鋁合金車體搭接塞焊結(jié)構(gòu)有限元建模方法研究

劉 沛, 米彩盈

(西南交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 成都 610031)

目前，城市軌道車輛多為整體承載式鋁合金車體，且載客量較大，故為了使其底架具有足夠的承載強(qiáng)度，用整體式地板代替了原有的分段斷開(kāi)式地板，采用搭接塞焊結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)底架枕梁、牽引梁與整體式地板的連接。由于塞焊孔有成百上千個(gè)，因此，建立搭接塞焊的全實(shí)體單元、接觸傳力的有限元模型，對(duì)該類車體結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)度計(jì)算的難度較大。文中建立了6種搭接塞焊結(jié)構(gòu)的簡(jiǎn)化有限元模型，并與全實(shí)體有限元模型進(jìn)行了比較分析。在此基礎(chǔ)上提出了采用點(diǎn)焊集對(duì)搭接塞焊結(jié)構(gòu)進(jìn)行離散的方法，結(jié)合ANSYS的APDL語(yǔ)言，給出點(diǎn)焊集自動(dòng)化建模的源代碼，并運(yùn)用該方法完成了某具有搭接塞焊結(jié)構(gòu)的鋁合金車體靜強(qiáng)度校核。

1 搭接塞焊結(jié)構(gòu)的模擬方法對(duì)比

1.1 模型介紹

在工程實(shí)際焊接結(jié)構(gòu)中，搭接補(bǔ)強(qiáng)板除正常焊接連接外，還會(huì)采用塞焊來(lái)鞏固連接關(guān)系和防止出現(xiàn)局部失穩(wěn)。選取了如圖1所示的搭接結(jié)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算分析。該結(jié)構(gòu)由兩塊鋁合金材料組成，其中型材基本尺寸為630×240×60 mm，焊接表面厚度為3 mm，板材基本尺寸為565 mm×105 mm，厚度為5 mm，上板與型材之間通過(guò)正面和側(cè)面聯(lián)合搭接焊縫進(jìn)行連接，并根據(jù)美國(guó)AWS D1.2/D1.2M—2014[1]標(biāo)準(zhǔn)，確定出該搭接塞焊結(jié)構(gòu)宜采用槽焊縫，其塞焊槽孔自身尺寸與相對(duì)位置尺寸均符合該標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定。選用模型機(jī)械性能見(jiàn)表1。

圖1 雙層聯(lián)合搭接焊縫結(jié)構(gòu)三維模型

項(xiàng)目材料厚度/mm密度/(g·cm-3)彈性模量/MPa 泊松比屈服強(qiáng)度/MPa型材AW6005-T62/3/52.77×1040.3215上板AW6082-T652.77×1040.3260焊縫AW6005-T6-2.77×1040.3125

利用ANSYS14.5軟件，先建立全實(shí)體單元FE模型，如圖2所示，再將搭接塞焊結(jié)構(gòu)離散成如圖3所示的6種FE簡(jiǎn)化模型，為比較在各種模擬方法下槽焊縫處的應(yīng)力差異，選取圖2中槽焊縫及其周圍區(qū)域節(jié)點(diǎn)的von_Mises應(yīng)力為對(duì)比量，(對(duì)比量從上往下節(jié)點(diǎn)編號(hào)是1～45)并以全實(shí)體單元模型的FE仿真結(jié)果為參照，綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算效率兩個(gè)重要因素，確定出較適合工程實(shí)踐的搭接塞焊結(jié)構(gòu)的簡(jiǎn)化模型。其中，圖3(a)所示的模型全部采用殼單元，槽焊縫簡(jiǎn)化為一段厚度為塞焊槽寬一半的殼單元來(lái)連接上板與型材；圖3(b)所示的模型中，槽焊縫為實(shí)體單元，其余均為殼單元，且實(shí)體單元與殼單元之間直接進(jìn)行節(jié)點(diǎn)耦合；圖3(c)所示的模型中，塞焊區(qū)域的焊縫與鋁合金均處理成實(shí)體單元，其余區(qū)域均為殼單元，且兩種單元之間通過(guò)RBE2剛性單元來(lái)連接；圖3(d)所示的模型中，采用主節(jié)點(diǎn)附微小質(zhì)量單元的RBE2剛性單元模擬槽焊縫將上板與型材連接；圖3(e)所示的模型中，采用Surface-Based Constraints法將上板與型材進(jìn)行連接，該方法是一種特殊的MPC算法，用柔性梁?jiǎn)卧狟eam188模擬槽焊縫，定義一個(gè)目標(biāo)單元PILOT(位于梁?jiǎn)卧亩它c(diǎn))和一組接觸單元CONTA175(位于殼單元節(jié)點(diǎn))并設(shè)置相應(yīng)的單元選項(xiàng)和實(shí)常數(shù)，來(lái)實(shí)現(xiàn)上板與型材在塞焊區(qū)域的連接關(guān)系；圖3f所示的模型中，采用點(diǎn)焊集的方法，其實(shí)質(zhì)為通過(guò)梁?jiǎn)卧?MPC184或Beam188)和兩個(gè)點(diǎn)面MPC接觸對(duì)進(jìn)行上板與型材在塞焊區(qū)域的連接。

圖2 搭接塞焊結(jié)構(gòu)實(shí)體單元 有限元模型及對(duì)比量位置

綜合上述，模擬該塞焊結(jié)構(gòu)的FE模型有如下幾種[2]：

(a)槽焊縫簡(jiǎn)化為一段厚度為塞焊槽寬一半的殼單元來(lái)連接上板與型材；

(b)槽焊縫為實(shí)體單元，其余均為殼單元，且實(shí)體單元與殼單元之間直接進(jìn)行節(jié)點(diǎn)耦合；

保護(hù)竹林資源，相關(guān)的科學(xué)研究工作要擴(kuò)大范圍、擴(kuò)寬領(lǐng)域。除以上討論的方面外，還應(yīng)加強(qiáng)例如生理生態(tài)、基因提取[40]、竹類植物造景[41]等方面的研究，用嚴(yán)謹(jǐn)、先進(jìn)的科學(xué)研究為竹林的發(fā)展提供科學(xué)的理論依據(jù)。

(c)塞焊區(qū)域通過(guò)RBE2剛性單元來(lái)連接的體-殼混合模型；

(d)主節(jié)點(diǎn)附微小質(zhì)量單元的RBE2剛性單元模擬槽焊縫的殼單元模型；

(e)Surface-Based Constraints法模型；

(f)點(diǎn)焊集模擬塞焊模型。

圖3 塞焊模擬的對(duì)比模型組成

1.2 載荷工況與仿真計(jì)算

雙層聯(lián)合搭接塞焊結(jié)構(gòu)在實(shí)際工程應(yīng)用中，主要受到與焊縫垂直方向的拉伸和壓縮以及與焊縫方向平行的剪切力，如圖4所示。在忽略焊接殘余應(yīng)力的情況下，僅對(duì)該焊接結(jié)構(gòu)進(jìn)行應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算。對(duì)比分析的載荷工況及相應(yīng)載荷大小見(jiàn)表2。

圖4 雙層聯(lián)合搭接塞焊結(jié)構(gòu)加載示意圖

載荷工況載荷值/kN作用位置約束拉伸6×2上板加載座型材兩端壓縮8×2上板加載座型材兩端剪切15上板加載座型材兩端

1.3 對(duì)比分析結(jié)果

在表2所示的載荷作用下，通過(guò)對(duì)所選對(duì)比節(jié)點(diǎn)的von_Mises應(yīng)力比較分析，6種對(duì)比FE模型與實(shí)體單元FE模型的von_Mises應(yīng)力與計(jì)算相對(duì)誤差如圖5～圖7所示，圖8為7種模型從建模到完成計(jì)算耗時(shí)對(duì)比。由圖可知，在遠(yuǎn)離塞焊孔區(qū)域，各對(duì)比模型的應(yīng)力水平與實(shí)體單元模型相差不大，相對(duì)誤差在10%以內(nèi)。在塞焊孔區(qū)域，模型a和模型b的計(jì)算結(jié)果在塞焊孔邊緣有突變，這是由于模型a在塞焊孔邊緣的一層連接殼增加了強(qiáng)度使應(yīng)力減小，模型b體、殼單元直接耦合自由度不匹配使應(yīng)力增加引起的；模型c由于是體-殼混合(RBE2連接)，其在塞焊區(qū)域采用了實(shí)體單元，計(jì)算結(jié)果與全實(shí)體單元模型較為接近，但該方法要建立大量的RBE2單元，耗時(shí)較大；模型d建模較為簡(jiǎn)便，但在塞焊孔區(qū)域的應(yīng)力為零，這是由于將塞焊區(qū)域模擬成剛性區(qū)域所致，模型e和模型f的計(jì)算結(jié)果趨勢(shì)與實(shí)體單元模型接近，但在塞焊孔區(qū)域相對(duì)誤差漸增，這是由于點(diǎn)面接觸產(chǎn)生的約束方程使得塞焊區(qū)域節(jié)點(diǎn)位移與實(shí)體單元模型有差異，模型e建模效率遠(yuǎn)低于模型f，模型f的計(jì)算結(jié)果則更接近于實(shí)體單元模型，這是由于模型f的點(diǎn)焊集所包含的目標(biāo)單元是覆蓋于塞焊區(qū)域殼單元的3D TARGE170單元，而模型e的接觸單元CONTA175僅是依附于塞焊區(qū)域節(jié)點(diǎn)的1D單元。因此，在綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算效率的前提下，點(diǎn)焊集簡(jiǎn)化模型在工程實(shí)踐中較為適用。

圖5 拉伸載荷下節(jié)點(diǎn)von_Mises應(yīng)力與計(jì)算相對(duì)誤差對(duì)比

圖6 壓縮載荷下節(jié)點(diǎn)von_Mises應(yīng)力與計(jì)算相對(duì)誤差對(duì)比

圖7 剪切載荷下節(jié)點(diǎn)von_Mises應(yīng)力與計(jì)算相對(duì)誤差對(duì)比

圖8 有限元模型建模與計(jì)算效率對(duì)比

2 塞焊結(jié)構(gòu)點(diǎn)焊集模擬方法的深度剖析及其程序化建模

在ANSYS中定義的每個(gè)點(diǎn)焊集，至少包含1個(gè)梁?jiǎn)卧?個(gè)點(diǎn)面MPC接觸對(duì)，該點(diǎn)面接觸對(duì)是由點(diǎn)焊節(jié)點(diǎn)和被焊面形成的接觸對(duì)，即每個(gè)接觸對(duì)中只有1個(gè)接觸單元CONTA175位于點(diǎn)焊節(jié)點(diǎn)上，目標(biāo)單元為覆于3D實(shí)體單元或殼單元的TARGE170單元，它們是由落入搜索半徑之內(nèi)的被焊面節(jié)點(diǎn)形成[3]。每個(gè)點(diǎn)面接觸對(duì)創(chuàng)建6個(gè)約束方程，連接被焊面的梁?jiǎn)卧蛇x擇剛性梁?jiǎn)卧蛉嵝粤簡(jiǎn)卧?，并且可以向點(diǎn)焊基集添加多個(gè)被焊面以模擬多層板焊接。點(diǎn)焊集實(shí)現(xiàn)塞焊連接的構(gòu)成如圖9所示。

由于塞焊在車輛結(jié)構(gòu)中往往以批量存在的，故為了提高對(duì)該類結(jié)構(gòu)的建模速率及準(zhǔn)確性，利用ANSYS的APDL語(yǔ)言編寫具有通用性的MAC文件，其部分關(guān)鍵源代碼如下[4]：

CMSEL,S,N-SpotWeld

*GET,NMIN,NODE,,NUM,MIN

*GET,NMAX,NODE,,NUM,MAX

* GET,NNUM,NODE,0,COUNT !提取點(diǎn)焊節(jié)點(diǎn)編號(hào)信息

…

CCCC(1)=NMIN

*DO,i,2, NNUM,1

CCCC(i)=NDNEXT(CCCC(i-1))

*END DO !將全部點(diǎn)焊節(jié)點(diǎn)編號(hào)讀入數(shù)組“CCCC”

…

*DO,j,1, NNUM,1

SWGEN,SW%j%,12,N-TOP,N-BOTTOM,CCCC(j),0,10, , , , , ,

*END DO !創(chuàng)建點(diǎn)焊半徑和搜索半徑分別為12 mm和10 mm的點(diǎn)焊集

圖9 點(diǎn)焊集構(gòu)成圖

3 實(shí)踐應(yīng)用

3.1 模型簡(jiǎn)介

某鋁合金車體底架結(jié)構(gòu)的枕梁和牽引梁與地板之間是通過(guò)搭接塞焊結(jié)構(gòu)連接為一個(gè)整體。根據(jù)歐洲EN 12663-1—2010[4]標(biāo)準(zhǔn)完成對(duì)車體的靜強(qiáng)度分析。現(xiàn)車體靜強(qiáng)度分析為例，其有限元模型如圖10所示，車體底架有搭接塞焊結(jié)構(gòu)有4處，共306個(gè)塞焊孔，應(yīng)用點(diǎn)焊集的方法模擬底架的搭接塞焊結(jié)構(gòu)，進(jìn)而對(duì)整個(gè)車體進(jìn)行離散化。車體有限元模型由1 344 556個(gè)節(jié)點(diǎn)和1 616 015個(gè)單元組成，其中殼單元1 508 376個(gè)，實(shí)體單元3 629個(gè)，BEAm188單元312個(gè)，質(zhì)量單元101 092個(gè)，三維彈簧單元240個(gè)，MPC184剛性梁?jiǎn)卧?06個(gè)，CONTA175接觸單元612個(gè)，TARGE170目標(biāo)單元2448個(gè)。

3.2 加載求解

該組車體設(shè)計(jì)載荷主要按EN 12663-1—2010[5]標(biāo)準(zhǔn)執(zhí)行。根據(jù)該標(biāo)準(zhǔn)，應(yīng)將車輛歸類為P-III型，并結(jié)合實(shí)際運(yùn)營(yíng)情況對(duì)該車體靜強(qiáng)度分析設(shè)計(jì)了37個(gè)載荷工況，且確定出每個(gè)載荷工況的載荷值。由于底架搭接塞焊結(jié)構(gòu)主要起連接枕梁和牽引梁與地板的作用，應(yīng)當(dāng)具備較強(qiáng)的抗剪切能力來(lái)傳遞縱向力，故此處選取最典型的縱向壓縮工況進(jìn)行分析說(shuō)明，該載荷工況說(shuō)明見(jiàn)表3。

圖10 T1車車體有限元模型

載荷類別載荷值載荷作用位置約束縱向壓縮載荷800 kN(縱向)車鉤處1(m1+m4)g(垂向)全局重力加速度轉(zhuǎn)向架二系懸掛系統(tǒng)

3.3 分析說(shuō)明

采用有限元軟件ANSYS14.5對(duì)車體縱向壓縮載荷工況進(jìn)行仿真計(jì)算，車體結(jié)構(gòu)TOP面和BOTTOM面的最大von_Mises應(yīng)力分別為166.66 MPa和161.21 MPa，均位于II位端牽引梁母材區(qū)域，其整體von_Mises應(yīng)力分布如圖11和圖12所示。最大von_Mises應(yīng)力均小于該處結(jié)構(gòu)制造材料AW6082-T6的許用應(yīng)力值260 MPa，底架牽引梁和枕梁與地板之間的搭接塞焊結(jié)構(gòu)處的最大von_Mises應(yīng)力為106.87 MPa，小于底架搭接塞焊結(jié)構(gòu)材料的許用應(yīng)力，其von_Mises應(yīng)力分布如圖13所示，然后按不同的材料特性逐步校核整車的von_Mises應(yīng)力。經(jīng)檢驗(yàn)，整車各個(gè)結(jié)構(gòu)的von_Mises應(yīng)力均小于該處材料許用應(yīng)力值，整車車體在該縱向壓縮載荷工況下滿足靜強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

圖11 車體TOP面的von_Mises應(yīng)力分布

圖12 車體BOTTOM面的von_Mises應(yīng)力分布

圖13 搭接塞焊結(jié)構(gòu)1的 von_Mises應(yīng)力分布

4 結(jié)束語(yǔ)

以滿足計(jì)算精度為前提，以提高有限元模型的建模與計(jì)算效率為目的，提出6種搭接塞焊結(jié)構(gòu)的簡(jiǎn)化有限元模型，并分別對(duì)其進(jìn)行了對(duì)比分析，得出了采用點(diǎn)焊集對(duì)塞焊結(jié)構(gòu)進(jìn)行離散的方法，并深度剖析了點(diǎn)焊集的連接機(jī)理，利用ANSYS的APDL語(yǔ)言，給出了點(diǎn)焊集自動(dòng)化建模的源程序，以提高建模速度和準(zhǔn)確性，結(jié)合該方法完成了某底架具有搭接塞焊結(jié)構(gòu)的車體的靜強(qiáng)度分析。綜合分析，可以得出以下結(jié)論：

(1)使用該方法對(duì)搭接塞焊結(jié)構(gòu)進(jìn)行離散化時(shí)，點(diǎn)焊集模擬的塞焊結(jié)構(gòu)的在遠(yuǎn)離塞焊孔中心區(qū)域應(yīng)力水平略高于實(shí)體單元模型，但在塞焊區(qū)域，受拉或壓時(shí)略低于實(shí)體單元模型，受剪時(shí)略高于實(shí)體單元模型。

(2)點(diǎn)焊集APDL語(yǔ)言的程序化建模，既節(jié)省了建模時(shí)間，又提高了建模準(zhǔn)確性，避免了人為錯(cuò)誤。

(3)在對(duì)大型搭接塞焊結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)度分析時(shí)，在保證其計(jì)算精度的前提下，采用文中方法可顯著提高FE建模和仿真分析效率。