基于ANSYS的MV3車輪焊接變形分析

黃清健+吳圣川+喻程+羅大兵

作者簡介： 黃清健(1989—)，男，四川瀘縣人，碩士研究生，研究方向為現代設計理論與方法，(Email)qingjian321@foxmail.com;

吳圣川(1979—)，男，山東東明人，副教授，博士，研究方向為焊接結構疲勞斷裂，(Email)wushengchuan@gmail.com0引言

車輪是汽車的重要運動受力部件和安全部件之一.在汽車行駛過程中，車輪承受著拉、壓、彎、剪和扭轉等交變應力，因此對車輪的制造精度要求十分嚴格.車輪主要由輪輞和輪輻組成.目前，在國內鋼制車輪生產中，各類車輪合成大多采用焊接方法.［1］其中，輪輞和輪輻焊接的環焊縫收縮變形會造成輪輻底面向外凸起，引起制動鼓內摩擦面的歪扭和搖擺，慢剎車時會造成制動扭矩變動.［2］因此，對輪輞和輪輻焊接變形的有限元分析研究對保證汽車安全行駛具有重要的現實意義.

在激烈的市場競爭和巨大的工業需求環境推動下，焊接技術向著復合熱源焊接技術和多絲及帶極高速焊接技術方向發展.［3］雙絲焊因具有焊接速度快、焊絲熔敷率高和焊縫質量好等優點，近年來在實際生產中具有良好的應用.［4］

隨著計算機技術的快速發展和普及，有限元法從結構工程強度分析計算迅速擴展到幾乎所有科學技術領域，成為一種應用廣泛且實用高效的數值分析方法［5］，被廣泛應用于焊接熱傳導、熱彈塑性應力和變形分析以及焊接結構的斷裂力學分析等.［6］ANSYS強大的熱結構耦合及瞬態、非線性分析能力使其在焊接模擬技術中具有廣闊的應用前景［7］，因此本文基于ANSYS采用單絲MAG焊和雙絲MAG焊2種焊接方法對MV3型汽車輪輞和輪輻的焊接進行仿真分析;每種焊接方法又分2種不同焊接工藝.仿真得到焊接結構的溫度場、溫度梯度場、等效應力場和焊接結構的變形等，通過對結果進行分析得到一種優化的焊接方案.

1分析模型

分析模型主要包括幾何模型、有限元計算模型和焊接熱源模型等.考慮到該結構為典型的回轉體，故取其1/4作為分析模型.

1.1幾何模型

為利于網格劃分和保證單元質量，根據輪輻和輪輞尺寸，選擇直接在ANSYS中建立CAD模型.

1.2有限元模型

結構上的倒角特征不但會使有限元分析的網格數目急劇增加，而且會增大計算規模.根據有限元基本理論，在建模時可以忽略對求解過程影響巨大而對分析結果影響不大的小特征.溫度場分析采用高精度的六面體SOLID 70單元；變形分析使用對應的高精度SOLID 45單元，每個節點上共有x，y和z等3個方向的自由度.因焊接瞬態溫度場直接決定殘余應力應變場大小和演變規律，而殘余應力應變場卻對溫度場的影響甚微，因此采用熱結構分析中的間接耦合分析技術.此外，為保證分析的準確性，又便于精確施加單絲和雙絲焊接熱源，采用全六面體單元劃分模型網格，共有43 122個單元，33 980個節點，101 940個自由度.

為評估焊后輪輻的變形，分別在A面（yz平面）上取節點12550和13132，在B面（x=－12 mm處平面）上取節點14520和16188，僅研究感興趣的x方向位移.采樣點4374和4395分別位于焊縫內側和外側，采樣點19454處于輪輞上，采樣點10648和10646位于距焊縫一定距離的輪輻上，見圖1.

注:x軸與車輪軸線重合，垂直于輪輻，坐標原點位于輪輻A面中心

圖 1計算模型和數據樣本點位置

Fig.1Calculation model and location of data sample points

1.3熱源模型

焊接方法不同，熱源模型也不一樣，并會直接導致完全不同的溫度場和變形.目前發展的熱源模型有：點熱源模型、線熱源模型、面熱源模型、高斯熱源模型、雙橢球形熱源模型和廣義雙橢球形熱源模型等.

對于MAG焊，采用能更精準模擬真實焊接溫度場的雙橢球形熱源模型.［8］對于中厚板雙絲焊，雙橢球形熱源模型更接近實際焊接情況.［9］采用2個雙橢球形熱源疊加模擬雙絲焊的能量分布，并以時間滯后的形式再現真實雙絲焊的空間熱源布局.雙橢球形熱源分布為qx,y,z=63Qabcππexp－3x2a2?

exp－3y2b2exp－3z2c2式中：Q=ηUI，其中，η為熱效率，U為焊接電壓（單位為V），I為焊接電流（單位為A）；a，b和c為橢球形狀參數，其具體數值因焊接方法而異.因x坐標始終不變，所以焊接速度v和時間t可通過y和z的變化引入.

2分析參數

2.1材料特性參數

進行焊接溫度場分析必須確定的熱物理性能參數有：導熱系數、傳熱系數、密度、比熱容、熔點和焊件的初始溫度等.應力應變場模擬必須要確定的熱物理性能參數有：泊松比、彈性模量、熱膨脹系數、密度和屈服極限等.焊材SS400的參考特性參數見表1.表 1焊材SS400的參考特性參數

Tab.1Reference characteristics parameters of welding material SS400溫度/℃202505007501 0001 5001 7002 500材料密度/(kg/m3)7 8207 7007 6107 5507 4907 3507 3007 080比熱容/(J/(kg?℃))460480530675670660780導熱系數/(W/(m?℃))504740273035140膨脹系數/(10-5 ℃-1)1.101.221.391.481.341.331.32彈性模量/GPa205187150702032泊松比0.280.290.310.350.400.450.48屈服極限/MPa202.0184.0143.065.018.02.31.7

2.2焊接工藝過程及參數

分析采用單絲雙道和雙絲單道2種成型方法，每種方法又分2種工藝過程，即先內部焊接后外部焊接和先外部焊接后內部焊接.第一道次焊接完成后立即開始下一道次焊接，雙絲焊中焊槍軸線與工件平面交點之間的距離為10 mm.為模擬單絲雙道焊，必須采用生死單元技術，即首先殺死后續道次焊縫單元，在焊槍掃描至相應焊道和位置時再激活殺死的單元并參與計算.不論是雙絲焊還是單絲焊，都采用順時針焊接，當完成1/4輪輻的焊道時隨即冷卻3倍于該焊接時間，即相當于焊接完整的輪輻一周.雙橢球熱源參數a=8 mm，b=8 mm，c=6 mm.焊接的主要工藝參數見表2.表 2焊接的主要工藝參數

Tab.2Main process parameters of welding 焊接方法電壓/V電流/A焊縫焊接速度/(m/s)熱輸入編號熱輸入/(kJ/m)雙絲MAG30404003502324300250單道成型0.020 0H31 3000.009 8H41 319單絲MAG35600406503147034500雙道成型0.020 0H11 0500.020 0H21 3000.007 5H61 9450.006 8H72 492

2.3初始及邊界條件

記圖1中A面的焊道為“先外后內焊”，B面的焊道為“先內后外焊”.焊接結構初始溫度為20 ℃，亦即熱應力應變分析時的參考溫度.整個焊接結構內外表面施加對流換熱邊界條件；因輻射面積較小，輻射換熱邊界暫不予考慮，可通過適當加大對流傳熱系數以反映輻射換熱損失.［10］

對圖1中所示的1/4模型的剖切面施加對稱邊界條件，焊接時輪輞與地面接觸平面垂直于地面方向上的位移設為0，即x方向的位移設為0.

3分析結果

首先分別分析單絲MAG焊和雙絲MAG焊兩種方法；在分析同種焊接方法時，使用“先內后外焊”和“先外后內焊”兩種方案，并通過對不同的熱輸入得到的分析結果對比判斷方案的優劣；最后對在相同參數下的單絲焊和雙絲焊分析得到一種較優化的輪輻焊接方法.

3.1單絲MAG焊分析結果

3.1.1溫度梯度場

溫度梯度場反映焊接過程中工件的溫度變化程度，梯度越大，預示此處的應力強度越高，越有可能產生較大的應力集中.

在不同熱輸入時溫度梯度場比較見圖2~4,可知：無論是“先外后內焊”還是“先內后外焊”，結構的溫度梯度最大處皆位于輪輻與輪輞焊接部位并稍向輪輞端部延伸.從溫度梯度分布上推理可得：“先外后內焊”比“先內后外焊”好些，這是因為前者導致的熱應變比后者小.評估結構的殘余應力水平和變形情況還需考慮機械應力應變，從整體累加的熱應力水平和整體變形情況確定哪種焊接方案更合適.(a)先外后內焊(b)先內后外焊圖 2在H1熱輸入時溫度梯度場比較

Fig.2Comparison of temperature gradient fields under H1 heat input

(a)先外后內焊(b)先內后外焊圖 3在H6熱輸入時溫度梯度場比較

Fig.3Comparison of temperature gradient fields under H6 heat input

(a)先外后內焊(b)先內后外焊

圖 4在H7熱輸入時溫度梯度場比較

Fig.4Comparison of temperature gradient fields under H7 heat input

3.1.2等效應力場

在不同熱輸入時采樣點4374的等效應力曲線見圖5,可知，焊接過程中應力變化有4個區段，是由于單絲雙道成形共有4道焊所致.此處應力水平較大，表明發生塑性變形.當一道焊焊接完成時，由于工件尚未冷卻至室溫，就相當于對工件進行過預熱處理，使得在進行下一道焊接時產生的殘余應力明顯降低.由于H1熱輸入的工況中焊接速度約為后面2種工況的2.7倍左右，且其熱輸入越小，冷卻速度越快，因此焊縫處的等效應力較大.此外,當焊槍走過已焊接完畢的焊道時，其應力仍然超過相應溫度下的屈服極限，表明焊接變形變化幅度較大，不可忽略.根據等效應力場的結果，采樣點4395和19454的結論均與采樣點4374結論一致.由此可看出，采用“先內后外焊”比采用“先外后內焊”時結構的綜合應力水平低.這與溫度梯度場分析結果矛盾，因此進一步研究焊接后輪輻變形以確定在不同熱輸入時輪輻A面和B面的具體變形大小以及哪種焊接方案更合適.

(a)H1熱輸入

(b)H6熱輸入

(c)H7熱輸入

圖 5在不同熱輸入時采樣點4374等效應力曲線

Fig.5Curves of equivalent stress of sample point 4374

under different heat inputs

3.1.3結構變形

研究焊接后輪輻A面和B面的變形.在不同焊接熱輸入時A面采樣點13132在x方向的位移見圖6，可知：焊接速度較大時，兩種焊接方案下輪輻A面向x軸負向變形，焊后變形約為1.75 mm；兩種焊接方案對殘留變形影響較小，但“先內后外焊”方案中輪輻A面變形幅度更小.當焊接速度在0.006 8 m/s左右時，隨著熱輸入的增加，“先內后外焊”使輪輻A面向x軸正向變形，最大變形約1.98 mm且變形過程平緩；而“先外后內焊”則使輪輻A面向負向變形，最大變形約2.6 mm.

(a)H1熱輸入

(b)H6熱輸入

(c)H7熱輸入

圖 6在不同熱輸入時單絲焊采樣點13132位移曲線

Fig.6Curves of displacement of sample point 13132 in single wire welding under different heat inputs

根據分析結果知，在不同熱輸入下A面采樣點12550和B面采樣點14520及16188在x方向上的位移變形趨勢與采樣點13132完全相同.

焊接后的殘留變形是永久性變形，直接影響結構的裝配精度和質量，是進行質量控制的重要檢驗指標.檢測焊接變形分布也有利于改進焊接工藝和方法，優化焊接路徑，為完善產品加工工藝提供科學依據.在兩種焊接方案后結構的位移場見圖7~9.由圖7~9可清楚地看出：“先外后內焊”時結構主要變形區為輪輻中心大孔處和輪輻與輪輞焊接處，最大變形多在輪輻中心大孔處，會使輪輻的裝配精度偏離評定要求.“先內后外焊”時結構變形除大焊接速度（如0.020 0 m/s單絲雙道MAG焊）外，大變形區均位于輪輞與輪輻焊接的端部，而且位移場分布相對均勻，不但焊接結構整體變形水平降低，而且輪輻的裝配和設計精度得到保證.(a)先外后內焊(b)先內后外焊圖 7在H1熱輸入時結構殘余變形

Fig.7Structural residual deformation under H1 heat input

(a)先外后內焊(b)先內后外焊圖 8在H6熱輸入時結構殘余變形

Fig.8Structural residual deformation under H6 heat input

(a)先外后內焊(b)先內后外焊圖 9在H7熱輸入時結構殘余變形

Fig.9Structural residual deformation under H7 heat input

綜合單絲焊的數據分析可知，采用“先內后外焊”的方案比“先外后內焊”方案要好.

3.2雙絲MAG焊分析結果

分析雙絲焊在2種熱輸入時焊接溫度梯度場、等效應力場和輪輻變形等，并比較其與單絲焊的優勢，為工藝生產提供技術支持.3.2.1溫度梯度場

在2種熱輸入時焊后結構的溫度梯度場分布分別見圖10和11.在“先內后外焊”中結構溫度梯度比“先外后內焊”中稍大，但輪輻區梯度分布得到改善.從圖10和11得出結論：2種焊接方案中的最大溫度梯度區皆位于輪輞區，表示輪輻變形要小于輪輞，綜合比較認為“先內后外焊”較好.(a)先外后內焊(b)先內后外焊圖 10在H3熱輸入時溫度梯度場比較

Fig.10Comparison of temperature gradient fields under H3 heat input

(a)先外后內焊(b)先內后外焊圖 11在H4熱輸入時溫度梯度場比較

Fig.11Compare of temperature gradient fields under H4 heat input

3.2.2等效應力場

在不同熱輸入時采樣點4395等效應力曲線見圖12，可知，雙絲焊縫應力水平普遍比單絲焊低.焊接熱輸入越小，焊后輪輻的焊接變形就越小,但從圖中并不能得知哪種焊接方案更合適，因此需進一步分析.(a)H3熱輸入(b)H4熱輸入

圖 12在不同熱輸入時采樣點4395等效應力曲線

Fig.12Curves of equivalent stress of sample point 4395 under different heat inputs

3.2.3結構變形

在不同熱輸入時雙絲焊采樣點13132位移曲線見圖13,可知：A面焊接中最大位移約2.23 mm，最小約-1.71 mm，焊接后殘余變形最大約0.75 mm，最小約-0.51 mm，因此不論是焊接中還是焊接后,輪輻的變形均比單絲焊小得多.此外，A面采樣點12550和B面采樣點16188及14520均與13132節點一致.因此，從總體上看，“先內后外焊”時輪輻的變形比“先外后內焊”小得多，焊后輪輻的變形皆朝向x軸的正方向，即輪輻外凸.(a)H3熱輸入(b)H4熱輸入

圖 13在不同熱輸入時雙絲焊采樣點13132位移曲線

Fig.13Curves of displacement of sample point 13132 in double wire welding under different heat inputs

在2種熱輸入時焊后結構殘余變形見圖14和15，可知：在H3熱輸入時“先外后內焊”與“先內后外焊”的最大變形位移相差不大，而在H4熱輸入時“先外后內焊”的結構變形最大位移約為1.72 mm，約為“先內后外焊”的2倍，并且最大變形位置由輪輻中心孔處轉移到焊縫偏向輪輞處，這也極有利于結構的精度要求.(a)先外后內焊(b)先內后外焊圖 14在H3熱輸入時結構殘余變形

Fig.14Structural residual deformation under H3 heat input

(a)先外后內焊(b)先內后外焊圖 15在H4熱輸入時結構殘余變形

Fig.15Structural residual deformation under H4 heat input

綜合以上雙絲焊的數據分析可知：采用“先內后外焊”較“先外后內焊”好.

3.3優化方案校核

為分析在相同熱輸入條件下單絲MAG焊和雙絲MAG焊時輪輻的變形，以雙絲焊熱輸入H3=1 300 kJ/m設計單絲焊工藝，電壓U=40 V，電流I=650 A，焊接速度v=0.02 m/s，采用“先內后外焊”.在相同熱輸入時采樣點13132的位移曲線見圖16.(a)單絲H2熱輸入(b)雙絲H2熱輸入圖 16在相同熱輸入時采樣點13132位移曲線

Fig.16Curves of displacement of sample point 13132 under same heat input

由圖16看出：相同熱輸入下雙絲焊使輪輻變凸，單絲焊使輪輻變凹，并且雙絲焊后輪輻x向位移僅為單絲焊一半左右，約0.8 mm.焊后結構的殘余變形見圖17,可知:在相同熱輸入且“先內后外焊”條件下,焊后結構最大變形都在輪輻中心孔部位，但雙絲焊變形僅為單絲焊的一半左右，前者為2.04 mm，后者僅為0.92 mm；同時，工作效率提高1倍左右，優勢非常明顯.(a)單絲焊(b)雙絲焊圖 17相同熱輸入下結構殘余變形

Fig.17Structural residual deformation under same heat input

4結論

在不同熱輸入時對單絲MAG焊和雙絲MAG焊進行有限元分析，得到溫度梯度場、等效應力場和結構變形等，并且每種方法都采用“先內后外焊”和“先外后內焊”兩種方案，得到以下結論：

（1）采用“先內后外焊”和“先外后內焊”2種方案時，輪輻A面和B面變形趨勢、方向及大小基本一致；無論是單絲焊還是雙絲焊，“先內后外焊”方案均優于“先外后內焊”.

（2）在單絲焊中，結構殘余變形的最大位移絕對值皆在2.0 mm左右，約為雙絲焊變形的2倍；綜合比較，雙絲焊較單絲焊更有優勢.參考文獻：

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