鋁合金汽車前防撞梁焊接過程的數值仿真與順序優化?

郭鵬程，曹淑芬，易 杰，李落星

鋁合金汽車前防撞梁焊接過程的數值仿真與順序優化?

郭鵬程1，2，曹淑芬1，易 杰1，2，李落星1，2

(1.湖南大學，汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，長沙 410082； 2.湖南大學機械與運載工程學院，長沙 410082)

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

鋁合金焊接防撞梁；數值模擬；焊接應力；焊接變形；焊接順序

前言

防撞梁作為汽車車身安全結構的重要部件，在低速碰撞時通過承載和吸能的雙重作用，保護汽車前縱梁等其它零部件和駕乘人員的安全。鋁合金是實現汽車輕量化最理想的結構材料，在滿足汽車安全性能要求的同時能有效實現汽車的輕量化。研究表明:鋁合金汽車防撞梁與傳統鋼制件相比，不僅質量可減輕40%～70%，而且還能大幅提高其在碰撞過程中所吸收的能量[1－2]。汽車防撞梁總成一般由防撞橫梁和左右兩個吸能盒元件焊接組成。為獲得高品質的鋁合金焊縫，并有效控制防撞梁的焊接變形，本文中采用雙脈沖MIG焊對薄板防撞梁結構進行焊接。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，提高了焊接接頭的綜合性能[3]。

鋁合金的比熱容、熱傳導系數和線膨脹系數較大，使由鋁合金薄壁空腔結構組成的防撞梁經焊接局部快速加熱和冷卻后容易產生較大的局部應力和變形。這在很大程度上影響了鋁合金防撞梁的質量和精度[4]。此外，防撞梁總成的焊縫較多，焊接順序不合理會在一定程度上加劇焊接殘余應力和變形。研究表明:對于多焊縫的焊接結構件，優化焊接順序可有效降低焊接殘余應力和變形。由于實際焊接過程復雜，且復雜結構件的焊接試驗成本較高，國內外學者已開始采用有限元數值模擬手段模擬復雜結構焊接過程中溫度場和應力應變場的變化過程，從而有效地預測焊后接頭整體應力分布和變形，通過優化焊接順序獲得最優的焊接工藝。目前，該方法已在焊接研究和設計領域得到了廣泛應用。文獻[5]中采用有限元數值模擬方法研究9種不同焊接順序對薄壁八邊形管-板焊接接頭殘余應力的影響，結果表明，焊縫及其附近存在的初始殘余應力并不影響最終殘余應力的分布，而采用分步焊結合對稱焊接的順序則可有效降低接頭的殘余應力。文獻[6]中通過對兩個圓形管V型接頭分段對接TIG焊進行模擬與實驗研究，獲得了最優的焊接順序，有效地減少了焊接殘余應力和變形。

截至目前，雖然已有焊接順序優化仿真相關的報道，但其焊接結構相對簡單，且主要是研究焊接順序對板和圓形結構的焊接應力和變形的影響，而有關長型材兩端環焊結構仿真和焊接順序優化的研究則鮮有報道。本文中基于熱彈塑性有限元技術，采用有限元數值模擬分析汽車防撞梁兩端頭吸能盒的環焊過程，獲得殘余應力分布和整體變形情況，通過研究4種典型焊接順序下防撞梁的焊接殘余應力和變形，優化防撞梁的焊接順序，從而有效地控制焊接應力和變形，為焊接變形較大的長型材端頭環焊結構的焊接優化提供依據。

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構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吸能盒元件通過雙脈沖MIG焊接而成，型材厚度均為2mm。橫梁采用截面尺寸為100mm×30mm，長為1 100mm的“目”字形擠壓型材。吸能盒截面較為復雜，在仿真分析中將其簡化為80mm×70mm的方形薄壁型材。由于本文中主要目的是優化焊接順序，這種簡化雖會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，故該簡化對優化結果的影響可以忽略。焊接采用沿吸能盒邊緣的環形滿焊，汽車防撞梁總成的焊縫長度為600mm，共8條焊縫。根據汽車防撞梁的實際尺寸，建立三維有限元模型，如圖1(b)所示。為同時兼顧計算精度和計算效率，溫度梯度較大的焊縫和近縫區的網格單元取較小的尺寸2mm×2mm×2mm，而遠離吸能盒區域的單元尺寸逐漸增大。溫度場模擬時采用8節點DC3D8熱單元，應力應變模擬時采用C3D8R結構單元。

圖1 汽車防撞橫梁三維幾何和網格模型

1.2 熱源模型和邊界條件

熔化極氬弧焊，由于電弧沖力效應較大，常采用雙橢球熱源分布函數進行描述，該模型能較靈活地處理電弧挺度對焊接過程的影響[7]。仿真初始溫度為30℃，6061－T6鋁合金自由表面換熱系數與溫度的關系詳見文獻[8]。溫度場模擬時，采用生死單元技術[9]和移動熱源來模擬焊絲的填充和移動過程。單元生死的控制可通過ABAQUS中model change功能來實現。溫度場計算完成后，將每個節點的溫度以數據文件形式輸出，并將其作為邊界條件導入應力應變場的計算求解中。焊接時，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程。

圖2 汽車防撞橫梁位移邊界條件

2 焊接工藝與實驗驗證

采用雙脈沖MIG焊接方法對鋁合金防撞梁進行焊接，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成分和力學性能參考文獻[10]。焊接過程中，焊絲的干伸長度為17mm，保護氣體為99.999%的氬氣，氣流量為25L/min，雙脈沖MIG焊的具體工藝參數如表1所示。圖3為鋁合金防撞梁焊接結構實物圖，其中焊縫整體成形漂亮，表面的魚鱗紋清晰流暢、美觀規則，且焊縫與兩側母材熔合較好，說明該焊接參數合理、可靠。

表1 雙脈沖MIG焊接工藝參數

圖3 汽車防撞橫梁焊接接頭實物

為驗證汽車鋁合金防撞梁雙脈沖MIG焊接模擬的準確性，對相同焊接參數下的等厚薄壁T型接頭的雙脈沖MIG焊接過程溫度和殘余應力進行了仿真和實驗測試，結果如圖4所示。由圖可知，實驗測試結果與仿真分析結果基本吻合，變化趨勢基本一致，表明仿真模型準確、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狀滿焊，共8條焊縫，分別用數字進行編號，同時在焊縫端點用字母做標記以區分焊縫方向。焊縫分布和編號如圖5所示。根據公司要求，選擇其中4種焊接順序進行研究，其焊接順序方案如下:

圖4 溫度循環曲線和殘余應力曲線的模擬與實驗結果對比

其中，方案a為連續環狀焊接順序，即先將左側吸能盒連續焊接完成之后，再對右側吸能盒進行連續焊接，其它3種方案均采用分段焊，且具有一定的對稱性。方案b和方案c的焊接順序相對于單個吸能盒對稱，只是焊接方向不同，而方案d則是相對于橫梁中心進行對稱焊接。

3.1 焊接溫度場與結果分析

圖6為采用方案a進行焊接仿真得到的溫度場分布云圖。由圖6(a)可見，第4條焊縫的最高溫度為862℃，約超過母材金屬熔點200℃，且靠近吸能盒邊緣的熱源區域溫度梯度較大，等溫線分布較為密集，而遠離熱源區域的等溫線較為稀疏，符合焊接溫度場分布的一般規律。由圖6(b)可見，本焊接順序下不同焊縫的焊接溫度場分布基本相同，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℃；繼續冷卻至1 000s后，防撞梁的最高溫度已下降至40℃，絕大部分區域已基本恢復至室溫。

圖5 防撞梁焊縫分布和編號

3.2 焊接應力應變場與結果分析

圖7 為采用方案a焊接過程仿真得到的應力分布云圖。由圖7(a)可見，焊接第4條焊縫時，熔池周邊金屬受到較大的熱應力，其值為313MPa，超過母材金屬的屈服強度。這是由于鋁合金具有良好的導熱性和較大的線膨脹系數，焊接時受熱急劇膨脹，使焊縫內部產生了一定大小的壓縮塑性變形。焊接第8條焊縫時，由于其溫度場與第4條焊縫基本相同，使兩者的最大焊接熱應力和分布均相差不大。冷卻后，該壓縮塑性變形仍然存在，故該處的殘余應力最大。焊接冷卻30s時，由于吸能盒的自由度全部被約束，使吸能盒的焊接應力最大，如圖7(c)所示。當構件從焊接夾具上取下時，由于吸能盒的約束被釋放，故焊接殘余應力明顯降低。繼續冷卻至室溫，防撞梁的焊接殘余應力分布主要集中在焊縫附近的吸能盒和橫梁區域，其應力值為273MPa，接近母材金屬的屈服強度，這主要是因為橫梁和吸能盒角焊縫處的液態金屬冷卻收縮較快，造成焊縫附近應力值最大。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為橫梁兩端的收縮和吸能盒在殘余應力作用下的自身收縮，兩者的共同作用使左右兩側吸能盒間距增大2.05mm。其中左側吸能盒向外偏移1.07mm，右側吸能盒向外偏移0.98mm。間距的增大在很大程度上加劇了整車裝配難度，因此，有必要對焊接順序進行優化，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 汽車防撞梁焊接應力云圖

3.3 焊接順序對殘余應力的影響

根據防撞梁焊接殘余應力分布可知，焊縫3和7的殘余應力普遍大于其余焊縫，故以焊縫3的殘余應力為研究對象，探討焊接順序對防撞梁焊接殘余應力的影響。由于焊接縱向殘余應力遠大于橫向殘余應力，故本文中不考慮橫向殘余應力的作用，僅分析構件縱向殘余應力對構件承載能力的影響[11]。

圖8 防撞梁變形模擬結果

圖9 平行和垂直焊縫3的縱向殘余應力

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方向的殘余應力。由圖可知，焊接起弧和收弧處的殘余應力變化較大，而焊縫中間部分的殘余應力則相對較均勻，該現象主要歸結于起弧和收弧處溫度變化較大，而中間區域由于其溫度場相對較穩定，當熔池從高溫冷卻到室溫時，其殘余應力仍保持原有均勻狀態。由圖可見，焊接順序對殘余應力的最大值有較大影響。采用方案a進行焊接時的殘余應力最小，方案b次之，方案c和方案d下的殘余應力最大。圖9(b)為垂直于焊縫3方向的殘余應力分布，由圖可見，最大拉應力出現在焊縫中心，且沿遠離焊縫的方向，拉應力不斷降低，并逐漸向壓應力轉變。最大壓應力出現在吸能盒中心區域，這是由于焊縫熔池周邊金屬在高溫快速冷卻過程中的收縮受到母材的制約而表現為最大拉應力，這與應力場分布結果相符。吸能盒的4條焊縫在冷卻過程中產生了一定的收縮，使吸能盒中心部位受到周邊4條焊縫收縮的影響而產生壓應力。對比不同焊接順序的焊接應力可知，焊接順序對焊縫中心處的最大應力的影響甚微，但對焊接結構件的整體應力分布和大小有較大影響，該結果與文獻[12]中的研究結果基本一致。

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

3.4 焊接順序對焊接變形的影響

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為單側連續環焊，熱量不斷集中作用于單側吸能盒，使焊接溫度不斷升高；此外，由于橫梁跨度較大，左右兩側吸能盒的焊接過程互不影響，無法產生預熱和焊后熱處理效應。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是以橫梁中心進行分段對稱焊，即焊接時先在左吸能盒側完成一條焊縫，然后再對右側的對稱位置進行焊接，如此往返直至完成全部焊接。由于采用該方案時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是以吸能盒中心進行對稱焊，前一道焊縫所產生的變形一部分被后一道焊縫的焊接過程所抵消，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 最優焊接順序的選取

最優焊接順序的選擇需要綜合考慮焊接殘余應力和變形[13]。由于防撞梁與前縱梁采用螺栓連接，對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則。此外，前防撞梁為碰撞安全件，焊縫3處較大的殘余應力容易導致橫梁與吸能盒在碰撞過程中撕裂[14]，故將焊縫3處的最大殘余應力作為選擇焊接順序的第二準則。由焊接變形結果可知，方案a和方案d的焊接變形較大，不符合要求，而方案c的殘余應力明顯比方案b大，故方案b最優，即以單側吸能盒為中心進行相反對稱焊接在滿足裝配要求的同時，可明顯降低橫梁的殘余應力。

4 結論

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

(2)采用方案a進行焊接時的殘余應力最小，方案b次之，方案c和方案d下的殘余應力最大。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力和變形對裝配及結構性能的影響，以單個吸能盒進行相反方向分段對稱焊的方案b最優，該方案在滿足裝配要求的情況下可有效降低殘余應力。

[1] 劉海江，張夏，肖麗芳.基于LS-DYNA的7075鋁合金汽車防撞梁碰撞仿真分析[J].機械設計，2011，28(2):18－23.

[2] 萬銀輝，王冠，劉志文，等.6061鋁合金汽車保險杠橫梁的碰撞性能[J].機械工程材料，2012，36(7):67－71.

[3] TONG Hongjun，TOMOYUKE U.Features of low frequency modulated type pulsed MIG welding process[J].Welding＆Joining，2001(11):33－35.

[4] PALANI P K，MURUGAN N.Selection of parameters of pulsed current gas metal arc welding[J].Journal of Materials Processing Technology，2006，172:1－10.

[5] SATTARI-FAR I，JAVADI Y.Influence of welding sequence on welding distortions in pipes[J].International Journal of Pressure Vessels and Piping，2008，85:265－274.

[6] FU Dingfa，ZHOU Changqing，LI Can，et al.Effect of welding sequence on residual stress in thin-walled octagonal pipe-plate structure[J].Trans.Nonferrous Met.Soc.China，2014(24):657－664.

[7] 鄭振太.大型厚壁結構焊接過程的數值模擬研究與應用[D].天津:天津大學，2007.

[8] ZAIN-Ul-ABDEIN M，NELIAS D，JULLIEN J F，et al.Experimental investigation and finite element simulation of laser beam welding induced residual stresses and distortions in thin sheets of AA 6056-T4[J].Materials Science and Engineering:A，2010，527 (12):3025－3039.

[9] AKBARI MOUSAVI S A A，MIRESMAEILI R.Experimental and numerical analyses of residual stress distributions in TIG welding process for 304L stainless steel[J].Journal of Materials Processing Technology，2008，208:383－394.

[10] YI Jie，CAO Shufen，LI Luoxing，et al.Effect of welding current on morphology and microstructure of Al alloy T-joint in doublepulsed MIG welding[J].Trans.Nonferrous Met.Soc.China，2015 (25):657－664.

[11] 曹淑芬，陳鐵平，易杰，等.鋁合金雙脈沖MIG焊過程溫度及應力變形模擬[J].有色金屬學報，2014(7):1685－1692.

[12] JIANG W，YAHIAOUI K.Effect of welding sequence on residual stress distribution in a multipass welded piping branch junction [J].International Journal of Pressure Vessels and Piping，2012，95:39－47.

[13] CHANG K H，LEE C H.Effect of the welding sequence in the circumferential direction on residual stress distribution in a thinwalled pipe weld[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，Part B:Journal of Engineering Manufacture，2009，223:723－735.

[14] DEB A，MAHENDRAKUMAR M S，CHAVAN C，et al.Design of an aluminium-based vehicle platform for front impact safety[J]. International Journal of Impact Engineering，2004，30:1055－1079.

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

?國家科技重大專項(2014ZX0400207)和國家自然科學基金(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，博士生導師，E-mail:llxly2000＠163.com。