元模型边界条件示意Fig.5Schematic diagram of welding-structure boundary condition2.5 温度场计算结果与试验验证图6为采用组合热源进行温度场计算所得的焊缝形貌与试验结果的对比。由图可见，模拟计算所得的焊脚尺寸、焊缝厚度、熔合线走向等与试验结果接近，模拟结果与试验结果吻合良好。图6
4］。图7为先焊A面后焊B面和先焊B面后焊A面的 z方向位移云图。对比可知，A面、B面焊接顺序不同对于焊后挠曲变形有显著影响。先焊B面后焊A面造成的焊接变形明显大于先A面后B面，且两种不同焊接顺序也决定了 z向变形趋势的分布形态：先B面后A面的焊后变形更为均匀地分布在大板两侧，而先A面后B面的焊接变形主要集中在A面焊缝聚集区域。
两种焊接方案z方向位移云图Fig.7Z-direction distortion contour of two welding schemes（a）先A后B（b）先B后A由于板件焊后变形较为复杂，并非单调向上或向下的翘曲变形，在指定方向上变形存在明显波动。为更直观地比较两种总体焊接顺序导致的结构焊接变形严重程度，在焊件大板上拾取四条直线路径，在各直线个点，提取路径上各点的 z方向位移并绘制变化曲线条直线号路径位于板边缘位置，2号路径与4号路径则位于板的长、宽方向上的中线处。由图中各坐标对应 z方向上位移曲线可看出结构变形主要是各角焊缝横向收缩导致的角变形所引起的结构向上翘曲 ［6］，且由于整个结构上存在不同走向的焊缝，故各方向路径上均存在翘曲，且各路径上变形走势情况主要由先焊的一面上焊缝分布所决定。
z方向变形量沿x或y坐标变化曲线Fig.8Graphs ofzdirection distortion vsxorycoordinates along four straight paths4条路径上的变形趋势除了角变形之外也受到屈曲变形的影响，整个结构在施焊过后，由于焊缝收缩，沿和方向产生较大的压缩残余应力，在方向因初始结构缺陷或焊接变形引起的扰动作用下产生一定的屈曲变形 ［11］。
3］难以对结构变形程度进行客观评估。为进一步对 z方向变形程度进行量化评估，对各直线路径上各点的 Z方向变形量数值利用式（4）进行求标准差计算，并计算4条路径上的标准差平均值，将标准差平均值作为变形量程度系数，定量评估各焊接顺序下整个结构的变形严重程度。
分别对“只焊A面”“只焊B面”“先焊A面后焊B面”“先焊B面后焊A面”4种方案的变形程度系数进行计算，结果如图9所示。由图可知，A面的焊接变形量高于B面，主要原因是A面的焊缝数量明显多于B面，同时A面的焊接速度（0.72 m/min）小于B面焊接速度（0.9 m/min），故A面焊接的热输入量高于B面，则焊接变形越严重。改变A面和B面的焊接先后顺序对焊后变形的分布及焊接变形严重程度都有显著影响，其原因主要是该焊接结构的A、B面在焊接后形成的刚度差很大，A面上两个肋板零件在焊件 z方向有一定高度，在与大板焊合后能够增加平板弯曲变形的惯性矩，大幅提高了结构 z方向的刚度，因此在焊接B面过程中已经焊接完成的A面能够起到较强的抵抗变形能力。相反，B面上的焊件是贴合在大板上的等厚板，焊接成形后B面上刚度远低于A面，故先焊B面后焊A面，在焊接A面过程受到反面结构拘束较小，易产生较大变形。
采用与A、B面焊接顺序同样的分析评估方法，提取焊接结构4条直线路径上各点的 z方向位移，并使用式（5）对 z方向位移数值标准差平均值进行计算，对9种不同路径、焊接起始点的焊接方案所得结构的变形程度进行对比。各方案的结构变形程度系数如图10所示。由图可见，从焊接起始位置上看，2号起始位置的焊接方案变形程度均高于另两个起始位置的焊接方案，主要是由于2号起始位置最先焊接的焊缝为环形路径上的最长焊缝，单条焊缝的热输入量最大，且初始焊接时，平面内无其他焊缝，焊接结构整体刚度较小，焊缝位置靠近大板正中，尽管有夹具进行夹紧，但焊缝对于整个焊接结构造成了较大变形量；3号起始位置的三个方案对应的焊接变形量较小，这是由于初始焊接的焊缝长度较短，单条焊缝累积热输入量较小，且斜向焊缝受到 x、y两个方向上的结构拘束，产生的翘曲变形也向 x、y两个方向分散。比较9个焊接方案可以明显看出：跳焊-3方案的整体焊接变形最小。
种B面焊接方案对应的z方向变形量程度系数Fig.10Zdirection distortion coefficient corresponding to welding schemes of B side不同焊接路径、焊接起始位置对于焊接变形情况有显著影响：采用顺序焊方法，在改变焊接起始位置时，变形严重程度无明显变化；而分步退焊和跳焊对于焊接起始位置敏感性较高，不同起始位置导致的焊接变形量有明显差异。原因是顺序焊路径规律性较强，在完成上一条路径后，开始焊接位置距离较近，每条焊缝周围的拘束条件差异不大；相反地，分步退焊和跳焊的焊接路径规律性较弱，各段焊缝焊接过程中拘束条件差异较大，焊接变形受到起始位置变化的影响较大。基于优化后的总体焊接顺序、局部焊接路径及焊接起始位置相结合形成的最终焊接方案，即采用先焊A面后焊B面，跳焊路径以及3号起始位置，对整体焊接结构变形量进行有限元计算。图11为优化后得到的 z方向位移云图与原焊接方案（先B后A）的对比。由图可见，使用优化后的焊接方案，整个结构的焊接变形分布上更为均匀。两种方案变形严重性系数分别为0.28 mm（见图11a）和0.2 mm（见图11b），且与优化前焊接方案相比，优化后焊接方案的焊接变形程度系数减少28.6%。
z方向变形量云图Fig.11Zdirection distortion contour of optimized welding scheme（a）优化前焊接方案（先B后A）（b）优化后焊接方案（跳焊-3）4结论（1）建立了适用于激光-GMAW复合焊接工艺的“平面高斯热源+高斯倒锥体热源”的组合热源，温度场计算结果表明，该热源模型能够准确预测焊缝横断面的形状尺寸。
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