焊縫位置對拼焊板拉伸行為影響的解析預(yù)測

陳水生，林建平

（1同濟大學(xué) 機械工程學(xué)院，上海201804；2河南理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，河南 焦作454000）

焊縫位置對拼焊板拉伸行為影響的解析預(yù)測

陳水生1，2，林建平1

（1同濟大學(xué) 機械工程學(xué)院，上海201804；2河南理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，河南 焦作454000）

分別定義綜合伸長率和焊縫移動量來量化拼焊板單向拉伸行為。在不同焊縫初始位置條件下，分別建立了焊縫位置對綜合伸長率和焊縫移動量影響的解析模型。為驗證解析模型的正確性，采用有限元和實驗法獲得了焊縫位置對綜合伸長率和焊縫移動的影響規(guī)律。結(jié)果表明，解析模型預(yù)測結(jié)果與實驗、有限元結(jié)果相一致，綜合伸長率和焊縫移動量都隨著焊縫位置向拼焊板強側(cè)移動而線性地增大，增大的速率取決于拼焊板的母材材料參數(shù)和厚度。解析模型揭示出綜合伸長率和焊縫移動量影響因素及焊縫初始位置對拼焊板單向拉伸行為的影響規(guī)律。

TWBs；綜合伸長率；焊縫移動量；焊縫位置；解析模型

拼焊板是在沖壓成形前，通過焊接技術(shù)將幾塊不同材質(zhì)、不同厚度、不同涂層的板料焊接而成的一塊整體板，以滿足零部件不同部位對材料不同性能的要求。拼焊板具有減重、降低成本及提高零件性能等優(yōu)點，廣泛運用于汽車車身制造領(lǐng)域。然而，拼焊板焊縫和母板差異的存在，使其拼焊板成形性能顯著下降［1，2］。為了充分利用拼焊板的優(yōu)點，設(shè)計者必須努力改善其成形性來滿足拼焊板零件的制造要求。焊縫位置是影響拼焊板成形性能的主要因素之一，并得到了廣泛研究［3－5］。Choi等［3］以深拉深變形為例，采用實驗和有限元法分析了焊縫初始位置對拼焊板成形性和焊縫移動的影響。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，隨著焊縫遠離中心線，焊縫移動量增大，表明在拼焊板設(shè)計中必須考慮焊縫位置的影響。Meinders等［4］分析了直線焊縫和曲線焊縫拼焊板的復(fù)雜零件中焊縫位置的影響，結(jié)果表明，在拼焊板成形過程中，焊縫位置對焊縫移動有很大的影響。并提出將焊縫布置在低應(yīng)變區(qū)可明顯降低焊縫移動量。Tang等［5］對拼焊板方盒件拉深變形進行研究，為了獲得成形后的目標焊縫位置，采用一步有限元法預(yù)測拼焊板焊縫初始位置。

已有研究主要是采用數(shù)值或?qū)嶒灧椒ǐ@得具體零件的焊縫初始位置與其成形性的關(guān)系，但未能反映影響這種關(guān)系的相關(guān)因素及它們的量化關(guān)系。

本研究以單向拉伸實驗為例，定義拼焊板綜合伸長率為成形性評價指標，用焊縫移動量來量化拼焊板變形不均勻程度。建立了焊縫初始位置與拼焊板綜合伸長率、焊縫移動量之間的解析模型，并通過實驗和有限元方法進行驗證。解析模型可量化焊縫初始位置與綜合伸長率及焊縫移動量之間的關(guān)系，同時也能反映相關(guān)因素的影響規(guī)律。

1 解析模型建立

1.1 綜合伸長率解析模型

研究中拼焊板由兩塊材質(zhì)相同，厚度不同的鋼板通過激光焊接而成，焊縫方向垂直于主應(yīng)變方向。此時，拉伸過程中縮頸發(fā)生在焊縫附近的弱側(cè)母材上［6］。由于激光焊接所產(chǎn)生的焊縫和熱影響區(qū)都比較窄，對橫向焊縫拼焊板單向拉伸性能影響較小，在理論分析過程中可將焊縫忽略［7］。橫向焊縫拼焊板單向拉伸變形模型可簡化為圖1。圖1中，F(xiàn)是拉伸載荷，A，B分別為拼焊板的弱側(cè)和強側(cè)母材，lA0，lB0分別是A，B側(cè)的初始長度，x表示焊縫與中心線之間的距離。

圖1 橫向焊縫拼焊板單向拉伸示意圖Fig.1 The sketch of TWBs tensile specimens used in uniaxial tensile tests

在拼焊板拉伸過程中，假設(shè)拼焊板變形過程始終處于動態(tài)平衡狀態(tài)。假設(shè)拼焊板母材服從Hollomon硬化準則，如式（1）。

式中：σ是等效應(yīng)力；ε是等效應(yīng)變；K是強度系數(shù)；n是應(yīng)變硬化指數(shù)。

根據(jù)式（1），拼焊板 A，B側(cè)的等效強度σA，σB可表示如下：

式中：σA，σB分別為 A，B側(cè)的等效強度；εA，εB分別為A，B側(cè)的等效應(yīng)變；KA，KB分別為A，B側(cè)的強度系數(shù)；nA，nB分別為A，B側(cè)的應(yīng)變硬化指數(shù)。

單向拉伸實驗的拉伸載荷可按式（2）計算。

式中：tA0，tB0分別為拼焊板A，B側(cè)的初始厚度。

在單向拉伸過程中，當弱側(cè)（A側(cè)）開始縮頸后，載荷將不隨應(yīng)變的增大而變化，即dF／dεA＝0，結(jié)合式（2）得：

定義綜合伸長率：

式中：δu為拼焊板綜合伸長率；lA，lB分別是拼焊板變形后A，B側(cè)的實際長度；L是拼焊板初始總長度。又A側(cè)等效應(yīng)變：

將式（3）代入式（2），式（2）可轉(zhuǎn)化為：

式中：Ki（i＝A，B）為強度系數(shù)；ti（i＝A，B）為實際厚度；ni（i＝A，B）為應(yīng)變硬化指數(shù)；δu為綜合伸長率；x為焊縫離中心線距離。

式（4）表明，綜合伸長率與焊縫位置（離中心線距離）的關(guān)系受母材材料強度系數(shù)比（KA／KB）、初始厚度比（tA0／tB0）、母材材料的應(yīng)變硬化指數(shù)（nA，nB）及總長度（L）等材料和幾何參數(shù)影響。當母材材料和厚度及拼焊板總長度一定的情況下，可以獲得綜合伸長率與焊縫位置的關(guān)系。

1.2 焊縫移動量解析模型

假設(shè)相同母材、相同厚度的板料組成的拼焊板焊縫移動量為0，定義拼焊板焊縫移動量為實際焊縫移動量與同材、同厚拼焊板焊縫移動量之差，即

其中，S是焊縫移動量。

又因為A側(cè)變形后實際長度：

式（3）代入式（2）并簡化得：

結(jié)合式（5）～（7）可以獲得拼焊板焊縫移動量與焊縫位置之間的關(guān)系。式（5）～（7）即為拼焊板焊縫移動量解析模型。從解析模型中可知，焊縫移動量與焊縫位置的關(guān)系受母材材料強度系數(shù)比（KA／KB）、初始厚度比（tA0／tB0）、初始長度比（lA0／lB0）、應(yīng)變硬化指數(shù)（nA，nB）及拼焊板總長L等因素影響。

2 有限元分析及實驗驗證

2.1 有限元模型建立

單向拉伸實驗是最常見的評價拼焊板成形性實驗之一，文中采用的拉伸試樣按照ASTM E8M標準進行建模［8］。焊縫垂直于主應(yīng)變方向，即拉伸方向，用與中性線的距離（x）來表示焊縫位置，如圖2所示。所有模擬均采用非線性商業(yè)有限元軟件ABQUS／Standard隱式計算來完成。母板采用四節(jié)點減縮積分單元（S4R）建模。根據(jù)上述解析模型分析，焊縫建模方式對單拉試件模擬結(jié)果影響較小，為簡化計算，焊縫建模采用剛性連接［9］。通過進行單元尺寸敏感性分析確定母板單元尺寸為1mm×1mm。拼焊板一端施加全約束，另一端施加除拉伸方向外的其他5個自由度約束，并在拉伸方向施加一定位移，拉伸速率為5mm／min［10］，忽略焊縫區(qū)形狀和力學(xué)性能的影響，將焊縫視為一條直線進行建模［11］。

圖2 拼焊板尺寸簡圖（單位：mm）Fig.2 The dimensional sketch of CAD model（unit：mm）

忽略焊縫的拼焊板單拉實驗失效均發(fā)生在焊縫附近的弱側(cè)母材，當拉伸至弱側(cè)母材開始縮頸時其拉伸載荷F不再增大，則可用dF＝0來判定失效發(fā)生。

2.2 拼焊板結(jié)構(gòu)和材料性能

拼焊板單向拉伸試樣幾何尺寸如圖2所示，母材厚度比為1.5mm∶1.2mm。焊縫位置從－30mm增加到30mm以每間隔10mm取值，其中負號表示焊縫處于拼焊板中心線偏A側(cè)。

拼焊板母板材料選用上海大眾汽車縱梁拼焊板母材ZSTE260Z，其材料性能通過母材材料單一板單向拉伸實驗獲得，如表1所示。假設(shè)母材材料服從Ludwick－Hollomon方程，且遵從 Hill’48各向異性屈服準則。在成形過程中，假設(shè)板料處于平面應(yīng)力狀態(tài)，采用平均厚向各向異性指數(shù)來描述板料的厚向異性，按式（8）計算。

式（8）中下標表示扎制方向。

表1 ZSTE260Z材料性能參數(shù)Table 1 The material properties of ZSTE260Z

表中：σy為屈服強度；E為楊氏模量；μ為泊松比；K為強度系數(shù)；n為應(yīng)變硬化指數(shù)；R為各向異性指數(shù)。

2.3 實驗驗證

拼焊板拉伸試樣按照圖2進行加工。焊縫方向垂直于拉伸方向。實驗中使用的拼焊板是母材為ZSTE260Z同材差厚激光拼焊板，母材厚度分別為1.2mm和1.5mm。對不同拼焊板焊縫初始位置（x＝－30，－20，－10，0，10，20，30）的7種單向拉伸試樣進行拉伸實驗，所有試驗都在INSTRON 5581靜態(tài)拉伸試驗機上完成，拉伸速度為5mm／min。采用引伸計來測量試樣標距內(nèi)的伸長率。實驗裝置，包括試樣、試驗機及引伸計如圖3所示。

圖3 拼焊板拉伸試驗裝置Fig.3 Assembly of TWBs tensile test

當拉伸載荷達到最大時拼焊板開始失效，失效后的試樣如圖4所示，失效位置發(fā)生在弱側(cè)母材上。

3 結(jié)果與討論

3.1 不同焊縫位置與綜合伸長率關(guān)系

以綜合伸長率為拼焊板單向拉伸性能的評價指標，焊縫與拼焊板幾何中心線距離表示焊縫位置x，研究了拼焊板單向拉伸試件焊縫位置與其綜合伸長率之間的關(guān)系，建立了綜合伸長率的解析模型。解析模型屬于超越方程，無法直接獲得它們之間的顯式關(guān)系，采用數(shù)值迭代求解，獲得了不同焊縫位置與綜合伸長率之間的解析關(guān)系，如圖5所示。為了驗證拼焊板綜合伸長率解析模型的合理性，采用ABAQUS／Standard隱式算法對單向拉伸實驗進行有限元分析。同時，根據(jù)解析模型條件，進行了不同焊縫位置的物理實驗，獲得的結(jié)果與解析結(jié)果一同表述在圖5中以進行比較。

圖4 不同焊縫位置的失效試樣（單位：mm）Fig.4 Comparison of failed specimens with various initial weld locations（unit：mm）

圖5 拼焊板焊縫位置與綜合伸長率的關(guān)系Fig.5 The relationship between entire elongation and weld initial location

圖5反映了拼焊板綜合伸長率與焊縫位置之間的關(guān)系，解析結(jié)果與實驗、有限元結(jié)果有較好的一致性，證明綜合伸長率解析模型是有效的。結(jié)果顯示，隨著焊縫初始位置變化，拼焊板綜合伸長率成線性變化。x為負值表示焊縫偏向弱側(cè)（A側(cè)），反之焊縫偏向強側(cè)（B側(cè)），如圖2所示。x為負值時，弱板所占較小比例，并承擔大部分變形，此時的拼焊板伸長率較小；反之，綜合伸長率較大。在所取的兩個極值（x＝－30，30）上，三種分析結(jié)果偏差稍大，這主要是由于強側(cè)的寬度方向應(yīng)變小于弱側(cè)，在焊縫處強側(cè)和弱側(cè)厚度方向應(yīng)變相互制約，影響了實驗和模擬的結(jié)果，導(dǎo)致與理論計算值有偏差，這一現(xiàn)象在強側(cè)與弱側(cè)長度不對稱情況下表現(xiàn)尤為突出。

從式（4）可以看到，拼焊板單拉試件綜合伸長率與焊縫位置的關(guān)系隨著材料和厚度的不同而發(fā)生變化。同時，拼焊板長度L也是影響焊縫位置與綜合伸長率關(guān)系的一個參數(shù)，它主要是影響焊縫位置（x）的大小，應(yīng)以焊縫相對位置來解釋。

3.2 焊縫位置與焊縫移動量關(guān)系

在實驗和有限元分析中分別測出縮頸時拼焊板強弱側(cè)變形后的長度，進一步計算出各自的變化量，按照式（5）中焊縫移動量的定義可獲得焊縫位置與拼焊板焊縫移動量之間的關(guān)系，與解析結(jié)果一起表述在圖6中。

圖6 焊縫位移與焊縫移動量之間關(guān)系Fig.6 The relationship between weld line movement and weld initial location

從圖6可知，三種分析結(jié)果呈現(xiàn)良好的一致性。焊縫移動量S與焊縫位置x呈線性關(guān)系，拼焊板焊縫移動量隨著焊縫位置x的增大而增大。x越小表示薄側(cè)所占總長度較小，其變形量較小階段拼焊板就發(fā)生縮頸，此時厚板變形非常小，所以焊縫移動量較小。反之，薄板相對厚板變形大，焊縫移動量增大。焊縫移動量解析模型顯示，S與x之間的關(guān)系除了受拼焊板母材的影響，還受焊縫相對位置x／L的影響。

4 結(jié)論

（1）建立了拼焊板綜合伸長率、焊縫移動量的解析模型，可用來分析初始焊縫位置對拼焊板單向拉伸行為的影響。

（2）綜合伸長率和焊縫移動量均隨著焊縫靠近強側(cè)而線性增大。這取決于弱側(cè)初始長度占拼焊板總長的比例，比例越高，弱側(cè)變形越大，綜合伸長率和焊縫移動量越大。

（3）綜合伸長率和焊縫移動量受材料匹配和初始焊縫位置的影響。通過對材料匹配和焊縫初始位置優(yōu)化可提高拼焊板單向拉伸性能，并減小焊縫移動量。

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An Analytical Model to Predict the Effect of Weld Location on Tensile Behaviors of Tailor Welded Blanks

CHEN Shui－sheng1，2，LIN Jian－ping1
（1College of Mechanical Engineering，Tongji University，Shanghai 201804，China；2School of Materials Science and Engineering，Henan Polytechnic University，Jiaozuo 454000，Henan，China）

Entire elongation and weld line movement were defined to evaluate tensile properties of tailor－welded blanks（TWBs）respectively.Under different initial weld locations，the analytical models were developed to evaluate the entire elongation and the weld line movement of TWBs.To validate the analytical models，finite element analysis（FEA）and experiments were performed to investigate the influences of initial weld locations on the entire elongation and the weld line movement.The results show that the analytical results have a good agreement with the experiment and the simulation results.The entire elongation and the weld line movement increase linearly with the weld line moving closer to the stronger side of TWBs，and the variation rate depends on the material parameters and thickness of base sheets.Based on the proposed analytical model，the major influencing factors of the entire elongation and the weld line movement as well as their effects on tensile properties of TWBs can be revealed.

TWBs；entire elongation；weld line movement；weld location；analytical model

TH140.8

A

1001－4381（2011）10－0033－05

高等學(xué)校博士學(xué)科點專項科研基金資助項目（20070247025）

2010－10－09；

2011－03－28

陳水生（1978—），男，在讀博士生，研究方向為汽車輕量化設(shè)計，聯(lián)系地址：上海市嘉定區(qū)曹安公路4800號同濟大學(xué)機械工程學(xué)院A321室（201804），E－mail：css200878＠163.com

林建平（1958—），男，教授，博導(dǎo)，聯(lián)系地址：上海市嘉定區(qū)曹安公路4800號同濟大學(xué)機械工程學(xué)院A321室（201804），E－mail：jplin＠#edu.cn