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1、铝合金汽车前防撞梁焊接过程的数值仿真与顺序优化郭鹏程;曹淑芬;易杰;李落星【摘要】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 accur
2、acy, a doubleellipsoid heat-source model is adopted to de-scribe the moving heatsource 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-abs
3、orbing 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 bum
4、per after welding with four dif-ferent sequences that the optimal welding sequence is to weld the welds of two energyabsorbing 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 me
5、eting the requirements of bumper assembling.%基于非线性弹塑性有限元方法，对6061-T6铝合金薄壁结构的汽车 前防撞梁双脉冲MIG焊接过程温度场和应力应变场进行模拟分析为提高模拟精度, 采用双椭球热源模型描述移动的MIG焊接热源,并运用生死单元技术模拟焊丝的填 充过程.结果表明,防撞梁焊后残余应力主要集中在吸能盒和横梁的焊缝附近,其最大 值为273MPa,焊接变形主要表现为横梁两端吸能盒间距增加约2.05mm.通过4种 不同焊接顺序下防撞梁焊后残余应力分布和变形的对比分析,发现先依次焊接两个 吸能盒沿防撞梁长度方向的焊缝,再焊接另一反向其余焊缝的焊
6、接顺序效果最优,该 方案在满足装配要求的情况下可有效降低残余应力.期刊名称】汽车工程年(卷),期】2017(039)008【总页数】7页(P915-921) 【关键词】 铝合金焊接防撞梁;数值模拟;焊接应力;焊接变形;焊接顺序【作 者】 郭鹏程;曹淑芬;易杰;李落星【作者单位】 湖南大学,汽车车身先进设计制造国家重点实验室,长沙 410082;湖南 大学机械与运载工程学院,长沙 410082;湖南大学,汽车车身先进设计制造国家重点 实验室,长沙 410082;湖南大学,汽车车身先进设计制造国家重点实验室,长沙 410082;湖南大学机械与运载工程学院,长沙 410082;湖南大学,汽车车身先进
7、设计 制造国家重点实验室,长沙 410082;湖南大学机械与运载工程学院,长沙 410082【正文语种】 中 文防撞梁作为汽车车身安全结构的重要部件，在低速碰撞时通过承载和吸能的双重作 用，保护汽车前纵梁等其它零部件和驾乘人员的安全。铝合金是实现汽车轻量化最 理想的结构材料，在满足汽车安全性能要求的同时能有效实现汽车的轻量化。研究 表明:铝合金汽车防撞梁与传统钢制件相比，不仅质量可减轻40% 70%，而且还 能大幅提高其在碰撞过程中所吸收的能量12。汽车防撞梁总成一般由防撞横梁 和左右两个吸能盒元件焊接组成。为获得高品质的铝合金焊缝，并有效控制防撞梁 的焊接变形，本文中采用双脉冲MIG焊对薄板
8、防撞梁结构进行焊接。该方法能有 效控制热输入量，在得到漂亮的鱼鳞状焊缝外观的同时，提高了焊接接头的综合性 能3。铝合金的比热容、热传导系数和线膨胀系数较大，使由铝合金薄壁空腔结构组成的 防撞梁经焊接局部快速加热和冷却后容易产生较大的局部应力和变形。这在很大程 度上影响了铝合金防撞梁的质量和精度4。此外，防撞梁总成的焊缝较多，焊接 顺序不合理会在一定程度上加剧焊接残余应力和变形。研究表明:对于多焊缝的焊 接结构件，优化焊接顺序可有效降低焊接残余应力和变形。由于实际焊接过程复杂， 且复杂结构件的焊接试验成本较高，国内外学者已开始采用有限元数值模拟手段模 拟复杂结构焊接过程中温度场和应力应变场的变化
9、过程，从而有效地预测焊后接头 整体应力分布和变形，通过优化焊接顺序获得最优的焊接工艺。目前，该方法已在 焊接研究和设计领域得到了广泛应用。文献5中采用有限元数值模拟方法研究 9 种不同焊接顺序对薄壁八边形管-板焊接接头残余应力的影响，结果表明，焊缝及 其附近存在的初始残余应力并不影响最终残余应力的分布，而采用分步焊结合对称 焊接的顺序则可有效降低接头的残余应力。文献6中通过对两个圆形管 V 型接头 分段对接TIG焊进行模拟与实验研究，获得了最优的焊接顺序，有效地减少了焊 接残余应力和变形。截至目前，虽然已有焊接顺序优化仿真相关的报道，但其焊接结构相对简单，且主 要是研究焊接顺序对板和圆形结构的
10、焊接应力和变形的影响，而有关长型材两端环 焊结构仿真和焊接顺序优化的研究则鲜有报道。本文中基于热弹塑性有限元技术， 采用有限元数值模拟分析汽车防撞梁两端头吸能盒的环焊过程，获得残余应力分布 和整体变形情况，通过研究4种典型焊接顺序下防撞梁的焊接残余应力和变形， 优化防撞梁的焊接顺序，从而有效地控制焊接应力和变形，为焊接变形较大的长型 材端头环焊结构的焊接优化提供依据。某汽车前防撞横梁总成的整体结构及横梁和吸能盒型材截面尺寸如图1(a)所示。 防撞梁总成由横梁和左右两个吸能盒元件通过双脉冲MIG焊接而成，型材厚度均 为2mm。横梁采用截面尺寸为100mmx30mm,长为1 100mm的“目”字形
11、 挤压型材。吸能盒截面较为复杂，在仿真分析中将其简化为80mmx70mm的方 形薄壁型材。由于本文中主要目的是优化焊接顺序，这种简化虽会使吸能盒的刚度 略有降低，但前防撞梁总成的焊接变形主要集中在防撞横梁，故该简化对优化结果 的影响可以忽略。焊接采用沿吸能盒边缘的环形满焊，汽车防撞梁总成的焊缝长度 为600mm，共8条焊缝。根据汽车防撞梁的实际尺寸，建立三维有限元模型，如 图1(b)所示。为同时兼顾计算精度和计算效率，温度梯度较大的焊缝和近缝区的 网格单元取较小的尺寸2mmx2mmx2mm,而远离吸能盒区域的单元尺寸逐渐 增大。温度场模拟时采用8节点DC3D8热单元，应力应变模拟时采用C3D8
12、R结 构单元。熔化极氩弧焊，由于电弧冲力效应较大，常采用双椭球热源分布函数进行描述，该 模型能较灵活地处理电弧挺度对焊接过程的影响刀。仿真初始温度为30工， 6061 - T6铝合金自由表面换热系数与温度的关系详见文献8。温度场模拟时， 采用生死单元技术9和移动热源来模拟焊丝的填充和移动过程。单元生死的控制 可通过ABAQUS中model change功能来实现。温度场计算完成后，将每个节 点的温度以数据文件形式输出，并将其作为边界条件导入应力应变场的计算求解中 焊接时，横梁两端的吸能盒完全限制了其所有自由度。横梁左右两侧受到夹具 2kN的向下夹紧力，其边界条件如图2所示。焊接完成30s后撤除
13、边界条件的作 用，以模拟从夹具上撤离后防撞梁在空气中的自由冷却过程。采用双脉冲MIG焊接方法对铝合金防撞梁进行焊接，防撞横梁和吸能盒均为 2mm厚的6061 - T6铝合金薄板型材，选用直径为1.2mm的ER5356铝合金焊 丝作为熔化电极。焊接型材与焊丝的化学成分和力学性能参考文献10。焊接过程 中，焊丝的干伸长度为17mm，保护气体为99.999%的氩气，气流量为25L/min , 双脉冲MIG焊的具体工艺参数如表1所示。图3为铝合金防撞梁焊接结构实物图， 其中焊缝整体成形漂亮，表面的鱼鳞纹清晰流畅、美观规则，且焊缝与两侧母材熔 合较好，说明该焊接参数合理、可靠。为验证汽车铝合金防撞梁双脉
14、冲MIG焊接模拟的准确性，对相同焊接参数下的等 厚薄壁T型接头的双脉冲MIG焊接过程温度和残余应力进行了仿真和实验测试， 结果如图 4 所示。由图可知，实验测试结果与仿真分析结果基本吻合，变化趋势 基本一致，表明仿真模型准确、可靠。汽车前防撞横梁与吸能盒采用沿吸能盒边缘的环状满焊，共 8 条焊缝，分别用数 字进行编号，同时在焊缝端点用字母做标记以区分焊缝方向。焊缝分布和编号如图5 所示。根据公司要求，选择其中 4 种焊接顺序进行研究，其焊接顺序方案如下: 其中，方案 a 为连续环状焊接顺序，即先将左侧吸能盒连续焊接完成之后，再对 右侧吸能盒进行连续焊接，其它3 种方案均采用分段焊，且具有一定的
15、对称性。方案b和方案c的焊接顺序相对于单个吸能盒对称，只是焊接方向不同，而方案 d 则是相对于横梁中心进行对称焊接。图6为采用方案a进行焊接仿真得到的温度场分布云图。由图6(a)可见，第4条 焊缝的最高温度为862工，约超过母材金属熔点200工，且靠近吸能盒边缘的热 源区域温度梯度较大，等温线分布较为密集，而远离热源区域的等温线较为稀疏， 符合焊接温度场分布的一般规律。由图6(b)可见，本焊接顺序下不同焊缝的焊接 温度场分布基本相同，仅峰值温度相差约34工。焊接完成并冷却30s后，焊缝最 高温度已降至150C;继续冷却至1 000s后，防撞梁的最高温度已下降至40C, 绝大部分区域已基本恢复至
16、室温。图7为采用方案a焊接过程仿真得到的应力分布云图。由图7(a)可见，焊接第4 条焊缝时，熔池周边金属受到较大的热应力，其值为313MPa ,超过母材金属的 屈服强度。这是由于铝合金具有良好的导热性和较大的线膨胀系数，焊接时受热急 剧膨胀，使焊缝内部产生了一定大小的压缩塑性变形。焊接第 8 条焊缝时，由于 其温度场与第4 条焊缝基本相同，使两者的最大焊接热应力和分布均相差不大。冷却后，该压缩塑性变形仍然存在，故该处的残余应力最大。焊接冷却30s时， 由于吸能盒的自由度全部被约束，使吸能盒的焊接应力最大，如图7(c)所示。当 构件从焊接夹具上取下时，由于吸能盒的约束被释放，故焊接残余应力明显降低。 继续冷却至室温，防撞梁的焊接残余应力分布主要集中在焊缝附近的吸能盒和横梁 区域，其应力值为273MPa，接近母材金属的屈服强度，这主要是因为横梁和吸 能盒角焊缝处的液态金属冷却收缩较快，造成焊缝附近应力值最大。此外，其它焊 缝附近的金属可以自由变形，而
