王大鋒，張廣和，胡全達(dá)，任 政，姜 彤

（1.中國(guó)兵器科學(xué)研究院寧波分院,浙江 寧波 315103；2.浙江銳泰懸掛系統(tǒng)科技有限公司,浙江 寧波 315502）

0 引言

控制臂作為汽車(chē)懸架系統(tǒng)的導(dǎo)向和傳力元件，它將作用在車(chē)輪上的各種受力傳遞給車(chē)身，同時(shí)保證車(chē)輪能按照規(guī)定的軌跡運(yùn)動(dòng)[1?3]。此外，控制臂對(duì)車(chē)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(mǎn)足其焊接接頭在服役過(guò)程中對(duì)剛度、強(qiáng)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(guò)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(xiàn)中鮮有關(guān)于汽車(chē)控制臂焊接工藝優(yōu)化的報(bào)道，相關(guān)制造企業(yè)在生產(chǎn)過(guò)程中均采用試焊的方法摸索焊接工藝，極大地浪費(fèi)了人力和財(cái)力。隨著計(jì)算機(jī)仿真技術(shù)的發(fā)展，通過(guò)有限元計(jì)算仿真對(duì)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(chē)控制臂的幾何模型，通過(guò)SYSWELD 軟件模擬汽車(chē)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(jìn)而對(duì)控制臂的焊接工藝進(jìn)行優(yōu)化，為汽車(chē)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(yàn)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(hù)氣體Ar+20%CO2，保護(hù)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(jì)算效率，對(duì)模型進(jìn)行了簡(jiǎn)化，如圖1 所示，刪除了對(duì)仿真結(jié)果無(wú)影響的倒角。同時(shí)，利用專(zhuān)業(yè)網(wǎng)格劃分軟件 Hypermesh 對(duì)模型進(jìn)行幾何清理，重建模型中存在的尖角、重面以及不影響計(jì)算的結(jié)構(gòu)，然后進(jìn)行網(wǎng)格劃分，最終得到網(wǎng)格單元總數(shù)量577 384，節(jié)點(diǎn)數(shù)683 581。

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(yàn)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(yàn)的方法對(duì)FB60 鋼在不同溫度下的物理性能和力學(xué)性能進(jìn)行了測(cè)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(jìn)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(chǎng)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(zhǎng)度，m；b為橢球深度，m；c為橢球?qū)挾龋琺。

1.4 熱源校核

利用SYSWELD 軟件進(jìn)行控制臂焊縫溫度場(chǎng)計(jì)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(chǎng)能夠準(zhǔn)確地反映焊接過(guò)程中溫度場(chǎng)的分布規(guī)律。

圖2 控制臂構(gòu)件的溫度場(chǎng)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(gè)角度進(jìn)行工藝優(yōu)化，控制臂焊縫編號(hào)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(jìn)行試焊，焊接時(shí)熱輸入按表3 所示的正交試驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行設(shè)置。進(jìn)而基于優(yōu)化的焊接熱輸入，通過(guò)調(diào)整焊接順序來(lái)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(yàn)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(yàn)焊接接頭熔池和熱影響區(qū)分布示意，可以看出試驗(yàn)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(yàn)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(yàn)6、8 和9 焊接接頭實(shí)現(xiàn)了完全焊透，這主要是由于這些試驗(yàn)的熱輸入在2 527～2 701 J/cm，熱輸入量相對(duì)適中，同時(shí)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(yàn)焊接接頭溫度場(chǎng)分布Fig.4 Temperature field distribution at welding joint for orthogonal experiment

圖5 為正交試驗(yàn)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(duì)較大，均為0.36 mm。同時(shí)，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(yàn)焊接接頭變形場(chǎng)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(dá)到了673 MPa，同時(shí)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(shí)焊縫②、③、⑤、⑥已完成焊接，它們對(duì)焊縫①的焊接有約束作用，高溫焊縫區(qū)域在冷卻過(guò)程中不僅受到周?chē)鷺?gòu)件的影響，而且隨后在焊縫⑦焊接時(shí)焊縫①的起弧位置發(fā)生了重熔，同時(shí)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(shí)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(shí)焊縫及其附近母材的殘余應(yīng)力值也相對(duì)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(shí)焊縫①已經(jīng)冷卻，盡管焊縫①的起弧位置會(huì)再次重熔，但對(duì)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(shí)就已經(jīng)開(kāi)始了焊縫⑦的焊接，其對(duì)該位置冷卻時(shí)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(shí)間靠前，在焊縫⑦焊接時(shí)，焊縫②已經(jīng)冷卻，對(duì)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

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

2.4 最優(yōu)參數(shù)驗(yàn)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?yàn)棰佗堍邰茛蔻冖撷?。采用?yōu)化后的焊接熱輸入和焊接順序進(jìn)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(jì)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(jiàn)采用有限元計(jì)算仿真能實(shí)現(xiàn)控制臂焊接工藝的優(yōu)化，提高汽車(chē)控制臂的產(chǎn)品質(zhì)量。

表5 試驗(yàn)和模擬結(jié)果對(duì)比Table 5 Comparison of experimental and simulation results

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)汽車(chē)控制臂結(jié)構(gòu)進(jìn)行焊接熱輸入和焊接順序優(yōu)化計(jì)算，得到如下結(jié)論：

1）控制臂在進(jìn)行焊接時(shí)，焊接熱輸入不能過(guò)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(yàn)結(jié)果表明，熱輸入2 527～2 701 J/cm時(shí)，能獲得較好的焊縫熔深和熔寬；熱輸入小于2 527 J/cm 時(shí)，控制臂焊縫會(huì)有未焊透等缺陷。

3）采用先中間后兩邊的焊接順序（①④③⑤⑥②⑦⑧）時(shí)，控制臂的殘余應(yīng)力相對(duì)較小。

4）利用有限元仿真的方法可以?xún)?yōu)化汽車(chē)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(duì)實(shí)際控制臂構(gòu)件做了簡(jiǎn)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(jìn)一步提高有限元仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。