鋁合金車體搭接塞焊結構有限元建模方法研究

劉 沛, 米彩盈

(西南交通大學 機械工程學院， 成都 610031)

目前，城市軌道車輛多為整體承載式鋁合金車體，且載客量較大，故為了使其底架具有足夠的承載強度，用整體式地板代替了原有的分段斷開式地板，采用搭接塞焊結構實現底架枕梁、牽引梁與整體式地板的連接。由于塞焊孔有成百上千個，因此，建立搭接塞焊的全實體單元、接觸傳力的有限元模型，對該類車體結構進行強度計算的難度較大。文中建立了6種搭接塞焊結構的簡化有限元模型，并與全實體有限元模型進行了比較分析。在此基礎上提出了采用點焊集對搭接塞焊結構進行離散的方法，結合ANSYS的APDL語言，給出點焊集自動化建模的源代碼，并運用該方法完成了某具有搭接塞焊結構的鋁合金車體靜強度校核。

1 搭接塞焊結構的模擬方法對比

1.1 模型介紹

在工程實際焊接結構中，搭接補強板除正常焊接連接外，還會采用塞焊來鞏固連接關系和防止出現局部失穩。選取了如圖1所示的搭接結構進行計算分析。該結構由兩塊鋁合金材料組成，其中型材基本尺寸為630×240×60 mm，焊接表面厚度為3 mm，板材基本尺寸為565 mm×105 mm，厚度為5 mm，上板與型材之間通過正面和側面聯合搭接焊縫進行連接，并根據美國AWS D1.2/D1.2M—2014[1]標準，確定出該搭接塞焊結構宜采用槽焊縫，其塞焊槽孔自身尺寸與相對位置尺寸均符合該標準規定。選用模型機械性能見表1。

圖1 雙層聯合搭接焊縫結構三維模型

項目材料厚度/mm密度/(g·cm-3)彈性模量/MPa 泊松比屈服強度/MPa型材AW6005-T62/3/52.77×1040.3215上板AW6082-T652.77×1040.3260焊縫AW6005-T6-2.77×1040.3125

利用ANSYS14.5軟件，先建立全實體單元FE模型，如圖2所示，再將搭接塞焊結構離散成如圖3所示的6種FE簡化模型，為比較在各種模擬方法下槽焊縫處的應力差異，選取圖2中槽焊縫及其周圍區域節點的von_Mises應力為對比量，(對比量從上往下節點編號是1～45)并以全實體單元模型的FE仿真結果為參照，綜合考慮計算精度和計算效率兩個重要因素，確定出較適合工程實踐的搭接塞焊結構的簡化模型。其中，圖3(a)所示的模型全部采用殼單元，槽焊縫簡化為一段厚度為塞焊槽寬一半的殼單元來連接上板與型材；圖3(b)所示的模型中，槽焊縫為實體單元，其余均為殼單元，且實體單元與殼單元之間直接進行節點耦合；圖3(c)所示的模型中，塞焊區域的焊縫與鋁合金均處理成實體單元，其余區域均為殼單元，且兩種單元之間通過RBE2剛性單元來連接；圖3(d)所示的模型中，采用主節點附微小質量單元的RBE2剛性單元模擬槽焊縫將上板與型材連接；圖3(e)所示的模型中，采用Surface-Based Constraints法將上板與型材進行連接，該方法是一種特殊的MPC算法，用柔性梁單元Beam188模擬槽焊縫，定義一個目標單元PILOT(位于梁單元的端點)和一組接觸單元CONTA175(位于殼單元節點)并設置相應的單元選項和實常數，來實現上板與型材在塞焊區域的連接關系；圖3f所示的模型中，采用點焊集的方法，其實質為通過梁單元(MPC184或Beam188)和兩個點面MPC接觸對進行上板與型材在塞焊區域的連接。

圖2 搭接塞焊結構實體單元 有限元模型及對比量位置

綜合上述，模擬該塞焊結構的FE模型有如下幾種[2]：

(a)槽焊縫簡化為一段厚度為塞焊槽寬一半的殼單元來連接上板與型材；

(b)槽焊縫為實體單元，其余均為殼單元，且實體單元與殼單元之間直接進行節點耦合；

保護竹林資源，相關的科學研究工作要擴大范圍、擴寬領域。除以上討論的方面外，還應加強例如生理生態、基因提取[40]、竹類植物造景[41]等方面的研究，用嚴謹、先進的科學研究為竹林的發展提供科學的理論依據。

(c)塞焊區域通過RBE2剛性單元來連接的體-殼混合模型；

(d)主節點附微小質量單元的RBE2剛性單元模擬槽焊縫的殼單元模型；

(e)Surface-Based Constraints法模型；

(f)點焊集模擬塞焊模型。

圖3 塞焊模擬的對比模型組成

1.2 載荷工況與仿真計算

雙層聯合搭接塞焊結構在實際工程應用中，主要受到與焊縫垂直方向的拉伸和壓縮以及與焊縫方向平行的剪切力，如圖4所示。在忽略焊接殘余應力的情況下，僅對該焊接結構進行應力場計算。對比分析的載荷工況及相應載荷大小見表2。

圖4 雙層聯合搭接塞焊結構加載示意圖

載荷工況載荷值/kN作用位置約束拉伸6×2上板加載座型材兩端壓縮8×2上板加載座型材兩端剪切15上板加載座型材兩端

1.3 對比分析結果

在表2所示的載荷作用下，通過對所選對比節點的von_Mises應力比較分析，6種對比FE模型與實體單元FE模型的von_Mises應力與計算相對誤差如圖5～圖7所示，圖8為7種模型從建模到完成計算耗時對比。由圖可知，在遠離塞焊孔區域，各對比模型的應力水平與實體單元模型相差不大，相對誤差在10%以內。在塞焊孔區域，模型a和模型b的計算結果在塞焊孔邊緣有突變，這是由于模型a在塞焊孔邊緣的一層連接殼增加了強度使應力減小，模型b體、殼單元直接耦合自由度不匹配使應力增加引起的；模型c由于是體-殼混合(RBE2連接)，其在塞焊區域采用了實體單元，計算結果與全實體單元模型較為接近，但該方法要建立大量的RBE2單元，耗時較大；模型d建模較為簡便，但在塞焊孔區域的應力為零，這是由于將塞焊區域模擬成剛性區域所致，模型e和模型f的計算結果趨勢與實體單元模型接近，但在塞焊孔區域相對誤差漸增，這是由于點面接觸產生的約束方程使得塞焊區域節點位移與實體單元模型有差異，模型e建模效率遠低于模型f，模型f的計算結果則更接近于實體單元模型，這是由于模型f的點焊集所包含的目標單元是覆蓋于塞焊區域殼單元的3D TARGE170單元，而模型e的接觸單元CONTA175僅是依附于塞焊區域節點的1D單元。因此，在綜合考慮計算精度和計算效率的前提下，點焊集簡化模型在工程實踐中較為適用。

圖5 拉伸載荷下節點von_Mises應力與計算相對誤差對比

圖6 壓縮載荷下節點von_Mises應力與計算相對誤差對比

圖7 剪切載荷下節點von_Mises應力與計算相對誤差對比

圖8 有限元模型建模與計算效率對比

2 塞焊結構點焊集模擬方法的深度剖析及其程序化建模

在ANSYS中定義的每個點焊集，至少包含1個梁單元和2個點面MPC接觸對，該點面接觸對是由點焊節點和被焊面形成的接觸對，即每個接觸對中只有1個接觸單元CONTA175位于點焊節點上，目標單元為覆于3D實體單元或殼單元的TARGE170單元，它們是由落入搜索半徑之內的被焊面節點形成[3]。每個點面接觸對創建6個約束方程，連接被焊面的梁單元可選擇剛性梁單元或柔性梁單元，并且可以向點焊基集添加多個被焊面以模擬多層板焊接。點焊集實現塞焊連接的構成如圖9所示。

由于塞焊在車輛結構中往往以批量存在的，故為了提高對該類結構的建模速率及準確性，利用ANSYS的APDL語言編寫具有通用性的MAC文件，其部分關鍵源代碼如下[4]：

CMSEL,S,N-SpotWeld

*GET,NMIN,NODE,,NUM,MIN

*GET,NMAX,NODE,,NUM,MAX

* GET,NNUM,NODE,0,COUNT !提取點焊節點編號信息

…

CCCC(1)=NMIN

*DO,i,2, NNUM,1

CCCC(i)=NDNEXT(CCCC(i-1))

*END DO !將全部點焊節點編號讀入數組“CCCC”

…

*DO,j,1, NNUM,1

SWGEN,SW%j%,12,N-TOP,N-BOTTOM,CCCC(j),0,10, , , , , ,

*END DO !創建點焊半徑和搜索半徑分別為12 mm和10 mm的點焊集

圖9 點焊集構成圖

3 實踐應用

3.1 模型簡介

某鋁合金車體底架結構的枕梁和牽引梁與地板之間是通過搭接塞焊結構連接為一個整體。根據歐洲EN 12663-1—2010[4]標準完成對車體的靜強度分析。現車體靜強度分析為例，其有限元模型如圖10所示，車體底架有搭接塞焊結構有4處，共306個塞焊孔，應用點焊集的方法模擬底架的搭接塞焊結構，進而對整個車體進行離散化。車體有限元模型由1 344 556個節點和1 616 015個單元組成，其中殼單元1 508 376個，實體單元3 629個，BEAm188單元312個，質量單元101 092個，三維彈簧單元240個，MPC184剛性梁單元306個，CONTA175接觸單元612個，TARGE170目標單元2448個。

3.2 加載求解

該組車體設計載荷主要按EN 12663-1—2010[5]標準執行。根據該標準，應將車輛歸類為P-III型，并結合實際運營情況對該車體靜強度分析設計了37個載荷工況，且確定出每個載荷工況的載荷值。由于底架搭接塞焊結構主要起連接枕梁和牽引梁與地板的作用，應當具備較強的抗剪切能力來傳遞縱向力，故此處選取最典型的縱向壓縮工況進行分析說明，該載荷工況說明見表3。

圖10 T1車車體有限元模型

載荷類別載荷值載荷作用位置約束縱向壓縮載荷800 kN(縱向)車鉤處1(m1+m4)g(垂向)全局重力加速度轉向架二系懸掛系統

3.3 分析說明

采用有限元軟件ANSYS14.5對車體縱向壓縮載荷工況進行仿真計算，車體結構TOP面和BOTTOM面的最大von_Mises應力分別為166.66 MPa和161.21 MPa，均位于II位端牽引梁母材區域，其整體von_Mises應力分布如圖11和圖12所示。最大von_Mises應力均小于該處結構制造材料AW6082-T6的許用應力值260 MPa，底架牽引梁和枕梁與地板之間的搭接塞焊結構處的最大von_Mises應力為106.87 MPa，小于底架搭接塞焊結構材料的許用應力，其von_Mises應力分布如圖13所示，然后按不同的材料特性逐步校核整車的von_Mises應力。經檢驗，整車各個結構的von_Mises應力均小于該處材料許用應力值，整車車體在該縱向壓縮載荷工況下滿足靜強度設計要求。

圖11 車體TOP面的von_Mises應力分布

圖12 車體BOTTOM面的von_Mises應力分布

圖13 搭接塞焊結構1的 von_Mises應力分布

4 結束語

以滿足計算精度為前提，以提高有限元模型的建模與計算效率為目的，提出6種搭接塞焊結構的簡化有限元模型，并分別對其進行了對比分析，得出了采用點焊集對塞焊結構進行離散的方法，并深度剖析了點焊集的連接機理，利用ANSYS的APDL語言，給出了點焊集自動化建模的源程序，以提高建模速度和準確性，結合該方法完成了某底架具有搭接塞焊結構的車體的靜強度分析。綜合分析，可以得出以下結論：

(1)使用該方法對搭接塞焊結構進行離散化時，點焊集模擬的塞焊結構的在遠離塞焊孔中心區域應力水平略高于實體單元模型，但在塞焊區域，受拉或壓時略低于實體單元模型，受剪時略高于實體單元模型。

(2)點焊集APDL語言的程序化建模，既節省了建模時間，又提高了建模準確性，避免了人為錯誤。

(3)在對大型搭接塞焊結構進行強度分析時，在保證其計算精度的前提下，采用文中方法可顯著提高FE建模和仿真分析效率。