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嘉峪檢測網(wǎng) 2024-05-17 12:28
摘 要：以汽車控制臂焊接構(gòu)件作為研究對象，利用SYSWELD 軟件對控制臂構(gòu)件的焊接熱輸入和焊接順序進行優(yōu)化。結(jié)果表明：當(dāng)焊接熱輸入偏小時（2 015～2 266 J/cm），控制臂上下片之間的角焊縫焊根位置會出現(xiàn)未焊透缺陷；當(dāng)焊接熱輸入適中時（2 527～2 701 J/cm），角焊縫能獲得較好的焊縫熔寬和熔深。此外，對比分析不同焊接順序下控制臂的殘余應(yīng)力和變形，發(fā)現(xiàn)采用先中間后兩邊（①④③⑤⑥②⑦⑧）的焊接順序有利于降低控制臂整體的殘余應(yīng)力峰值；采用其它的焊接順序時，控制臂整體的殘余應(yīng)力峰值較高，焊接變形也較大。試驗與仿真結(jié)果對比表明，仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性較高，利用有限元仿真能優(yōu)化汽車控制臂的焊接工藝，提高控制臂產(chǎn)品的焊接質(zhì)量。
關(guān)鍵詞：汽車控制臂；焊接變形；SYSWELD；有限元仿真
引言
控制臂作為汽車懸架系統(tǒng)的導(dǎo)向和傳力元件，它將作用在車輪上的各種受力傳遞給車身，同時保證車輪能按照規(guī)定的軌跡運動[1−3]。此外，控制臂對車輛的平順性、操控穩(wěn)定性有著重要影響，直接關(guān)系到駕乘人員的安全[4]。因此，必須采用合理的控制臂焊接工藝，以滿足其焊接接頭在服役過程中對剛度、強度的要求。
通常，控制臂由上片、下片和套管組焊而成。然而接頭位置由于電弧溫度分布不均勻，在焊縫和母材處形成了較大的溫度梯度，在隨后的冷卻過程中由于應(yīng)力的作用而導(dǎo)致接頭產(chǎn)生收縮變形[5−9]。焊接應(yīng)力和變形是影響控制臂結(jié)構(gòu)使用可靠性的關(guān)鍵因素，然而現(xiàn)有的文獻中鮮有關(guān)于汽車控制臂焊接工藝優(yōu)化的報道，相關(guān)制造企業(yè)在生產(chǎn)過程中均采用試焊的方法摸索焊接工藝，極大地浪費了人力和財力。隨著計算機仿真技術(shù)的發(fā)展，通過有限元計算仿真對控制臂焊接工藝優(yōu)化以減小焊接接頭應(yīng)力和焊接變形的研究成為可能 [10−14]。
筆者基于熱彈塑性有限元理論，利用Hypermesh 軟件建立汽車控制臂的幾何模型，通過SYSWELD 軟件模擬汽車控制臂在不同焊接工藝參數(shù)下的焊接接頭應(yīng)力與變形分布規(guī)律，進而對控制臂的焊接工藝進行優(yōu)化，為汽車控制臂焊接接頭應(yīng)力與變形的控制提供數(shù)據(jù)支撐。
1、 焊接有限元模型建立
1.1 模型建立
試驗采用企業(yè)現(xiàn)行的MAG 焊工藝參數(shù)，焊接電壓19 V，焊接電流165 A，焊接速度0.01 m/s，保護氣體Ar+20%CO2，保護氣流速20 L/min。所用控制臂模型由SolidWorks 軟件繪制，在焊接有限元分析中，為了降低網(wǎng)格劃分難度和提高計算效率，對模型進行了簡化，如圖1 所示，刪除了對仿真結(jié)果無影響的倒角。同時，利用專業(yè)網(wǎng)格劃分軟件 Hypermesh 對模型進行幾何清理，重建模型中存在的尖角、重面以及不影響計算的結(jié)構(gòu)，然后進行網(wǎng)格劃分，最終得到網(wǎng)格單元總數(shù)量577 384，節(jié)點數(shù)683 581。
圖1 控制臂構(gòu)件的CAE 模型
Fig.1 The CAE model of control arm
1.2 材料屬性
焊接仿真所使用的材料參數(shù)具有隨溫度變化的材料屬性。試驗所用控制臂材料為FB60 鋼，其在高溫條件下的熱物理性能鮮有研究。因此，筆者采用試驗的方法對FB60 鋼在不同溫度下的物理性能和力學(xué)性能進行了測量。FB60 鋼各元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)如表1 所示，隨溫度變化的熱物理參數(shù)與力學(xué)特性參數(shù)如表2 所示。
表1 FB60 鋼化學(xué)成分
Table 1 Mass fraction of elements in FB60 steel %
表2 FB60 鋼的性能參數(shù)
Table 2 Performance parameters of FB60 steel
1.3 熱源模型
控制臂利用MAG 焊進行焊接，采用雙橢球熱源模型能較好地反映熔池行為與溫度場分布，其前、后橢球熱流密度方程分別如式（1）和式（2）所示。
式中，q1(x,y,z)和 q2(x,y,z)分別為前、后半橢球的熱流密度，J/(m2·s)；Q 為熱輸入，J/cm；f1、f2 為前后兩部分橢球體的能量分配系數(shù)，且f1+f2=2；a1、a2 為橢球長度，m；b 為橢球深度，m；c 為橢球?qū)挾?，m。
1.4 熱源校核
利用SYSWELD 軟件進行控制臂焊縫溫度場計算，結(jié)果如圖2 所示，1 500 ℃等溫線與焊縫熔池邊界，即焊接接頭宏觀金相圖中的焊縫區(qū)與熱影響區(qū)交界線非常接近。表明所建幾何模型尺寸與熱源模型參數(shù)合理，模擬的焊接接頭溫度場能夠準(zhǔn)確地反映焊接過程中溫度場的分布規(guī)律。
圖2 控制臂構(gòu)件的溫度場模型
Fig.2 Temperature field model of control arm
2、 控制臂焊接優(yōu)化結(jié)果與分析
2.1 優(yōu)化方案
從控制臂焊接熱輸入和焊接順序兩個角度進行工藝優(yōu)化，控制臂焊縫編號如圖3 所示，在現(xiàn)行焊接工藝方案的基礎(chǔ)上，選擇焊縫2 進行試焊，焊接時熱輸入按表3 所示的正交試驗參數(shù)進行設(shè)置。進而基于優(yōu)化的焊接熱輸入，通過調(diào)整焊接順序來減小控制臂的焊接應(yīng)力和變形，制定的焊接順序方案如表4 所示。
表3 正交試驗參數(shù)
Table 3 Orthogonal experimental parameters
表4 施焊順序方案
Table 4 Welding sequence scheme
圖3 控制臂構(gòu)件的焊縫示意
Fig.3 Schematic diagram of welds of control arm
2.2 熱輸入優(yōu)化結(jié)果分析
圖4 為正交試驗焊接接頭熔池和熱影響區(qū)分布示意，可以看出試驗1、2、3、4、5 和7 焊接接頭均未焊透，這主要是由于這些試驗的熱輸入在2015～2 266 J/cm，熱輸入偏小，在控制臂上下片之間的角焊縫焊根位置存在未焊透的間隙，這些小間隙的存在將影響控制臂服役的疲勞壽命；試驗6、8 和9 焊接接頭實現(xiàn)了完全焊透，這主要是由于這些試驗的熱輸入在2 527～2 701 J/cm，熱輸入量相對適中，同時從圖4 中可以看出這三組焊縫的熔深和熔寬相差不大，能保證控制臂服役的疲勞壽命。
圖4 正交試驗焊接接頭溫度場分布
Fig.4 Temperature field distribution at welding joint for orthogonal experiment
圖5 為正交試驗焊接接頭的變形分布，可以看出焊接接頭殘余變形在0.30～0.36 mm，未焊透的焊接接頭殘余變形較小，在0.30～0.32 mm，焊透的焊接接頭殘余變形相對較大，均為0.36 mm。同時，九組焊接接頭殘余變形最大位置均處于焊縫的收弧處，這是由于收弧處受已冷卻焊縫金屬的拘束，該處殘余應(yīng)力較大，故變形也較大。
圖5 正交試驗焊接接頭變形場分布
Fig.5 Deformation field distribution at welding joint for orthogonal experiment
2.3 焊接順序優(yōu)化結(jié)果分析
圖6 為不同焊接順序下控制臂構(gòu)件的殘余應(yīng)力分布，可以看出盡管焊接順序不同，但控制臂中最大殘余應(yīng)力的位置相一致，均在焊縫①與焊縫⑦相交匯處的夾持位置。比較4 種焊接順序下控制臂構(gòu)件的最大殘余應(yīng)力，發(fā)現(xiàn)方案4 的焊后殘余應(yīng)力峰值最大，達到了673 MPa，同時焊縫及其附近母材的殘余應(yīng)力值也較大，其原因在于方案4 中焊縫①焊接時焊縫②、③、⑤、⑥已完成焊接，它們對焊縫①的焊接有約束作用，高溫焊縫區(qū)域在冷卻過程中不僅受到周圍構(gòu)件的影響，而且隨后在焊縫⑦焊接時焊縫①的起弧位置發(fā)生了重熔，同時該位置又受到工裝的約束作用，使得焊接殘余應(yīng)力未能得到及時釋放。相比之下，方案3 的焊后殘余應(yīng)力峰值最小，為568 MPa，同時焊縫及其附近母材的殘余應(yīng)力值也相對較小。其原因在于方案3 中焊縫①最先完成焊接，焊縫⑦焊接時焊縫①已經(jīng)冷卻，盡管焊縫①的起弧位置會再次重熔，但對該位置處的殘余應(yīng)力峰值影響不太大，而且與之臨近的焊縫②在未完全冷卻時就已經(jīng)開始了焊縫⑦的焊接，其對該位置冷卻時的約束作用不大。方案1 和方案2 的焊后殘余應(yīng)力峰值接近，方案1 的峰值略大，為686 MPa，方案2 的峰值為668 MPa，這兩種焊接方案中焊縫②的焊接時間靠前，在焊縫⑦焊接時，焊縫②已經(jīng)冷卻，對焊縫①與焊縫⑦相交匯處的約束作用較大，因此，這兩種方案的殘余應(yīng)力峰值都較大，且相接近。
圖6 不同焊接順序下控制臂構(gòu)件的殘余應(yīng)力分布
Fig.6 Residual stress distribution in control arm with different welding sequence
（a）～（d）分別為方案1～4
圖7 為不同焊接順序下控制臂構(gòu)件的變形分布，可以看出方案4 的變形最大，最大變形量為0.64 mm，且都分布在控制臂上片的中間位置；方案3 的變形量次之，最大變形量為0.41 mm，控制臂上片的中間位置仍為變形量較大處；方案2 的最大變形量為0.34 mm，控制臂上片的中間位置和控制臂上片與套筒連接處的變形量較大；方案1 的最大變形量為0.31 mm，控制臂上片中間位置的變形量較大。
圖7 不同焊接順序下控制臂構(gòu)件的變形分布
Fig.7 Deformation distribution in control arm with different welding sequence
（a）～（d）分別為方案1～4
2.4 最優(yōu)參數(shù)驗證
根據(jù)2.2 節(jié)中熱輸入優(yōu)化和2.3 節(jié)中焊接順序優(yōu)化，得到控制臂焊接的最優(yōu)熱輸入范圍為2 527～2 701 J/cm，最優(yōu)焊接順序為①④③⑤⑥②⑦⑧。采用優(yōu)化后的焊接熱輸入和焊接順序進行控制臂的焊接，得到控制臂的最大殘余應(yīng)力和變形如表5 所示，可以看出最大殘余應(yīng)力和變形與計算結(jié)果接近，最大殘余應(yīng)力的誤差為5.9%，最大殘余變形的誤差為5.1%，可見采用有限元計算仿真能實現(xiàn)控制臂焊接工藝的優(yōu)化，提高汽車控制臂的產(chǎn)品質(zhì)量。
表5 試驗和模擬結(jié)果對比
Table 5 Comparison of experimental and simulation results
3、 結(jié)論
通過對汽車控制臂結(jié)構(gòu)進行焊接熱輸入和焊接順序優(yōu)化計算，得到如下結(jié)論：
1）控制臂在進行焊接時，焊接熱輸入不能過小，否則容易造成未焊透，將影響控制臂構(gòu)件服役的疲勞壽命。
2）正交試驗結(jié)果表明，熱輸入2 527～2 701 J/cm時，能獲得較好的焊縫熔深和熔寬；熱輸入小于2 527 J/cm 時，控制臂焊縫會有未焊透等缺陷。
3）采用先中間后兩邊的焊接順序（①④③⑤⑥②⑦⑧）時，控制臂的殘余應(yīng)力相對較小。
4）利用有限元仿真的方法可以優(yōu)化汽車控制臂構(gòu)件的焊接熱輸入與焊接順序，為控制臂焊接工藝的制定提供了理論指導(dǎo)。
5）當(dāng)前的有限元幾何模型對實際控制臂構(gòu)件做了簡化處理，影響了有限元仿真結(jié)果的精度。在今后的工作中，將完善有限元模擬各步驟的參數(shù)，進一步提高有限元仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。
參考文獻
[1]Jiang Rongchao.Research on lightweight multi-objective optimization method and performance matching for car suspension components[D].Jilin: Jilin University,2016.（蔣榮超.轎車懸架零部件性能匹配與輕量化多目標(biāo)優(yōu)化方法研究[D].吉林: 吉林大學(xué),2016.）
[2]Jin Yi,Liu Jin,Zhen Tong,et al.Research on fatigue behavior of 800 MPa grade high strength steel used for chassis control arm[J].Shanghai Metals,2021，43（6）：47−51.（金一,柳進,甄彤,等.底盤控制臂用800 MPa級高強度鋼的疲勞特性研究[J].上海金屬,2021，43（6）：47−51.）
[3]Li Y,Yang H,Xing Z.Numerical simulation and process optimization of squeeze casting process of an automobile control arm[J].The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2017，88（1）：941−947.
[4]Lu Chunyan,Xu Zhaolei,Liu Hejun,et al.Multi-objective topology optimization design of automobile suspension control arm[J].Mechanical &Electrical Engineering Technology,2021，50（10）：93−95,131.（魯春艷,徐趙磊,劉何俊,等.汽車懸架控制臂多目標(biāo)拓撲優(yōu)化設(shè)計[J].機電工程技術(shù),2021，50（10）：93−95,131.）
[5]Zhang Yi,Han Yang,Zhang Zhou.Numerical simulation of stress and deformation of Q690D high-strength steel thick plate multi-layer and multi-pass welding[J].Hot Working Technology,2022，51（8）：117−121.（張義,韓陽,張舟.Q690D高強鋼厚板多層多道焊應(yīng)力與變形的數(shù)值模擬[J].熱加工工藝,2022，51（8）：117−121.）
[6]Zheng B,Yang S,Jin X,et al.Test on residual stress distribution of welded S600E high-strength stainless steel sections[J].Journal of Constructional Steel Research,2020，168：105994.
[7]Colombo T C A,Rego R,Faria A R D,et al.Processing-induced residual stresses in TWIP steel weld spots[J].Materials and Manufacturing Processes,2020,32(5)：572−578.
[8]Kromm A,Lausch T,Schröpfer D,et al.Influence of welding stresses on relief cracking during heat treatment of a creepresistant 13CrMoV steel: part I-effect of heat control on welding stresses and stress relief cracking[J].Welding in the World,2020，64（5）：807−817.
[9]Dong Xianchun,Zhang Xi,Chen Yanqing.Microstructure and toughness in the coarse grain region of low carbon bainite high strength steel plate for Q690CFD[J].Iron Steel Vanadium Titanium,2011，32（1）：62−66.（董現(xiàn)春,張熹,陳延清.低碳貝氏體高強鋼Q690CFD焊接粗晶區(qū)組織韌性[J].鋼鐵釩鈦,2011，32（1）：62−66.）
[10]Yi J,Zhang J,Cao S,et al.Effect of welding sequence on residual stress and deformation of 6061-T6 aluminium alloy automobile component[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2019，29（2）：9−15.
[11]Pavan A R,Arivazhagan B,Vasudevan M,et al.Numerical simulation and validation of residual stresses and distortion in type 316L (N) stainless steel weld joints fabricated by advanced welding techniques[J].CIRP Journal of Manufacturing Science and Technology,2022，39：294−307.
[12]Ghafouri M,Ahn J,Mourujärvi J,et al.Finite element simulation of welding distortions in ultra-high strength steel S960 MC including comprehensive thermal and solid-state phase transformation models[J].Engineering Structures,2020，219：110804.[13]Rong Y,Xu J,Huang Y,et al.Review on finite element analysis of welding deformation and residual stress[J].Science and Technology of Welding and Joining,2018，23（3）：198−208.
[14]Wang X,Gong J,Zhao Y,et al.Numerical simulation to study the effect of arc travelling speed and welding sequences on residual stresses in welded sections of new ferritic p92 pipes[J].High Temperature Materials and Processes,2016，35（2）：121−128.
來源：鋼鐵釩鈦
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