湯順凱，楊云珍，程琳

（武漢理工大學(xué) 汽車零部件技術(shù)湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心，湖北 武漢 430070）

前言

汽車輕量化的研發(fā)歷程始于 1994年的超強(qiáng)鋼車身項(xiàng)目[1]，旨在采用高強(qiáng)鋼或超高強(qiáng)鋼替代傳統(tǒng)車身材料，在滿足車身抗沖擊安全性的前提下減輕結(jié)構(gòu)重量。采用高強(qiáng)度鋼代替?zhèn)鹘y(tǒng)車身材料，能夠有效減輕車身重量，實(shí)現(xiàn)車身結(jié)構(gòu)輕量化。新型材料應(yīng)用于車身結(jié)構(gòu)中，必將對車身成形工藝提出更高的要求，其中焊接是必不可少的一道工序，其中激光焊因焊接質(zhì)量優(yōu)異、熱影響區(qū)域小、效率高等優(yōu)勢，在汽車制造中的應(yīng)用越來越廣泛，例如車身側(cè)圍與車頂、底板以及車身結(jié)構(gòu)框架中[2]。

為進(jìn)一步改善焊縫質(zhì)量，很多學(xué)者采用有限元法對激光焊接溫度場和應(yīng)力場進(jìn)行仿真與研究。2002年，S.A.Tsirkas等人采用焊接分析軟件SYSWELD研究了不同厚度的造船用AH36鋼的激光焊接溫度場與應(yīng)力應(yīng)變場的變化過程，提出網(wǎng)格密度對模擬結(jié)果準(zhǔn)確性的影響[3]。2008年，G.A.Moraitis等人采用有限元法模擬分析DH-36鋼的激光焊接過程，證明采用高斯體熱源能得到較為理想的匙孔形狀[4]。2010年Zain-abdein等人假定材料遵循各向同性的熱彈塑性法則，以航空用鋁合金AA6056-T4為研究對象，分析了工件激光焊接T型接頭的熱應(yīng)力、殘余應(yīng)力與變形情況，并預(yù)測了T型接頭殘余應(yīng)力的分布情況[5]。

本文以車頂與車身側(cè)圍的激光焊接總體過程為對象，忽略材料方面的較小差異，建立三維激光深熔焊有限元模型，提出高斯面熱源與峰值遞增式圓柱體熱源的復(fù)合熱源，分析焊接溫度場與應(yīng)力場的分布特點(diǎn)和變化規(guī)律，為激光焊接的工藝制定和數(shù)值仿真提供理論依據(jù)。

1 溫度場數(shù)學(xué)模型的建立

1.1 有限元模型

車頂與車身側(cè)圍的激光焊接屬于典型的異形焊接，其特點(diǎn)是焊接路徑的不規(guī)則。本文討論單側(cè)車身側(cè)圍與車頂?shù)暮附舆^程，因此以車身縱軸中心線為基準(zhǔn)，取車身1/2模型。首先在 UG中建立車頂與車身側(cè)圍的幾何模型，然后采用Hyper Mesh進(jìn)行網(wǎng)格劃分，焊縫處的網(wǎng)格設(shè)為0.2mm，遠(yuǎn)離焊縫的部位設(shè)為1mm，過渡區(qū)域設(shè)為0.4mm，有限元模型如圖1所示。

圖1 焊接有限元模型

1.2 熱源模型

根據(jù)文獻(xiàn)可知焊件匙孔熱量沿深度方向并非遞減，因激光多次反射，孔壁加熱明顯增強(qiáng)[6]，在實(shí)際焊接中，也出現(xiàn)背面熔寬略大于中部束腰寬度的現(xiàn)象，因此推斷熱源中心熱流峰值應(yīng)是按一定規(guī)律沿厚度方向逐層遞增。因此，本文提出了高斯面熱源與峰值遞增式圓柱體熱源的復(fù)合熱源模型。其表達(dá)式為：

面熱源：

體熱源：

式中，f1、f2分別為面、體熱源熱能分配系數(shù)，f1+ f2=1；rs、rv分別為面、體熱源作用半徑；h為熱源作用深度；Q為熱流輸入率；m為熱流峰值調(diào)節(jié)系數(shù)[7]。

1.3 邊界條件

溫度場的控制方程可表示為：

式中，ρ為密度；c為比熱容；Q為熔融潛熱，吸熱時(shí)Q＞0，放熱時(shí)Q＜0；k為導(dǎo)熱系數(shù)。

為求出式(3)的唯一解，需給出以下初始條件和邊界條件。

（1）初始條件：

（2）邊界條件：

式中，qs為單位面積熱輸入量；nx、ny、nz為邊界外法線的方向余弦；α為表面換熱系數(shù)；Ta、Ts分別為介質(zhì)溫度和邊界溫度。

1.4 材料屬性

車頂與車身側(cè)圍的剛度和強(qiáng)度要求不同，因此選用的材料不同。一般來說車頂采用成形性好、易加工的烘烤硬化鋼，即BH鋼；車身側(cè)圍作為結(jié)構(gòu)件，可采用雙相高強(qiáng)鋼DP600。為獲得較為準(zhǔn)確的仿真結(jié)果，焊接中必須考慮材料物理屬性隨溫度的變化情況[8]，如表1和表2所示。

表1 BH鋼物理屬性[9]

表2 DP600鋼物理屬性[9]

2 溫度場仿真結(jié)果分析

焊接功率為 1500W，速度為 3m/min，激光焊接過程共進(jìn)行0.678s，焊后冷卻過程設(shè)置300s，冷卻方式為自然冷卻。由圖 2(a)可知，焊接剛開始，焊件在短時(shí)間內(nèi)受熱未達(dá)到材料熔點(diǎn)，焊縫最高溫度僅為1196℃；焊接至0.018s時(shí)，焊縫最高溫度是2395℃，此時(shí)以熱源作用中心為圓心形成熔池；圖 2(c)表明焊接已進(jìn)入準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)過程，熱源作用中心處形成溫度熔池，熱源前端梯度變化非常明顯，焊縫熱影響區(qū)相對較小；冷卻 5min時(shí)溫度分布主要以車頂為主，這是因?yàn)檐図數(shù)臒釘U(kuò)散范圍大，擴(kuò)散作用明顯。

圖2 焊接溫度場分布云圖

熔池尺寸在一定程度上能反映出焊縫尺寸，因此作為焊縫質(zhì)量評定標(biāo)準(zhǔn)之一[10]。焊件的熔寬形貌如圖3所示，熔池中部有明顯束腰，整體呈沙漏狀。圖4(a)、(b)分別對應(yīng)上、下表面的熔寬尺寸，橫坐標(biāo)距離指熔池左右邊界距離定位點(diǎn)距離，由此坐標(biāo)相減可得上表面熔寬為 1.05mm，下表面為0.6mm。

圖3 垂直于焊縫方向熔寬形貌(單位:°C)

圖4 上、下表面熔寬尺寸

3 熱歷程測量實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 熱歷程測量系統(tǒng)

為進(jìn)一步驗(yàn)證仿真結(jié)果的可靠性，采用 BH鋼與雙相DP600進(jìn)行激光焊接實(shí)驗(yàn)，并搭建熱歷程測量系統(tǒng)，對不同位置的溫度變化進(jìn)行測量。該測量系統(tǒng)由熱電偶傳感器、補(bǔ)償導(dǎo)線和信號采集系統(tǒng)構(gòu)成。因測量溫度范圍不同，同時(shí)采用C型熱電偶和K型熱電偶。圖5為熱電偶的安裝位置。

圖5 熱電偶安裝位置

3.2 焊縫形貌對比

圖6為實(shí)驗(yàn)所得焊縫熔合線和模擬熔池形貌對比。實(shí)驗(yàn)焊縫呈沙漏狀，中部有明顯束腰，上表面熔寬高于下表面，模擬熔池呈匙孔型，與實(shí)驗(yàn)焊縫有一定相似度。

圖6 實(shí)驗(yàn)焊縫形貌與模擬形貌對比(單位:°C)

3.3 焊接熱循環(huán)曲線對比

圖 7-10分別為焊縫不同位置實(shí)驗(yàn)測量與仿真熱循環(huán)曲線對比。仿真曲線與實(shí)驗(yàn)曲線的變化趨勢基本一致，變化范圍相近，驗(yàn)證了焊接溫度場有限元模型的正確性和熱源模型的可靠性。

圖7 距焊縫中心線0.2mm熱循環(huán)曲線

圖8 距焊縫中心線0.35mm 熱循環(huán)曲線

圖9 距焊縫中心線0.4mm熱循環(huán)曲線

圖10 距焊縫中心線1.4mm 熱循環(huán)曲線

圖11 焊接熱應(yīng)力場分布云圖(單位:°C)

4 熱應(yīng)力場仿真結(jié)果分析

本文采用間接法對焊接熱應(yīng)力進(jìn)行仿真。計(jì)算前對車身施加一定的約束，其中車身縱向?qū)ΨQ面上施加對稱約束。

圖11為焊接至0.24s、0.678s時(shí)，車頂和側(cè)圍焊接部位上下表面的焊縫熱應(yīng)力分布云圖。熱源作用中心處熔化，應(yīng)力為零；熱源作用中心前端因溫度梯度大，應(yīng)力較為集中；因焊接路徑不規(guī)則，下表面應(yīng)力更大。0.24s時(shí)，上表面最大應(yīng)力出現(xiàn)在熱源前端，約為 589MPa，工件下表面最大應(yīng)力分布在焊縫中心線的兩側(cè)，約為663MPa；焊接至0.678s時(shí)，焊接已達(dá)到焊縫末端，熱源經(jīng)過的焊縫區(qū)域溫度已有所下降，熱應(yīng)力也降低，主要分布在焊縫中心線兩側(cè)的熱影響區(qū)域，最大應(yīng)力約為549 MPa。

圖12 焊縫縱向應(yīng)力變化曲線

圖13 焊縫橫向應(yīng)力變化曲線

圖12-13分別為焊接至0.12s、0.24s、和0.48s時(shí)焊縫縱向應(yīng)力和橫向應(yīng)力的變化曲線。由圖12可知，激光焊接過程中，焊縫上縱向應(yīng)力在不同時(shí)刻下的變化趨勢是相同的，熱源作用中心處工件受熱熔化，應(yīng)力為零；作用中心前、后兩端因受熱膨脹，受到周圍冷態(tài)材料的限制而表現(xiàn)為壓應(yīng)力，其中前端因溫度變化梯度更大，因此壓應(yīng)力大于后端，熱源移走后焊縫逐漸凝固，壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力。

焊縫上橫向應(yīng)力的演變過程和縱向應(yīng)力相似，如圖 13所示。熱源作用中心處的應(yīng)力表現(xiàn)為零，附近熱影響區(qū)表現(xiàn)為壓應(yīng)力，不同的是熱源作用中心前端瞬間轉(zhuǎn)化為拉應(yīng)力，增加到一定值后又隨著焊縫溫度的降低逐漸趨于零。

5 結(jié)論

本次對于激光焊接在汽車制造上的應(yīng)用研究，主要有以下幾點(diǎn)：

（1）提出高斯面熱源與峰值遞增式圓柱體熱源的復(fù)合熱源，對激光焊接過程進(jìn)行數(shù)值仿真，分析了焊接熔池、溫度場的擴(kuò)散分布規(guī)律。

（2）搭建熱歷程測量系統(tǒng)，對焊接熱過程進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測量，與仿真結(jié)果對比，結(jié)果趨于一致，驗(yàn)證了焊接溫度場有限元模型和熱源模型的合理性。

（3）采用間接法對激光焊接應(yīng)力場進(jìn)行仿真，得到焊接熱應(yīng)力的分布規(guī)律與理論分析相一致，即熱應(yīng)力主要集中在焊縫中心線兩側(cè)及熱源前端。

[1] America Iron and Steel Institute.Ultralight Steel Auto Body Final Report[R].Washington DC: 1998.

[2] 智淑亞.汽車車身輕量化材料的應(yīng)用及發(fā)展[J].中國制造信息化,2012,41（17）:104-106.

[3] Tsirkas.S. A, Papanikos. P. Numerical simulation of the laser welding process in butt-joint specimens [J].Materials Processing Technology,2003, 134:59-69.

[4] Moraitis G A, Labeas G N. Residual stress and distortion calculation of laser beam welding for aluminum lap joints [J]. Materials Process-ing Technology, 2008, 98:260-269.

[5] Zain-abdein M, Nelias D, Jullien J F. Experimental investigation and finite element simulation of laser beam welding induced residual stresses and distortions in thin sheets of AA6056-T4[J]. Materials Science and Engineering, 2010, 527:3025-3039.

[6] 武傳松. 焊接熱過程與熔池形態(tài)[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2007：33-45.

[7] 程琳.面向汽車輕量化的車身激光焊接熱力學(xué)分析[D].武漢:武漢理工大學(xué).2015.

[8] 羅文智,姚博瀚.汽車焊裝[M]. 北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2014:65-70

[9] 劉勝新.實(shí)用金屬材料手冊[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2017:224-228.

[10] 崔金鵬.高強(qiáng)度鋼激光焊接的材料機(jī)理研究[D].上海:上海交通大學(xué).2009.