基于ANSYS的MV3车轮焊接变形分析

黄清健+吴圣川+喻程+罗大兵

作者简介： 黄清健(1989—)，男，四川泸县人，硕士研究生，研究方向为现代设计理论与方法，(Email)qingjian321@foxmail.com;

吴圣川(1979—)，男，山东东明人，副教授，博士，研究方向为焊接结构疲劳断裂，(Email)wushengchuan@gmail.com0引言

车轮是汽车的重要运动受力部件和安全部件之一.在汽车行驶过程中，车轮承受着拉、压、弯、剪和扭转等交变应力，因此对车轮的制造精度要求十分严格.车轮主要由轮辋和轮辐组成.目前，在国内钢制车轮生产中，各类车轮合成大多采用焊接方法.［1］其中，轮辋和轮辐焊接的环焊缝收缩变形会造成轮辐底面向外凸起，引起制动鼓内摩擦面的歪扭和摇摆，慢刹车时会造成制动扭矩变动.［2］因此，对轮辋和轮辐焊接变形的有限元分析研究对保证汽车安全行驶具有重要的现实意义.

在激烈的市场竞争和巨大的工业需求环境推动下，焊接技术向着复合热源焊接技术和多丝及带极高速焊接技术方向发展.［3］双丝焊因具有焊接速度快、焊丝熔敷率高和焊缝质量好等优点，近年来在实际生产中具有良好的应用.［4］

随着计算机技术的快速发展和普及，有限元法从结构工程强度分析计算迅速扩展到几乎所有科学技术领域，成为一种应用广泛且实用高效的数值分析方法［5］，被广泛应用于焊接热传导、热弹塑性应力和变形分析以及焊接结构的断裂力学分析等.［6］ANSYS强大的热结构耦合及瞬态、非线性分析能力使其在焊接模拟技术中具有广阔的应用前景［7］，因此本文基于ANSYS采用单丝MAG焊和双丝MAG焊2种焊接方法对MV3型汽车轮辋和轮辐的焊接进行仿真分析;每种焊接方法又分2种不同焊接工艺.仿真得到焊接结构的温度场、温度梯度场、等效应力场和焊接结构的变形等，通过对结果进行分析得到一种优化的焊接方案.

1分析模型

分析模型主要包括几何模型、有限元计算模型和焊接热源模型等.考虑到该结构为典型的回转体，故取其1/4作为分析模型.

1.1几何模型

为利于网格划分和保证单元质量，根据轮辐和轮辋尺寸，选择直接在ANSYS中建立CAD模型.

1.2有限元模型

结构上的倒角特征不但会使有限元分析的网格数目急剧增加，而且会增大计算规模.根据有限元基本理论，在建模时可以忽略对求解过程影响巨大而对分析结果影响不大的小特征.温度场分析采用高精度的六面体SOLID 70单元；变形分析使用对应的高精度SOLID 45单元，每个节点上共有x，y和z等3个方向的自由度.因焊接瞬态温度场直接决定残余应力应变场大小和演变规律，而残余应力应变场却对温度场的影响甚微，因此采用热结构分析中的间接耦合分析技术.此外，为保证分析的准确性，又便于精确施加单丝和双丝焊接热源，采用全六面体单元划分模型网格，共有43 122个单元，33 980个节点，101 940个自由度.

为评估焊后轮辐的变形，分别在A面（yz平面）上取节点12550和13132，在B面（x=－12 mm处平面）上取节点14520和16188，仅研究感兴趣的x方向位移.采样点4374和4395分别位于焊缝内侧和外侧，采样点19454处于轮辋上，采样点10648和10646位于距焊缝一定距离的轮辐上，见图1.

注:x轴与车轮轴线重合，垂直于轮辐，坐标原点位于轮辐A面中心

图 1计算模型和数据样本点位置

Fig.1Calculation model and location of data sample points

1.3热源模型

焊接方法不同，热源模型也不一样，并会直接导致完全不同的温度场和变形.目前发展的热源模型有：点热源模型、线热源模型、面热源模型、高斯热源模型、双椭球形热源模型和广义双椭球形热源模型等.

对于MAG焊，采用能更精准模拟真实焊接温度场的双椭球形热源模型.［8］对于中厚板双丝焊，双椭球形热源模型更接近实际焊接情况.［9］采用2个双椭球形热源叠加模拟双丝焊的能量分布，并以时间滞后的形式再现真实双丝焊的空间热源布局.双椭球形热源分布为qx,y,z=63Qabcππexp－3x2a2•

exp－3y2b2exp－3z2c2式中：Q=ηUI，其中，η为热效率，U为焊接电压（单位为V），I为焊接电流（单位为A）；a，b和c为椭球形状参数，其具体数值因焊接方法而异.因x坐标始终不变，所以焊接速度v和时间t可通过y和z的变化引入.

2分析参数

2.1材料特性参数

进行焊接温度场分析必须确定的热物理性能参数有：导热系数、传热系数、密度、比热容、熔点和焊件的初始温度等.应力应变场模拟必须要确定的热物理性能参数有：泊松比、弹性模量、热膨胀系数、密度和屈服极限等.焊材SS400的参考特性参数见表1.表 1焊材SS400的参考特性参数

Tab.1Reference characteristics parameters of welding material SS400温度/℃202505007501 0001 5001 7002 500材料密度/(kg/m3)7 8207 7007 6107 5507 4907 3507 3007 080比热容/(J/(kg•℃))460480530675670660780导热系数/(W/(m•℃))504740273035140膨胀系数/(10-5 ℃-1)1.101.221.391.481.341.331.32弹性模量/GPa205187150702032泊松比0.280.290.310.350.400.450.48屈服极限/MPa202.0184.0143.065.018.02.31.7

2.2焊接工艺过程及参数

分析采用单丝双道和双丝单道2种成型方法，每种方法又分2种工艺过程，即先内部焊接后外部焊接和先外部焊接后内部焊接.第一道次焊接完成后立即开始下一道次焊接，双丝焊中焊枪轴线与工件平面交点之间的距离为10 mm.为模拟单丝双道焊，必须采用生死单元技术，即首先杀死后续道次焊缝单元，在焊枪扫描至相应焊道和位置时再激活杀死的单元并参与计算.不论是双丝焊还是单丝焊，都采用顺时针焊接，当完成1/4轮辐的焊道时随即冷却3倍于该焊接时间，即相当于焊接完整的轮辐一周.双椭球热源参数a=8 mm，b=8 mm，c=6 mm.焊接的主要工艺参数见表2.表 2焊接的主要工艺参数

Tab.2Main process parameters of welding 焊接方法电压/V电流/A焊缝焊接速度/(m/s)热输入编号热输入/(kJ/m)双丝MAG30404003502324300250单道成型0.020 0H31 3000.009 8H41 319单丝MAG35600406503147034500双道成型0.020 0H11 0500.020 0H21 3000.007 5H61 9450.006 8H72 492

2.3初始及边界条件

记图1中A面的焊道为“先外后内焊”，B面的焊道为“先内后外焊”.焊接结构初始温度为20 ℃，亦即热应力应变分析时的参考温度.整个焊接结构内外表面施加对流换热边界条件；因辐射面积较小，辐射换热边界暂不予考虑，可通过适当加大对流传热系数以反映辐射换热损失.［10］

对图1中所示的1/4模型的剖切面施加对称边界条件，焊接时轮辋与地面接触平面垂直于地面方向上的位移设为0，即x方向的位移设为0.

3分析结果

首先分别分析单丝MAG焊和双丝MAG焊两种方法；在分析同种焊接方法时，使用“先内后外焊”和“先外后内焊”两种方案，并通过对不同的热输入得到的分析结果对比判断方案的优劣；最后对在相同参数下的单丝焊和双丝焊分析得到一种较优化的轮辐焊接方法.

3.1单丝MAG焊分析结果

3.1.1温度梯度场

温度梯度场反映焊接过程中工件的温度变化程度，梯度越大，预示此处的应力强度越高，越有可能产生较大的应力集中.

在不同热输入时温度梯度场比较见图2~4,可知：无论是“先外后内焊”还是“先内后外焊”，结构的温度梯度最大处皆位于轮辐与轮辋焊接部位并稍向轮辋端部延伸.从温度梯度分布上推理可得：“先外后内焊”比“先内后外焊”好些，这是因为前者导致的热应变比后者小.评估结构的残余应力水平和变形情况还需考虑机械应力应变，从整体累加的热应力水平和整体变形情况确定哪种焊接方案更合适.(a)先外后内焊(b)先内后外焊图 2在H1热输入时温度梯度场比较

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

(a)先外后内焊(b)先内后外焊图 3在H6热输入时温度梯度场比较

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

(a)先外后内焊(b)先内后外焊

图 4在H7热输入时温度梯度场比较

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

3.1.2等效应力场

在不同热输入时采样点4374的等效应力曲线见图5,可知，焊接过程中应力变化有4个区段，是由于单丝双道成形共有4道焊所致.此处应力水平较大，表明发生塑性变形.当一道焊焊接完成时，由于工件尚未冷却至室温，就相当于对工件进行过预热处理，使得在进行下一道焊接时产生的残余应力明显降低.由于H1热输入的工况中焊接速度约为后面2种工况的2.7倍左右，且其热输入越小，冷却速度越快，因此焊缝处的等效应力较大.此外,当焊枪走过已焊接完毕的焊道时，其应力仍然超过相应温度下的屈服极限，表明焊接变形变化幅度较大，不可忽略.根据等效应力场的结果，采样点4395和19454的结论均与采样点4374结论一致.由此可看出，采用“先内后外焊”比采用“先外后内焊”时结构的综合应力水平低.这与温度梯度场分析结果矛盾，因此进一步研究焊接后轮辐变形以确定在不同热输入时轮辐A面和B面的具体变形大小以及哪种焊接方案更合适.

(a)H1热输入

(b)H6热输入

(c)H7热输入

图 5在不同热输入时采样点4374等效应力曲线

Fig.5Curves of equivalent stress of sample point 4374

under different heat inputs

3.1.3结构变形

研究焊接后轮辐A面和B面的变形.在不同焊接热输入时A面采样点13132在x方向的位移见图6，可知：焊接速度较大时，两种焊接方案下轮辐A面向x轴负向变形，焊后变形约为1.75 mm；两种焊接方案对残留变形影响较小，但“先内后外焊”方案中轮辐A面变形幅度更小.当焊接速度在0.006 8 m/s左右时，随着热输入的增加，“先内后外焊”使轮辐A面向x轴正向变形，最大变形约1.98 mm且变形过程平缓；而“先外后内焊”则使轮辐A面向负向变形，最大变形约2.6 mm.

(a)H1热输入

(b)H6热输入

(c)H7热输入

图 6在不同热输入时单丝焊采样点13132位移曲线

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

根据分析结果知，在不同热输入下A面采样点12550和B面采样点14520及16188在x方向上的位移变形趋势与采样点13132完全相同.

焊接后的残留变形是永久性变形，直接影响结构的装配精度和质量，是进行质量控制的重要检验指标.检测焊接变形分布也有利于改进焊接工艺和方法，优化焊接路径，为完善产品加工工艺提供科学依据.在两种焊接方案后结构的位移场见图7~9.由图7~9可清楚地看出：“先外后内焊”时结构主要变形区为轮辐中心大孔处和轮辐与轮辋焊接处，最大变形多在轮辐中心大孔处，会使轮辐的装配精度偏离评定要求.“先内后外焊”时结构变形除大焊接速度（如0.020 0 m/s单丝双道MAG焊）外，大变形区均位于轮辋与轮辐焊接的端部，而且位移场分布相对均匀，不但焊接结构整体变形水平降低，而且轮辐的装配和设计精度得到保证.(a)先外后内焊(b)先内后外焊图 7在H1热输入时结构残余变形

Fig.7Structural residual deformation under H1 heat input

(a)先外后内焊(b)先内后外焊图 8在H6热输入时结构残余变形

Fig.8Structural residual deformation under H6 heat input

(a)先外后内焊(b)先内后外焊图 9在H7热输入时结构残余变形

Fig.9Structural residual deformation under H7 heat input

综合单丝焊的数据分析可知，采用“先内后外焊”的方案比“先外后内焊”方案要好.

3.2双丝MAG焊分析结果

分析双丝焊在2种热输入时焊接温度梯度场、等效应力场和轮辐变形等，并比较其与单丝焊的优势，为工艺生产提供技术支持.3.2.1温度梯度场

在2种热输入时焊后结构的温度梯度场分布分别见图10和11.在“先内后外焊”中结构温度梯度比“先外后内焊”中稍大，但轮辐区梯度分布得到改善.从图10和11得出结论：2种焊接方案中的最大温度梯度区皆位于轮辋区，表示轮辐变形要小于轮辋，综合比较认为“先内后外焊”较好.(a)先外后内焊(b)先内后外焊图 10在H3热输入时温度梯度场比较

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

(a)先外后内焊(b)先内后外焊图 11在H4热输入时温度梯度场比较

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

3.2.2等效应力场

在不同热输入时采样点4395等效应力曲线见图12，可知，双丝焊缝应力水平普遍比单丝焊低.焊接热输入越小，焊后轮辐的焊接变形就越小,但从图中并不能得知哪种焊接方案更合适，因此需进一步分析.(a)H3热输入(b)H4热输入

图 12在不同热输入时采样点4395等效应力曲线

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

3.2.3结构变形

在不同热输入时双丝焊采样点13132位移曲线见图13,可知：A面焊接中最大位移约2.23 mm，最小约-1.71 mm，焊接后残余变形最大约0.75 mm，最小约-0.51 mm，因此不论是焊接中还是焊接后,轮辐的变形均比单丝焊小得多.此外，A面采样点12550和B面采样点16188及14520均与13132节点一致.因此，从总体上看，“先内后外焊”时轮辐的变形比“先外后内焊”小得多，焊后轮辐的变形皆朝向x轴的正方向，即轮辐外凸.(a)H3热输入(b)H4热输入

图 13在不同热输入时双丝焊采样点13132位移曲线

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

在2种热输入时焊后结构残余变形见图14和15，可知：在H3热输入时“先外后内焊”与“先内后外焊”的最大变形位移相差不大，而在H4热输入时“先外后内焊”的结构变形最大位移约为1.72 mm，约为“先内后外焊”的2倍，并且最大变形位置由轮辐中心孔处转移到焊缝偏向轮辋处，这也极有利于结构的精度要求.(a)先外后内焊(b)先内后外焊图 14在H3热输入时结构残余变形

Fig.14Structural residual deformation under H3 heat input

(a)先外后内焊(b)先内后外焊图 15在H4热输入时结构残余变形

Fig.15Structural residual deformation under H4 heat input

综合以上双丝焊的数据分析可知：采用“先内后外焊”较“先外后内焊”好.

3.3优化方案校核

为分析在相同热输入条件下单丝MAG焊和双丝MAG焊时轮辐的变形，以双丝焊热输入H3=1 300 kJ/m设计单丝焊工艺，电压U=40 V，电流I=650 A，焊接速度v=0.02 m/s，采用“先内后外焊”.在相同热输入时采样点13132的位移曲线见图16.(a)单丝H2热输入(b)双丝H2热输入图 16在相同热输入时采样点13132位移曲线

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

由图16看出：相同热输入下双丝焊使轮辐变凸，单丝焊使轮辐变凹，并且双丝焊后轮辐x向位移仅为单丝焊一半左右，约0.8 mm.焊后结构的残余变形见图17,可知:在相同热输入且“先内后外焊”条件下,焊后结构最大变形都在轮辐中心孔部位，但双丝焊变形仅为单丝焊的一半左右，前者为2.04 mm，后者仅为0.92 mm；同时，工作效率提高1倍左右，优势非常明显.(a)单丝焊(b)双丝焊图 17相同热输入下结构残余变形

Fig.17Structural residual deformation under same heat input

4结论

在不同热输入时对单丝MAG焊和双丝MAG焊进行有限元分析，得到温度梯度场、等效应力场和结构变形等，并且每种方法都采用“先内后外焊”和“先外后内焊”两种方案，得到以下结论：

（1）采用“先内后外焊”和“先外后内焊”2种方案时，轮辐A面和B面变形趋势、方向及大小基本一致；无论是单丝焊还是双丝焊，“先内后外焊”方案均优于“先外后内焊”.

（2）在单丝焊中，结构残余变形的最大位移绝对值皆在2.0 mm左右，约为双丝焊变形的2倍；综合比较，双丝焊较单丝焊更有优势.参考文献：

［1］马锡洪. 我国车轮行业焊接技术发展慨况［J］. 重型汽车, 2002(4): 2122.

MA Xihong. Development of welding technology of wheel industry in China［J］. Heavy Truck, 2002(4): 2122.

［2］汪树一. 汽车车轮焊接结构设计［J］. 车辆工程, 1983(3): 3437.

WANG Shuyi. Design of the weldingstructure of truck wheels［J］. Automotive Eng, 1983(3): 3437.

［3］李德全, 付涛, 袁择, 等. 国内焊接技术应用现状与发展趋势［J］. 现代焊接, 2008(1): 913.

LI Dequan, FU Tao, YUAN Ze, et al. The present situation and development trend of welding technology in China［J］. Mod Welding Technol, 2008(1): 913.

［4］曹梅青, 邹增大, 张顺善, 等. 双丝电弧焊研究现状及进展［J］. 山东科技大学学报: 自然科学版, 2008, 27(2): 8892.

CAO Meiqing, ZOU Zengda, ZHANG Shunshan, et al. Present situation and development of twinwire arc welding［J］.