動力電池箱MIG焊的數(shù)值模擬及變形控制研究*

胥軍，鄧峰，蘇田，李剛炎

武漢理工大學機電工程學院，湖北武漢 430070

當前，純電動汽車已成為未來汽車工業(yè)發(fā)展的主流方向。動力電池系統(tǒng)是純電動汽車的核心單元［1］，主要由動力電池模組、冷卻模塊和電池管理模塊組成。系統(tǒng)的封裝及承載依賴結構尺寸大、散熱性能好的動力電池箱。由于動力電池箱布置于純電動汽車車身底板下方，所處環(huán)境十分惡劣，箱體的整體強度和防護等級直接關系著動力電池系統(tǒng)乃至整車安全。

為滿足輕量化設計要求，目前市場上主流的動力電池箱產品多由鋁合金型材經熔化極惰性氣體保護（MIG，melt inert-gas） 焊接加工而成。由于鋁型材熱膨脹系數(shù)大、熱傳導性能高且散熱速率快［2］，若采用的焊接工藝不當，極易因較大的焊接殘余應力引起箱體內壁嚴重變形，若箱壁內縮變形量超過工藝規(guī)范要求的2 mm，將嚴重影響后續(xù)吊耳與邊框側面的焊裝，為動力電池系統(tǒng)的安全運行帶來極大隱患。

為此，本文以采用6005A 鋁型材的850 型動力電池箱為例，采用數(shù)值模擬方法［3］對其MIG 焊接順序方向、焊接加工約束方案進行仿真分析，獲取多種候選方案、并以等效變形量均值最小為原則確定其中的優(yōu)選方案，通過實驗對優(yōu)選方案的應用效果進行驗證。

1 典型焊縫溫度場數(shù)值模擬

1.1 動力電池箱典型焊縫提取

850 型動力電池箱由短邊箱壁、長邊箱壁和底板焊接加工而成，其整體結構尺寸（1 900 mm×850 mm×92 mm） 較大，焊縫種類與數(shù)量較多。為有效利用焊接數(shù)值模擬方法優(yōu)化焊接工藝，需提取動力電池箱中具有獨特特征的典型焊縫，所提取的典型焊縫區(qū)域面積應大于焊接熱影響區(qū)面積。依據(jù)不同的焊縫路徑及焊縫焊接參數(shù)，提取三種典型焊縫如圖1 所示，分別為邊角焊縫（a）（包括邊角外側焊縫和邊角內側焊縫）、長邊焊縫（b）和短邊焊縫（c）。

圖1 典型焊縫的提取Fig. 1 Extraction of typical welds

1.2 焊接熱過程熱源模型及校核

移動熱源的熱輸入會使焊縫區(qū)域金屬熔化形成熔池。根據(jù)輸入能量與散失能量的關系［4］熔池可劃分為：前部的輸入能量大于散失能量，和后部的輸入熱量小于散失熱量的。在固定坐標系中，工件的熱傳導基本控制方程為

式中ρ為材料密度（kg/m3）；c為材料比熱容（J/（kg·K））；λ為材料熱導率（W/（m·K））；T為溫度（K）；t為時間（s）；-Q為內熱源強度（W/m3）。

由于所處的焊接環(huán)境為常溫，故設置動力電池箱溫度場數(shù)值模擬的初始條件為：工件溫度T=20 ℃，環(huán)境溫度T0=20 ℃。焊接過程中，工件與周圍環(huán)境存在著對流換熱和輻射換熱過程［5］，準確的換熱邊界條件對焊接冷卻過程甚至整個焊接過程的數(shù)值模擬至關重要。需經多次反復實驗，確定符合實際焊接的對流換熱系數(shù)h與輻射黑度ε分別為20 W/（m2·K） 和0. 6。

由于電弧移動速度的影響，電弧對工件輸入的熱流沿焊接路徑方向并非對稱分布，沿著焊接移動路徑，電弧前方熱輸入區(qū)域比后方的小，雙橢球熱源模型［6］符合該熱輸入規(guī)律。因此，本文選用雙橢球熱源模型，如圖2所示。但為使焊接熱源模型符合實際焊接熱源，需進行二次開發(fā)。

圖2 雙橢球熱源模型Fig. 2 Double ellipsoid heat source model

雙橢球熱源模型前、后兩部分的熱流分布函數(shù)為

式中a、b、cf、cr為熱源高斯參數(shù)；Q為熱源有效能量輸入且Q=ηUI；η為電弧熱效率；U為焊接電壓；I為焊接電流。雙橢球熱源模型前、后兩個部分的能量分配系數(shù)ff、fr滿足

采用熱電偶測溫法［7］，在焊接熱影響區(qū)預埋熱電偶得到實際熱循環(huán)曲線，將其與有限元軟件中的熱源模型進行對比分析，結果如圖3所示。由于實際熱循環(huán)曲線與熱源模型誤差較小，故可滿足仿真要求。通過熱源校核，得到3種典型焊縫的熱源模型參數(shù)如表1所示。

表1 熱源模型參數(shù)Table 1 Parameters of heat source model

圖3 典型焊縫熱循環(huán)曲線Fig. 3 Typical weld thermal cycle curves

1.3 典型焊縫溫度場數(shù)值模擬

利用SYSWELD 軟件進行焊接溫度場數(shù)值模擬前，先采用Hypermesh 軟件劃分箱體模型的有限元網格，再確定焊接材料性能參數(shù)。在SYSWELD 軟件自帶的材料數(shù)據(jù)庫中，沒有完全符合6005A鋁合金屬性的材料，為此需對SYSWELD 軟件的材料數(shù)據(jù)庫進行二次開發(fā)。6005A 鋁合金為Al-Mg-Si 系可熱處理強化鋁合金， 其成分組成參照GB/T 3190-2008［8］，將6005A 鋁合金的成分輸入到JMat-Pro （材料性能模擬軟件） 中，計算得到6005A 鋁合金的性能參數(shù)曲線如圖4所示。

圖4 6005A鋁合金性能參數(shù)曲線Fig. 4 Performance parameter curve of 6005A aluminum alloy

為提高收斂性與計算效率，在典型焊縫溫度場數(shù)值模擬時，采用可變時間步長設置，求解器依據(jù)計算過程中溫度梯度的大小自動調節(jié)時間步長。由于焊縫尺寸相對整體工件尺寸較小，建立典型焊縫熱過程有限元模型時，將焊縫截面設置為1/4或1/2圓。

由圖5可知，邊角焊縫初始熱量輸入無法使熔池溫度達到6005A鋁合金的熔點（607. 2 ～653 ℃），在實際焊接過程中焊接起始位置會產生未焊透缺陷，可在焊接起始階段適當減小焊接速度或增大焊接電流以避免其發(fā)生。長邊焊縫起始位置也會產生未焊透缺陷，當焊接位置到達長邊焊縫的中點時，焊縫最高溫度超過900 ℃，為避免長邊焊縫過度熱輸入造成的焊接缺陷，通常采用分段退焊法［9-10］，短邊焊縫存在與長邊焊縫類似缺陷。

圖5 焊縫溫度場分析圖Fig. 5 Weld temperature field analysis diagram

2 典型焊縫焊接順序方向優(yōu)化

2.1 焊接應力變形有限元分析邊界設置

在塑性變形階段，材料應力應變曲線為非線性，且整個應變過程會對應力狀態(tài)產生顯著影響。分析焊接應力應變時，采用塑性增量理論，以應力和應變增量為基礎，首先確定兩者間的本構關系，然后進行累積計算得到總應力應變。在彈性或塑性變形階段，材料應力應變關系為

式中［D］ 為彈性或彈塑性矩陣（與彈性模量E和泊松比μ相關），{C} 為與溫度相關的向量，T為溫度增量。

在SYSWELD 焊接有限元分析中，首先將溫度場計算結果以一系列載荷增量逐步加載到分析對象上，得到溫度增量下各節(jié)點位移增量{ dε}e，單元位移與單元應變滿足

式中［B］為聯(lián)系單元中應變與節(jié)點位移向量的矩陣。

各單元應變增量{dε}e可由式（5） 計算得出。然后，基于單元應變增量{ dε}e，由式（4） 可得各單元應力增量{dσ}e，從而得到焊接過程中的應力應變狀態(tài)，以及焊接結束后的焊接殘余應力分布情況。

2.2 典型焊縫焊接順序方向候選方案設計

焊接約束條件會影響焊接應力變形結果，對焊縫三點施加約束即可實現(xiàn)最小約束條件，既能保證計算收斂性，又能使約束條件對焊接應力變形的影響降至最低。在最小約束條件下，分析焊接順序方向對典型焊縫應力變形的影響，以降低焊接應力變形為目標，確定各典型焊縫焊接順序方向的優(yōu)選方案。

由于邊角焊縫長度較短但焊接路徑較為復雜，為保證動力電池箱邊角焊縫的氣密性等級，邊角焊縫采取如下兩種焊接順序方向候選方案；長、短邊焊縫長度較長但焊縫軌跡簡單，為避免長焊縫過度熱輸入造成的焊接應力變形，采用分段焊接方案，各典型焊縫候選方案如圖6所示。

圖6 典型焊縫候選方案Fig. 6 Candidate schemes for typical weld

2.3 典型焊縫焊接順序方向優(yōu)選方案的確定

根據(jù)典型焊縫的焊接順序方向候選方案，對各典型焊縫應力變形進行數(shù)值模擬，然后綜合對比分析每種焊縫的不同方案的焊后等效位移變形，以確定各典型焊縫焊接順序方向優(yōu)選方案，各焊縫變形趨勢如圖7所示。冷卻至室溫后，邊角焊縫方案2 最大變形量約0. 32 mm，與方案1 相比下降趨勢明顯；短邊焊縫方案2 和方案3 最大變形量與方案1 相比均有上升趨勢；長邊焊縫方案2 和方案3 最大變形量與方案1 相比均有下降趨勢，因此邊角焊縫選擇方案2，短邊焊縫選擇方案1，長邊焊縫選擇方案3。各方案焊接變形如表2所示。

表2 典型焊縫最大變形量Table 2 Maximum deformation of typical weld

圖7 方案1中典型焊縫變形Fig. 7 Deformation of typical weld in scheme 1

3 整體焊接順序方向及約束方案設計

3.1 整體焊接順序方向的候選方案

850 型動力電池箱共有8 條焊縫。若利用全排列確定整體焊接順序方向，候選方案將達約1 000萬種。為便于標識，將邊角焊縫編號為C1～C4，短邊焊縫編號為L1、L3，長邊焊縫編號為L2、L4。在原焊接方案中，焊接順序為：C1→C2→C3→C4→L1→L2→L3→L4，如圖8 所示；邊角焊縫焊接方向為從邊角外側向邊角內側焊接，長、短邊焊縫整體焊接方向如圖9所示。

圖8 整體焊接順序原方案Fig. 8 Original scheme of overall welding sequence

圖9 整體焊接方向Fig. 9 The overall direction of welding

由于邊角、短邊和長邊焊縫均呈對稱布置，基于焊縫特點和焊接工藝原則，遴選具有代表性的候選方案。確定候選方案時，采用以下原則：（1） 舍去具有對稱關系的方案；（2） 長、短邊焊縫易使邊角焊縫發(fā)生錯位，應先焊接邊角焊縫；（3） 避免焊接過程中收縮方向不同產生的應力和變形，平行焊縫采取同向焊接原則；（4） 為防止局部溫度過高，盡量避免長時間連續(xù)焊接。對各典型焊縫進行分段處理并對焊接順序方向進行優(yōu)化，得到整體焊接順序方向優(yōu)選方案。根據(jù)典型焊縫的焊接順序方向優(yōu)選方案及整體焊接順序方向候選方案確定原則，遴選得到6種整體焊接順序方向的候選方案如表3 所示。其中，方案1 到方案3選擇方向1，方案4到方案6選擇方向2。

表3 整體焊接順序候選方案Table 3 Candidate schemes for overall welding sequence

邊角焊縫焊接順序方向確定為C1→C2→C3→C4，且從邊角內側焊縫向邊角外側焊縫焊接。為模擬動力電池箱整體在無約束條件下的焊接變形，在整體焊接順序方向優(yōu)化時采用三點最小約束條件，示意如圖10所示。

圖10 動力電池箱最小約束Fig. 10 Minimum constraint of power battery enclosure

3.2 整體焊接順序方向優(yōu)選方案的確定

為獲取6種候選方案中的優(yōu)選方案，從動力電池箱整體模型中選擇3 個測量點如圖11 所示，測量點處的位移變形可有效反映箱體的彎曲變形程度。1、2 號測量點呈對稱關系，取1、2 號測量點焊后最大等效變形量的平均值-D，結合3 號測量點的最大等效變形量D，遴選出6 種候選方案中的優(yōu)選方案。6 種候選方案的1 號和2 號測量點焊后各方向最大變形量（Dx、Dy、Dz） 和最大等效變形量D的數(shù)值模擬結果如表4所示。

圖11 動力電池箱測量點分布Fig. 11 Distribution of measurement points on power battery enclosure

由表4 可知，3 號測量點主要變形為沿z軸方向變形，然后依次是沿y軸和x軸變形；候選方案中最大等效變形量D和最大等效變形量平均值-D最小均為方案5。因此，選取方案5 為整體焊接順序方向優(yōu)選方案，其變形云圖如圖12所示。

圖12 方案5變形云圖Fig. 12 Deformation cloud chart in scheme 5

表4 候選方案測量點變形數(shù)值模擬結果Table 4 Numerical simulation results of measurement point deformation in candidate schemes mm

將方案5與原方案整體變形量對比分析，結果如表5所示。方案5相較原方案，Dx和Dy均有上升趨勢， 但Dy上升趨勢小；Dx的上升趨勢雖達11. 9%，但變化量僅為0. 115 1 mm；對于最明顯的z方向變形Dz和最大等效變形量D，方案5 分別降低了28. 5%和24. 0%。

表5 方案5與原方案整體變形量對比Table 5 Comparison of the overall deformation between scheme 5 and the original scheme mm

3.3 整體焊接約束方案設計

整體焊接順序方向優(yōu)選方案5雖然能有效減少變形，但長邊箱壁最大變形約2. 62 mm 依然較大。為進一步控制動力電池箱整體變形，需在動力電池箱焊接過程中對相關部位進行約束。

初始約束為Z1～Z7 時，電池箱整體變形較大，首先在z方向添加約束，因距離長邊端點約1/4 處變形較大，故在此處添加約束Z8～Z9；按相同方法對x方向添加約束，在距離長邊端點3/8 處添加約束X1～X4；在y方向添加約束，在箱體短邊中點添加約束Y1、Y2。至此，動力電池箱體整體約束條件已確定，在整體焊接順序方向方案5的基礎上施加整體約束條件后，動力電池箱整體等效變形云圖和整體約束條件如圖13 所示，最大變形量為1. 009 mm。

圖13 最終約束條件Fig. 13 Final constraint conditions

4 實驗驗證

4.1 動力電池箱MIG焊實驗平臺的建立

MIG焊是一種成熟的焊接技術［11-12］，其通過全自動高頻率間斷送絲和數(shù)字化控制的脈沖式焊接電流實現(xiàn)無飛濺、低熱量輸入和高效快速地焊接，實驗所選用焊絲型號為ER4043。為檢驗動力電池箱整體焊接順序方向優(yōu)選方案及約束方案的合理性，在如圖14所示的工作站上進行實驗。

圖14 動力電池箱MIG焊工作站Fig. 14 MIG welding workstation for power battery enclosure

4.2 整體焊接順序方向與約束優(yōu)選方案驗證

為驗證該型動力電池箱在焊接順序方向及約束優(yōu)選方案下的變形控制效果，選擇如圖15 所示的重要結構尺寸進行測量，將整體焊接原方案與優(yōu)選方案的焊接變形數(shù)據(jù)進行對比，以驗證優(yōu)選方案的合理性。

圖15 中L為動力電池箱短邊箱壁頂部中點相對距離，W1、W2、W3 分別為長邊箱壁頂部1/4、1/2、3/4 長度位置。由表6 可知，整體焊接順序方向優(yōu)選方案相較于原方案長、短邊箱壁內縮變形量明顯減小，有效降低了動力電池箱箱壁的內縮變形，長邊箱壁最大內縮量為1. 2 mm，短邊箱壁最大內縮量為0. 9 mm。

圖15 動力電池箱結構尺寸測量位置Fig. 15 Measurement points of structure dimension of power battery enclosure

表6 原方案與優(yōu)選方案結果對比Table 6 Comparison of the original scheme and the optimal scheme

5 結 論

本文針對850 型動力電池箱，采用理論分析、數(shù)值模擬和實驗驗證的方法對其MIG 焊工藝進行了優(yōu)化研究。結論如下：

1） 使用瞬態(tài)溫度場數(shù)值模擬方法對典型焊縫焊接順序進行優(yōu)化，得到典型焊縫焊接順序方向優(yōu)選方案，相較于原方案邊角焊縫焊接變形減小56. 8%，長邊焊縫變形減小6. 5%。

2） 基于典型焊縫的焊接順序方向優(yōu)選方案，對動力電池箱整體焊接順序進行優(yōu)化，得到的整體焊接順序方向優(yōu)選方案使箱體最大變形量減小24%。

3） 基于整體焊接順序方向優(yōu)選方案，確定了動力電池箱焊接約束條件，有效降低了動力電池箱變形，長、短邊箱壁最大內縮量分別減小至1. 2 mm、0. 9 mm。相較于原方案使長邊箱壁內縮減小52%以上，短邊箱壁內縮減小25%。