鋁合金汽車前防撞梁焊接過(guò)程的數(shù)值仿真與順序優(yōu)化?

郭鵬程，曹淑芬，易 杰，李落星

鋁合金汽車前防撞梁焊接過(guò)程的數(shù)值仿真與順序優(yōu)化?

郭鵬程1，2，曹淑芬1，易 杰1，2，李落星1，2

(1.湖南大學(xué)，汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410082； 2.湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410082)

基于非線性彈塑性有限元方法，對(duì)6061-T6鋁合金薄壁結(jié)構(gòu)的汽車前防撞梁雙脈沖MIG焊接過(guò)程溫度場(chǎng)和應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行模擬分析。為提高模擬精度，采用雙橢球熱源模型描述移動(dòng)的MIG焊接熱源，并運(yùn)用生死單元技術(shù)模擬焊絲的填充過(guò)程。結(jié)果表明，防撞梁焊后殘余應(yīng)力主要集中在吸能盒和橫梁的焊縫附近，其最大值為273MPa，焊接變形主要表現(xiàn)為橫梁兩端吸能盒間距增加約2.05mm。通過(guò)4種不同焊接順序下防撞梁焊后殘余應(yīng)力分布和變形的對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)先依次焊接兩個(gè)吸能盒沿防撞梁長(zhǎng)度方向的焊縫，再焊接另一反向其余焊縫的焊接順序效果最優(yōu)，該方案在滿足裝配要求的情況下可有效降低殘余應(yīng)力。

鋁合金焊接防撞梁；數(shù)值模擬；焊接應(yīng)力；焊接變形；焊接順序

前言

防撞梁作為汽車車身安全結(jié)構(gòu)的重要部件，在低速碰撞時(shí)通過(guò)承載和吸能的雙重作用，保護(hù)汽車前縱梁等其它零部件和駕乘人員的安全。鋁合金是實(shí)現(xiàn)汽車輕量化最理想的結(jié)構(gòu)材料，在滿足汽車安全性能要求的同時(shí)能有效實(shí)現(xiàn)汽車的輕量化。研究表明:鋁合金汽車防撞梁與傳統(tǒng)鋼制件相比，不僅質(zhì)量可減輕40%～70%，而且還能大幅提高其在碰撞過(guò)程中所吸收的能量[1－2]。汽車防撞梁總成一般由防撞橫梁和左右兩個(gè)吸能盒元件焊接組成。為獲得高品質(zhì)的鋁合金焊縫，并有效控制防撞梁的焊接變形，本文中采用雙脈沖MIG焊對(duì)薄板防撞梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行焊接。該方法能有效控制熱輸入量，在得到漂亮的魚鱗狀焊縫外觀的同時(shí)，提高了焊接接頭的綜合性能[3]。

鋁合金的比熱容、熱傳導(dǎo)系數(shù)和線膨脹系數(shù)較大，使由鋁合金薄壁空腔結(jié)構(gòu)組成的防撞梁經(jīng)焊接局部快速加熱和冷卻后容易產(chǎn)生較大的局部應(yīng)力和變形。這在很大程度上影響了鋁合金防撞梁的質(zhì)量和精度[4]。此外，防撞梁總成的焊縫較多，焊接順序不合理會(huì)在一定程度上加劇焊接殘余應(yīng)力和變形。研究表明:對(duì)于多焊縫的焊接結(jié)構(gòu)件，優(yōu)化焊接順序可有效降低焊接殘余應(yīng)力和變形。由于實(shí)際焊接過(guò)程復(fù)雜，且復(fù)雜結(jié)構(gòu)件的焊接試驗(yàn)成本較高，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開始采用有限元數(shù)值模擬手段模擬復(fù)雜結(jié)構(gòu)焊接過(guò)程中溫度場(chǎng)和應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)的變化過(guò)程，從而有效地預(yù)測(cè)焊后接頭整體應(yīng)力分布和變形，通過(guò)優(yōu)化焊接順序獲得最優(yōu)的焊接工藝。目前，該方法已在焊接研究和設(shè)計(jì)領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。文獻(xiàn)[5]中采用有限元數(shù)值模擬方法研究9種不同焊接順序?qū)Ρ”诎诉呅喂?板焊接接頭殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果表明，焊縫及其附近存在的初始?xì)堄鄳?yīng)力并不影響最終殘余應(yīng)力的分布，而采用分步焊結(jié)合對(duì)稱焊接的順序則可有效降低接頭的殘余應(yīng)力。文獻(xiàn)[6]中通過(guò)對(duì)兩個(gè)圓形管V型接頭分段對(duì)接TIG焊進(jìn)行模擬與實(shí)驗(yàn)研究，獲得了最優(yōu)的焊接順序，有效地減少了焊接殘余應(yīng)力和變形。

截至目前，雖然已有焊接順序優(yōu)化仿真相關(guān)的報(bào)道，但其焊接結(jié)構(gòu)相對(duì)簡(jiǎn)單，且主要是研究焊接順序?qū)Π搴蛨A形結(jié)構(gòu)的焊接應(yīng)力和變形的影響，而有關(guān)長(zhǎng)型材兩端環(huán)焊結(jié)構(gòu)仿真和焊接順序優(yōu)化的研究則鮮有報(bào)道。本文中基于熱彈塑性有限元技術(shù)，采用有限元數(shù)值模擬分析汽車防撞梁兩端頭吸能盒的環(huán)焊過(guò)程，獲得殘余應(yīng)力分布和整體變形情況，通過(guò)研究4種典型焊接順序下防撞梁的焊接殘余應(yīng)力和變形，優(yōu)化防撞梁的焊接順序，從而有效地控制焊接應(yīng)力和變形，為焊接變形較大的長(zhǎng)型材端頭環(huán)焊結(jié)構(gòu)的焊接優(yōu)化提供依據(jù)。

1 防撞梁有限元模型的建立

1.1 防撞梁模型

某汽車前防撞橫梁總成的整體結(jié)構(gòu)及橫梁和吸能盒型材截面尺寸如圖1(a)所示。防撞梁總成由橫梁和左右兩個(gè)吸能盒元件通過(guò)雙脈沖MIG焊接而成，型材厚度均為2mm。橫梁采用截面尺寸為100mm×30mm，長(zhǎng)為1 100mm的“目”字形擠壓型材。吸能盒截面較為復(fù)雜，在仿真分析中將其簡(jiǎn)化為80mm×70mm的方形薄壁型材。由于本文中主要目的是優(yōu)化焊接順序，這種簡(jiǎn)化雖會(huì)使吸能盒的剛度略有降低，但前防撞梁總成的焊接變形主要集中在防撞橫梁，故該簡(jiǎn)化對(duì)優(yōu)化結(jié)果的影響可以忽略。焊接采用沿吸能盒邊緣的環(huán)形滿焊，汽車防撞梁總成的焊縫長(zhǎng)度為600mm，共8條焊縫。根據(jù)汽車防撞梁的實(shí)際尺寸，建立三維有限元模型，如圖1(b)所示。為同時(shí)兼顧計(jì)算精度和計(jì)算效率，溫度梯度較大的焊縫和近縫區(qū)的網(wǎng)格單元取較小的尺寸2mm×2mm×2mm，而遠(yuǎn)離吸能盒區(qū)域的單元尺寸逐漸增大。溫度場(chǎng)模擬時(shí)采用8節(jié)點(diǎn)DC3D8熱單元，應(yīng)力應(yīng)變模擬時(shí)采用C3D8R結(jié)構(gòu)單元。

圖1 汽車防撞橫梁三維幾何和網(wǎng)格模型

1.2 熱源模型和邊界條件

熔化極氬弧焊，由于電弧沖力效應(yīng)較大，常采用雙橢球熱源分布函數(shù)進(jìn)行描述，該模型能較靈活地處理電弧挺度對(duì)焊接過(guò)程的影響[7]。仿真初始溫度為30℃，6061－T6鋁合金自由表面換熱系數(shù)與溫度的關(guān)系詳見文獻(xiàn)[8]。溫度場(chǎng)模擬時(shí)，采用生死單元技術(shù)[9]和移動(dòng)熱源來(lái)模擬焊絲的填充和移動(dòng)過(guò)程。單元生死的控制可通過(guò)ABAQUS中model change功能來(lái)實(shí)現(xiàn)。溫度場(chǎng)計(jì)算完成后，將每個(gè)節(jié)點(diǎn)的溫度以數(shù)據(jù)文件形式輸出，并將其作為邊界條件導(dǎo)入應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)的計(jì)算求解中。焊接時(shí)，橫梁兩端的吸能盒完全限制了其所有自由度。橫梁左右兩側(cè)受到夾具2kN的向下夾緊力，其邊界條件如圖2所示。焊接完成30s后撤除邊界條件的作用，以模擬從夾具上撤離后防撞梁在空氣中的自由冷卻過(guò)程。

圖2 汽車防撞橫梁位移邊界條件

2 焊接工藝與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

采用雙脈沖MIG焊接方法對(duì)鋁合金防撞梁進(jìn)行焊接，防撞橫梁和吸能盒均為2mm厚的6061－T6鋁合金薄板型材，選用直徑為1.2mm的ER5356鋁合金焊絲作為熔化電極。焊接型材與焊絲的化學(xué)成分和力學(xué)性能參考文獻(xiàn)[10]。焊接過(guò)程中，焊絲的干伸長(zhǎng)度為17mm，保護(hù)氣體為99.999%的氬氣，氣流量為25L/min，雙脈沖MIG焊的具體工藝參數(shù)如表1所示。圖3為鋁合金防撞梁焊接結(jié)構(gòu)實(shí)物圖，其中焊縫整體成形漂亮，表面的魚鱗紋清晰流暢、美觀規(guī)則，且焊縫與兩側(cè)母材熔合較好，說(shuō)明該焊接參數(shù)合理、可靠。

表1 雙脈沖MIG焊接工藝參數(shù)

圖3 汽車防撞橫梁焊接接頭實(shí)物

為驗(yàn)證汽車鋁合金防撞梁雙脈沖MIG焊接模擬的準(zhǔn)確性，對(duì)相同焊接參數(shù)下的等厚薄壁T型接頭的雙脈沖MIG焊接過(guò)程溫度和殘余應(yīng)力進(jìn)行了仿真和實(shí)驗(yàn)測(cè)試，結(jié)果如圖4所示。由圖可知，實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與仿真分析結(jié)果基本吻合，變化趨勢(shì)基本一致，表明仿真模型準(zhǔn)確、可靠。

3 焊接模擬分析

汽車前防撞橫梁與吸能盒采用沿吸能盒邊緣的環(huán)狀滿焊，共8條焊縫，分別用數(shù)字進(jìn)行編號(hào)，同時(shí)在焊縫端點(diǎn)用字母做標(biāo)記以區(qū)分焊縫方向。焊縫分布和編號(hào)如圖5所示。根據(jù)公司要求，選擇其中4種焊接順序進(jìn)行研究，其焊接順序方案如下:

圖4 溫度循環(huán)曲線和殘余應(yīng)力曲線的模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

其中，方案a為連續(xù)環(huán)狀焊接順序，即先將左側(cè)吸能盒連續(xù)焊接完成之后，再對(duì)右側(cè)吸能盒進(jìn)行連續(xù)焊接，其它3種方案均采用分段焊，且具有一定的對(duì)稱性。方案b和方案c的焊接順序相對(duì)于單個(gè)吸能盒對(duì)稱，只是焊接方向不同，而方案d則是相對(duì)于橫梁中心進(jìn)行對(duì)稱焊接。

3.1 焊接溫度場(chǎng)與結(jié)果分析

圖6為采用方案a進(jìn)行焊接仿真得到的溫度場(chǎng)分布云圖。由圖6(a)可見，第4條焊縫的最高溫度為862℃，約超過(guò)母材金屬熔點(diǎn)200℃，且靠近吸能盒邊緣的熱源區(qū)域溫度梯度較大，等溫線分布較為密集，而遠(yuǎn)離熱源區(qū)域的等溫線較為稀疏，符合焊接溫度場(chǎng)分布的一般規(guī)律。由圖6(b)可見，本焊接順序下不同焊縫的焊接溫度場(chǎng)分布基本相同，僅峰值溫度相差約34℃。焊接完成并冷卻30s后，焊縫最高溫度已降至150℃；繼續(xù)冷卻至1 000s后，防撞梁的最高溫度已下降至40℃，絕大部分區(qū)域已基本恢復(fù)至室溫。

圖5 防撞梁焊縫分布和編號(hào)

3.2 焊接應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)與結(jié)果分析

圖7 為采用方案a焊接過(guò)程仿真得到的應(yīng)力分布云圖。由圖7(a)可見，焊接第4條焊縫時(shí)，熔池周邊金屬受到較大的熱應(yīng)力，其值為313MPa，超過(guò)母材金屬的屈服強(qiáng)度。這是由于鋁合金具有良好的導(dǎo)熱性和較大的線膨脹系數(shù)，焊接時(shí)受熱急劇膨脹，使焊縫內(nèi)部產(chǎn)生了一定大小的壓縮塑性變形。焊接第8條焊縫時(shí)，由于其溫度場(chǎng)與第4條焊縫基本相同，使兩者的最大焊接熱應(yīng)力和分布均相差不大。冷卻后，該壓縮塑性變形仍然存在，故該處的殘余應(yīng)力最大。焊接冷卻30s時(shí)，由于吸能盒的自由度全部被約束，使吸能盒的焊接應(yīng)力最大，如圖7(c)所示。當(dāng)構(gòu)件從焊接夾具上取下時(shí)，由于吸能盒的約束被釋放，故焊接殘余應(yīng)力明顯降低。繼續(xù)冷卻至室溫，防撞梁的焊接殘余應(yīng)力分布主要集中在焊縫附近的吸能盒和橫梁區(qū)域，其應(yīng)力值為273MPa，接近母材金屬的屈服強(qiáng)度，這主要是因?yàn)闄M梁和吸能盒角焊縫處的液態(tài)金屬冷卻收縮較快，造成焊縫附近應(yīng)力值最大。此外，其它焊縫附近的金屬可以自由變形，而焊縫3和7由于橫梁整體的相互制約作用，使其焊接殘余應(yīng)力普遍大于其余焊縫。

防撞梁冷卻到室溫后，其放大50倍的整體變形情況如圖8所示。由圖可見，防撞梁的焊接變形主要表現(xiàn)為橫梁兩端的收縮和吸能盒在殘余應(yīng)力作用下的自身收縮，兩者的共同作用使左右兩側(cè)吸能盒間距增大2.05mm。其中左側(cè)吸能盒向外偏移1.07mm，右側(cè)吸能盒向外偏移0.98mm。間距的增大在很大程度上加劇了整車裝配難度，因此，有必要對(duì)焊接順序進(jìn)行優(yōu)化，以減小焊接變形，提高其裝配精度。

圖6 汽車防撞梁焊接溫度云圖

圖7 汽車防撞梁焊接應(yīng)力云圖

3.3 焊接順序?qū)堄鄳?yīng)力的影響

根據(jù)防撞梁焊接殘余應(yīng)力分布可知，焊縫3和7的殘余應(yīng)力普遍大于其余焊縫，故以焊縫3的殘余應(yīng)力為研究對(duì)象，探討焊接順序?qū)Ψ雷擦汉附託堄鄳?yīng)力的影響。由于焊接縱向殘余應(yīng)力遠(yuǎn)大于橫向殘余應(yīng)力，故本文中不考慮橫向殘余應(yīng)力的作用，僅分析構(gòu)件縱向殘余應(yīng)力對(duì)構(gòu)件承載能力的影響[11]。

圖8 防撞梁變形模擬結(jié)果

圖9 平行和垂直焊縫3的縱向殘余應(yīng)力

圖9 為4種焊接順序下平行和垂直于焊縫3 (沿x軸方向)的縱向殘余分布。圖9(a)為平行于焊縫3方向的殘余應(yīng)力。由圖可知，焊接起弧和收弧處的殘余應(yīng)力變化較大，而焊縫中間部分的殘余應(yīng)力則相對(duì)較均勻，該現(xiàn)象主要?dú)w結(jié)于起弧和收弧處溫度變化較大，而中間區(qū)域由于其溫度場(chǎng)相對(duì)較穩(wěn)定，當(dāng)熔池從高溫冷卻到室溫時(shí)，其殘余應(yīng)力仍保持原有均勻狀態(tài)。由圖可見，焊接順序?qū)堄鄳?yīng)力的最大值有較大影響。采用方案a進(jìn)行焊接時(shí)的殘余應(yīng)力最小，方案b次之，方案c和方案d下的殘余應(yīng)力最大。圖9(b)為垂直于焊縫3方向的殘余應(yīng)力分布，由圖可見，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在焊縫中心，且沿遠(yuǎn)離焊縫的方向，拉應(yīng)力不斷降低，并逐漸向壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變。最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在吸能盒中心區(qū)域，這是由于焊縫熔池周邊金屬在高溫快速冷卻過(guò)程中的收縮受到母材的制約而表現(xiàn)為最大拉應(yīng)力，這與應(yīng)力場(chǎng)分布結(jié)果相符。吸能盒的4條焊縫在冷卻過(guò)程中產(chǎn)生了一定的收縮，使吸能盒中心部位受到周邊4條焊縫收縮的影響而產(chǎn)生壓應(yīng)力。對(duì)比不同焊接順序的焊接應(yīng)力可知，焊接順序?qū)缚p中心處的最大應(yīng)力的影響甚微，但對(duì)焊接結(jié)構(gòu)件的整體應(yīng)力分布和大小有較大影響，該結(jié)果與文獻(xiàn)[12]中的研究結(jié)果基本一致。

綜上所述，采用方案a進(jìn)行焊接時(shí)橫梁的殘余應(yīng)力最小，方案b次之，方案c和方案d下的殘余應(yīng)力最大。采用方案a進(jìn)行焊接時(shí)，由于焊縫2的預(yù)熱和焊縫4的焊后熱處理效應(yīng)，使焊縫3的溫度下降速度較慢，故其殘余應(yīng)力最小。方案b以單個(gè)吸能盒中心進(jìn)行對(duì)稱焊接，相鄰焊縫的焊接熱循環(huán)所產(chǎn)生的預(yù)熱和焊后熱處理效應(yīng)比方案a小，故其殘余應(yīng)力比方案a大。而采用其余兩種分段對(duì)稱焊接方法，由于熱量不是很集中，前一道焊縫和后一道焊縫對(duì)焊縫3的影響甚微，故這兩種焊接順序的殘余應(yīng)力最大。

3.4 焊接順序?qū)附幼冃蔚挠绊?/h3>

表2為不同焊接順序下左右兩吸能盒間距的增加量。由表可見，方案a產(chǎn)生的焊接變形最大，方案d的次之，方案b和方案c的變形則明顯較小，但兩者間的差異甚微。由于方案a為單側(cè)連續(xù)環(huán)焊，熱量不斷集中作用于單側(cè)吸能盒，使焊接溫度不斷升高；此外，由于橫梁跨度較大，左右兩側(cè)吸能盒的焊接過(guò)程互不影響，無(wú)法產(chǎn)生預(yù)熱和焊后熱處理效應(yīng)。兩者都在一定程度上增加了橫梁的焊接變形，故方案a的焊接變形最大。方案d是以橫梁中心進(jìn)行分段對(duì)稱焊，即焊接時(shí)先在左吸能盒側(cè)完成一條焊縫，然后再對(duì)右側(cè)的對(duì)稱位置進(jìn)行焊接，如此往返直至完成全部焊接。由于采用該方案時(shí)相鄰焊縫之間的相互作用降低，使其焊接變形小于方案a。方案b和方案c是以吸能盒中心進(jìn)行對(duì)稱焊，前一道焊縫所產(chǎn)生的變形一部分被后一道焊縫的焊接過(guò)程所抵消，故其焊接變形明顯小于前兩種方案。

表2 不同焊接順序下吸能盒的收縮變形量

3.5 最優(yōu)焊接順序的選取

最優(yōu)焊接順序的選擇需要綜合考慮焊接殘余應(yīng)力和變形[13]。由于防撞梁與前縱梁采用螺栓連接，對(duì)防撞梁的尺寸精度要求較高，故將吸能盒間距的增加量作為選擇焊接順序的首要準(zhǔn)則。此外，前防撞梁為碰撞安全件，焊縫3處較大的殘余應(yīng)力容易導(dǎo)致橫梁與吸能盒在碰撞過(guò)程中撕裂[14]，故將焊縫3處的最大殘余應(yīng)力作為選擇焊接順序的第二準(zhǔn)則。由焊接變形結(jié)果可知，方案a和方案d的焊接變形較大，不符合要求，而方案c的殘余應(yīng)力明顯比方案b大，故方案b最優(yōu)，即以單側(cè)吸能盒為中心進(jìn)行相反對(duì)稱焊接在滿足裝配要求的同時(shí)，可明顯降低橫梁的殘余應(yīng)力。

4 結(jié)論

(1)汽車防撞梁在焊接過(guò)程中的最高溫度約比母材熔點(diǎn)高200℃。冷卻至室溫后，其焊接殘余應(yīng)力主要集中在吸能盒和橫梁的焊縫附近，最大值為273MPa。焊接變形主要表現(xiàn)為橫梁兩端吸能盒間距的增加，約2.05mm。

(2)采用方案a進(jìn)行焊接時(shí)的殘余應(yīng)力最小，方案b次之，方案c和方案d下的殘余應(yīng)力最大。焊接變形則是方案a最大，方案d次之，方案b和方案c的變形較小，但兩者的差異甚微。

(3)綜合考慮焊接殘余應(yīng)力和變形對(duì)裝配及結(jié)構(gòu)性能的影響，以單個(gè)吸能盒進(jìn)行相反方向分段對(duì)稱焊的方案b最優(yōu)，該方案在滿足裝配要求的情況下可有效降低殘余應(yīng)力。

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Numerical Simulation and Sequence Optimization on the Welding Process of Aluminum Alloy Vehicle Bumper

Guo Pengcheng1，2，Cao Shufen1，Yi Jie1，2＆Li Luoxing1，2
1.Hunan University，State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body，Changsha 410082；2.College of Mechanical and Vehicle Engineering，Hunan University，Changsha 410082

Based on nonlinear elastic-plastic finite element method，the temperature field and stress/strain field of a vehicle bumper with 6061-T6 aluminum alloy thin-walled structure during double pulsed MIG welding process are analyzed.For enhancing simulation accuracy，a double-ellipsoid heat-source model is adopted to describe the moving heat-source of MIG welding and the born and death element technique is employed to simulate weld filling process.The results show that the residual stress in bumper after welding is concentrated at the vicinity of energy-absorbing boxes and cross beam welds with a maximum value of 273 MPa，and the welding deformation is reflected in the distance between energy-absorbing boxes at both ends of cross beam being increased by 2.05mm.It is found by comparative analysis on residual stress distribution and deformation of bumper after welding with four different sequences that the optimal welding sequence is to weld the welds of two energy-absorbing boxes alone the length direction of bumper sequentially first and then weld the remained welds alone another direction，which can effectively reduce residual stress while meeting the requirements of bumper assembling.

aluminum alloy bumper；numerical simulation；welding stress；welding deformation；welding sequence

10.19562/j.chinasae.qcgc.2017.08.010

?國(guó)家科技重大專項(xiàng)(2014ZX0400207)和國(guó)家自然科學(xué)基金(51475156和U1664252)資助。

原稿收到日期為2016年6月12日，修改稿收到日期為2016年9月26日。

李落星，教授，博士生導(dǎo)師，E-mail:llxly2000＠163.com。