胥軍，鄧峰，蘇田，李剛炎

武漢理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，湖北武漢 430070

當(dāng)前，純電動(dòng)汽車已成為未來(lái)汽車工業(yè)發(fā)展的主流方向。動(dòng)力電池系統(tǒng)是純電動(dòng)汽車的核心單元［1］，主要由動(dòng)力電池模組、冷卻模塊和電池管理模塊組成。系統(tǒng)的封裝及承載依賴結(jié)構(gòu)尺寸大、散熱性能好的動(dòng)力電池箱。由于動(dòng)力電池箱布置于純電動(dòng)汽車車身底板下方，所處環(huán)境十分惡劣，箱體的整體強(qiáng)度和防護(hù)等級(jí)直接關(guān)系著動(dòng)力電池系統(tǒng)乃至整車安全。

為滿足輕量化設(shè)計(jì)要求，目前市場(chǎng)上主流的動(dòng)力電池箱產(chǎn)品多由鋁合金型材經(jīng)熔化極惰性氣體保護(hù)（MIG，melt inert-gas） 焊接加工而成。由于鋁型材熱膨脹系數(shù)大、熱傳導(dǎo)性能高且散熱速率快［2］，若采用的焊接工藝不當(dāng)，極易因較大的焊接殘余應(yīng)力引起箱體內(nèi)壁嚴(yán)重變形，若箱壁內(nèi)縮變形量超過(guò)工藝規(guī)范要求的2 mm，將嚴(yán)重影響后續(xù)吊耳與邊框側(cè)面的焊裝，為動(dòng)力電池系統(tǒng)的安全運(yùn)行帶來(lái)極大隱患。

為此，本文以采用6005A 鋁型材的850 型動(dòng)力電池箱為例，采用數(shù)值模擬方法［3］對(duì)其MIG 焊接順序方向、焊接加工約束方案進(jìn)行仿真分析，獲取多種候選方案、并以等效變形量均值最小為原則確定其中的優(yōu)選方案，通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)優(yōu)選方案的應(yīng)用效果進(jìn)行驗(yàn)證。

1 典型焊縫溫度場(chǎng)數(shù)值模擬

1.1 動(dòng)力電池箱典型焊縫提取

850 型動(dòng)力電池箱由短邊箱壁、長(zhǎng)邊箱壁和底板焊接加工而成，其整體結(jié)構(gòu)尺寸（1 900 mm×850 mm×92 mm） 較大，焊縫種類與數(shù)量較多。為有效利用焊接數(shù)值模擬方法優(yōu)化焊接工藝，需提取動(dòng)力電池箱中具有獨(dú)特特征的典型焊縫，所提取的典型焊縫區(qū)域面積應(yīng)大于焊接熱影響區(qū)面積。依據(jù)不同的焊縫路徑及焊縫焊接參數(shù)，提取三種典型焊縫如圖1 所示，分別為邊角焊縫（a）（包括邊角外側(cè)焊縫和邊角內(nèi)側(cè)焊縫）、長(zhǎng)邊焊縫（b）和短邊焊縫（c）。

圖1 典型焊縫的提取Fig. 1 Extraction of typical welds

1.2 焊接熱過(guò)程熱源模型及校核

移動(dòng)熱源的熱輸入會(huì)使焊縫區(qū)域金屬熔化形成熔池。根據(jù)輸入能量與散失能量的關(guān)系［4］熔池可劃分為：前部的輸入能量大于散失能量，和后部的輸入熱量小于散失熱量的。在固定坐標(biāo)系中，工件的熱傳導(dǎo)基本控制方程為

式中ρ為材料密度（kg/m3）；c為材料比熱容（J/（kg·K））；λ為材料熱導(dǎo)率（W/（m·K））；T為溫度（K）；t為時(shí)間（s）；-Q為內(nèi)熱源強(qiáng)度（W/m3）。

由于所處的焊接環(huán)境為常溫，故設(shè)置動(dòng)力電池箱溫度場(chǎng)數(shù)值模擬的初始條件為：工件溫度T=20 ℃，環(huán)境溫度T0=20 ℃。焊接過(guò)程中，工件與周圍環(huán)境存在著對(duì)流換熱和輻射換熱過(guò)程［5］，準(zhǔn)確的換熱邊界條件對(duì)焊接冷卻過(guò)程甚至整個(gè)焊接過(guò)程的數(shù)值模擬至關(guān)重要。需經(jīng)多次反復(fù)實(shí)驗(yàn)，確定符合實(shí)際焊接的對(duì)流換熱系數(shù)h與輻射黑度ε分別為20 W/（m2·K） 和0. 6。

由于電弧移動(dòng)速度的影響，電弧對(duì)工件輸入的熱流沿焊接路徑方向并非對(duì)稱分布，沿著焊接移動(dòng)路徑，電弧前方熱輸入?yún)^(qū)域比后方的小，雙橢球熱源模型［6］符合該熱輸入規(guī)律。因此，本文選用雙橢球熱源模型，如圖2所示。但為使焊接熱源模型符合實(shí)際焊接熱源，需進(jìn)行二次開發(fā)。

圖2 雙橢球熱源模型Fig. 2 Double ellipsoid heat source model

雙橢球熱源模型前、后兩部分的熱流分布函數(shù)為

式中a、b、cf、cr為熱源高斯參數(shù)；Q為熱源有效能量輸入且Q=ηUI；η為電弧熱效率；U為焊接電壓；I為焊接電流。雙橢球熱源模型前、后兩個(gè)部分的能量分配系數(shù)ff、fr滿足

采用熱電偶測(cè)溫法［7］，在焊接熱影響區(qū)預(yù)埋熱電偶得到實(shí)際熱循環(huán)曲線，將其與有限元軟件中的熱源模型進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果如圖3所示。由于實(shí)際熱循環(huán)曲線與熱源模型誤差較小，故可滿足仿真要求。通過(guò)熱源校核，得到3種典型焊縫的熱源模型參數(shù)如表1所示。

表1 熱源模型參數(shù)Table 1 Parameters of heat source model

圖3 典型焊縫熱循環(huán)曲線Fig. 3 Typical weld thermal cycle curves

1.3 典型焊縫溫度場(chǎng)數(shù)值模擬

利用SYSWELD 軟件進(jìn)行焊接溫度場(chǎng)數(shù)值模擬前，先采用Hypermesh 軟件劃分箱體模型的有限元網(wǎng)格，再確定焊接材料性能參數(shù)。在SYSWELD 軟件自帶的材料數(shù)據(jù)庫(kù)中，沒有完全符合6005A鋁合金屬性的材料，為此需對(duì)SYSWELD 軟件的材料數(shù)據(jù)庫(kù)進(jìn)行二次開發(fā)。6005A 鋁合金為Al-Mg-Si 系可熱處理強(qiáng)化鋁合金， 其成分組成參照GB/T 3190-2008［8］，將6005A 鋁合金的成分輸入到JMat-Pro （材料性能模擬軟件） 中，計(jì)算得到6005A 鋁合金的性能參數(shù)曲線如圖4所示。

圖4 6005A鋁合金性能參數(shù)曲線Fig. 4 Performance parameter curve of 6005A aluminum alloy

為提高收斂性與計(jì)算效率，在典型焊縫溫度場(chǎng)數(shù)值模擬時(shí)，采用可變時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置，求解器依據(jù)計(jì)算過(guò)程中溫度梯度的大小自動(dòng)調(diào)節(jié)時(shí)間步長(zhǎng)。由于焊縫尺寸相對(duì)整體工件尺寸較小，建立典型焊縫熱過(guò)程有限元模型時(shí)，將焊縫截面設(shè)置為1/4或1/2圓。

由圖5可知，邊角焊縫初始熱量輸入無(wú)法使熔池溫度達(dá)到6005A鋁合金的熔點(diǎn)（607. 2 ～653 ℃），在實(shí)際焊接過(guò)程中焊接起始位置會(huì)產(chǎn)生未焊透缺陷，可在焊接起始階段適當(dāng)減小焊接速度或增大焊接電流以避免其發(fā)生。長(zhǎng)邊焊縫起始位置也會(huì)產(chǎn)生未焊透缺陷，當(dāng)焊接位置到達(dá)長(zhǎng)邊焊縫的中點(diǎn)時(shí)，焊縫最高溫度超過(guò)900 ℃，為避免長(zhǎng)邊焊縫過(guò)度熱輸入造成的焊接缺陷，通常采用分段退焊法［9-10］，短邊焊縫存在與長(zhǎng)邊焊縫類似缺陷。

圖5 焊縫溫度場(chǎng)分析圖Fig. 5 Weld temperature field analysis diagram

2 典型焊縫焊接順序方向優(yōu)化

2.1 焊接應(yīng)力變形有限元分析邊界設(shè)置

在塑性變形階段，材料應(yīng)力應(yīng)變曲線為非線性，且整個(gè)應(yīng)變過(guò)程會(huì)對(duì)應(yīng)力狀態(tài)產(chǎn)生顯著影響。分析焊接應(yīng)力應(yīng)變時(shí)，采用塑性增量理論，以應(yīng)力和應(yīng)變?cè)隽繛榛A(chǔ)，首先確定兩者間的本構(gòu)關(guān)系，然后進(jìn)行累積計(jì)算得到總應(yīng)力應(yīng)變。在彈性或塑性變形階段，材料應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為

式中［D］ 為彈性或彈塑性矩陣（與彈性模量E和泊松比μ相關(guān)），{C} 為與溫度相關(guān)的向量，T為溫度增量。

在SYSWELD 焊接有限元分析中，首先將溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果以一系列載荷增量逐步加載到分析對(duì)象上，得到溫度增量下各節(jié)點(diǎn)位移增量{ dε}e，單元位移與單元應(yīng)變滿足

式中［B］為聯(lián)系單元中應(yīng)變與節(jié)點(diǎn)位移向量的矩陣。

各單元應(yīng)變?cè)隽縶dε}e可由式（5） 計(jì)算得出。然后，基于單元應(yīng)變?cè)隽縶 dε}e，由式（4） 可得各單元應(yīng)力增量{dσ}e，從而得到焊接過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，以及焊接結(jié)束后的焊接殘余應(yīng)力分布情況。

2.2 典型焊縫焊接順序方向候選方案設(shè)計(jì)

焊接約束條件會(huì)影響焊接應(yīng)力變形結(jié)果，對(duì)焊縫三點(diǎn)施加約束即可實(shí)現(xiàn)最小約束條件，既能保證計(jì)算收斂性，又能使約束條件對(duì)焊接應(yīng)力變形的影響降至最低。在最小約束條件下，分析焊接順序方向?qū)Φ湫秃缚p應(yīng)力變形的影響，以降低焊接應(yīng)力變形為目標(biāo)，確定各典型焊縫焊接順序方向的優(yōu)選方案。

由于邊角焊縫長(zhǎng)度較短但焊接路徑較為復(fù)雜，為保證動(dòng)力電池箱邊角焊縫的氣密性等級(jí)，邊角焊縫采取如下兩種焊接順序方向候選方案；長(zhǎng)、短邊焊縫長(zhǎng)度較長(zhǎng)但焊縫軌跡簡(jiǎn)單，為避免長(zhǎng)焊縫過(guò)度熱輸入造成的焊接應(yīng)力變形，采用分段焊接方案，各典型焊縫候選方案如圖6所示。

圖6 典型焊縫候選方案Fig. 6 Candidate schemes for typical weld

2.3 典型焊縫焊接順序方向優(yōu)選方案的確定

根據(jù)典型焊縫的焊接順序方向候選方案，對(duì)各典型焊縫應(yīng)力變形進(jìn)行數(shù)值模擬，然后綜合對(duì)比分析每種焊縫的不同方案的焊后等效位移變形，以確定各典型焊縫焊接順序方向優(yōu)選方案，各焊縫變形趨勢(shì)如圖7所示。冷卻至室溫后，邊角焊縫方案2 最大變形量約0. 32 mm，與方案1 相比下降趨勢(shì)明顯；短邊焊縫方案2 和方案3 最大變形量與方案1 相比均有上升趨勢(shì)；長(zhǎng)邊焊縫方案2 和方案3 最大變形量與方案1 相比均有下降趨勢(shì)，因此邊角焊縫選擇方案2，短邊焊縫選擇方案1，長(zhǎng)邊焊縫選擇方案3。各方案焊接變形如表2所示。

表2 典型焊縫最大變形量Table 2 Maximum deformation of typical weld

圖7 方案1中典型焊縫變形Fig. 7 Deformation of typical weld in scheme 1

3 整體焊接順序方向及約束方案設(shè)計(jì)

3.1 整體焊接順序方向的候選方案

850 型動(dòng)力電池箱共有8 條焊縫。若利用全排列確定整體焊接順序方向，候選方案將達(dá)約1 000萬(wàn)種。為便于標(biāo)識(shí)，將邊角焊縫編號(hào)為C1～C4，短邊焊縫編號(hào)為L(zhǎng)1、L3，長(zhǎng)邊焊縫編號(hào)為L(zhǎng)2、L4。在原焊接方案中，焊接順序?yàn)椋篊1→C2→C3→C4→L1→L2→L3→L4，如圖8 所示；邊角焊縫焊接方向?yàn)閺倪吔峭鈧?cè)向邊角內(nèi)側(cè)焊接，長(zhǎng)、短邊焊縫整體焊接方向如圖9所示。

圖8 整體焊接順序原方案Fig. 8 Original scheme of overall welding sequence

圖9 整體焊接方向Fig. 9 The overall direction of welding

由于邊角、短邊和長(zhǎng)邊焊縫均呈對(duì)稱布置，基于焊縫特點(diǎn)和焊接工藝原則，遴選具有代表性的候選方案。確定候選方案時(shí)，采用以下原則：（1） 舍去具有對(duì)稱關(guān)系的方案；（2） 長(zhǎng)、短邊焊縫易使邊角焊縫發(fā)生錯(cuò)位，應(yīng)先焊接邊角焊縫；（3） 避免焊接過(guò)程中收縮方向不同產(chǎn)生的應(yīng)力和變形，平行焊縫采取同向焊接原則；（4） 為防止局部溫度過(guò)高，盡量避免長(zhǎng)時(shí)間連續(xù)焊接。對(duì)各典型焊縫進(jìn)行分段處理并對(duì)焊接順序方向進(jìn)行優(yōu)化，得到整體焊接順序方向優(yōu)選方案。根據(jù)典型焊縫的焊接順序方向優(yōu)選方案及整體焊接順序方向候選方案確定原則，遴選得到6種整體焊接順序方向的候選方案如表3 所示。其中，方案1 到方案3選擇方向1，方案4到方案6選擇方向2。

表3 整體焊接順序候選方案Table 3 Candidate schemes for overall welding sequence

邊角焊縫焊接順序方向確定為C1→C2→C3→C4，且從邊角內(nèi)側(cè)焊縫向邊角外側(cè)焊縫焊接。為模擬動(dòng)力電池箱整體在無(wú)約束條件下的焊接變形，在整體焊接順序方向優(yōu)化時(shí)采用三點(diǎn)最小約束條件，示意如圖10所示。

圖10 動(dòng)力電池箱最小約束Fig. 10 Minimum constraint of power battery enclosure

3.2 整體焊接順序方向優(yōu)選方案的確定

為獲取6種候選方案中的優(yōu)選方案，從動(dòng)力電池箱整體模型中選擇3 個(gè)測(cè)量點(diǎn)如圖11 所示，測(cè)量點(diǎn)處的位移變形可有效反映箱體的彎曲變形程度。1、2 號(hào)測(cè)量點(diǎn)呈對(duì)稱關(guān)系，取1、2 號(hào)測(cè)量點(diǎn)焊后最大等效變形量的平均值-D，結(jié)合3 號(hào)測(cè)量點(diǎn)的最大等效變形量D，遴選出6 種候選方案中的優(yōu)選方案。6 種候選方案的1 號(hào)和2 號(hào)測(cè)量點(diǎn)焊后各方向最大變形量（Dx、Dy、Dz） 和最大等效變形量D的數(shù)值模擬結(jié)果如表4所示。

圖11 動(dòng)力電池箱測(cè)量點(diǎn)分布Fig. 11 Distribution of measurement points on power battery enclosure

由表4 可知，3 號(hào)測(cè)量點(diǎn)主要變形為沿z軸方向變形，然后依次是沿y軸和x軸變形；候選方案中最大等效變形量D和最大等效變形量平均值-D最小均為方案5。因此，選取方案5 為整體焊接順序方向優(yōu)選方案，其變形云圖如圖12所示。

圖12 方案5變形云圖Fig. 12 Deformation cloud chart in scheme 5

表4 候選方案測(cè)量點(diǎn)變形數(shù)值模擬結(jié)果Table 4 Numerical simulation results of measurement point deformation in candidate schemes mm

將方案5與原方案整體變形量對(duì)比分析，結(jié)果如表5所示。方案5相較原方案，Dx和Dy均有上升趨勢(shì)， 但Dy上升趨勢(shì)??；Dx的上升趨勢(shì)雖達(dá)11. 9%，但變化量?jī)H為0. 115 1 mm；對(duì)于最明顯的z方向變形Dz和最大等效變形量D，方案5 分別降低了28. 5%和24. 0%。

表5 方案5與原方案整體變形量對(duì)比Table 5 Comparison of the overall deformation between scheme 5 and the original scheme mm

3.3 整體焊接約束方案設(shè)計(jì)

整體焊接順序方向優(yōu)選方案5雖然能有效減少變形，但長(zhǎng)邊箱壁最大變形約2. 62 mm 依然較大。為進(jìn)一步控制動(dòng)力電池箱整體變形，需在動(dòng)力電池箱焊接過(guò)程中對(duì)相關(guān)部位進(jìn)行約束。

初始約束為Z1～Z7 時(shí)，電池箱整體變形較大，首先在z方向添加約束，因距離長(zhǎng)邊端點(diǎn)約1/4 處變形較大，故在此處添加約束Z8～Z9；按相同方法對(duì)x方向添加約束，在距離長(zhǎng)邊端點(diǎn)3/8 處添加約束X1～X4；在y方向添加約束，在箱體短邊中點(diǎn)添加約束Y1、Y2。至此，動(dòng)力電池箱體整體約束條件已確定，在整體焊接順序方向方案5的基礎(chǔ)上施加整體約束條件后，動(dòng)力電池箱整體等效變形云圖和整體約束條件如圖13 所示，最大變形量為1. 009 mm。

圖13 最終約束條件Fig. 13 Final constraint conditions

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 動(dòng)力電池箱MIG焊實(shí)驗(yàn)平臺(tái)的建立

MIG焊是一種成熟的焊接技術(shù)［11-12］，其通過(guò)全自動(dòng)高頻率間斷送絲和數(shù)字化控制的脈沖式焊接電流實(shí)現(xiàn)無(wú)飛濺、低熱量輸入和高效快速地焊接，實(shí)驗(yàn)所選用焊絲型號(hào)為ER4043。為檢驗(yàn)動(dòng)力電池箱整體焊接順序方向優(yōu)選方案及約束方案的合理性，在如圖14所示的工作站上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。

圖14 動(dòng)力電池箱MIG焊工作站Fig. 14 MIG welding workstation for power battery enclosure

4.2 整體焊接順序方向與約束優(yōu)選方案驗(yàn)證

為驗(yàn)證該型動(dòng)力電池箱在焊接順序方向及約束優(yōu)選方案下的變形控制效果，選擇如圖15 所示的重要結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行測(cè)量，將整體焊接原方案與優(yōu)選方案的焊接變形數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證優(yōu)選方案的合理性。

圖15 中L為動(dòng)力電池箱短邊箱壁頂部中點(diǎn)相對(duì)距離，W1、W2、W3 分別為長(zhǎng)邊箱壁頂部1/4、1/2、3/4 長(zhǎng)度位置。由表6 可知，整體焊接順序方向優(yōu)選方案相較于原方案長(zhǎng)、短邊箱壁內(nèi)縮變形量明顯減小，有效降低了動(dòng)力電池箱箱壁的內(nèi)縮變形，長(zhǎng)邊箱壁最大內(nèi)縮量為1. 2 mm，短邊箱壁最大內(nèi)縮量為0. 9 mm。

圖15 動(dòng)力電池箱結(jié)構(gòu)尺寸測(cè)量位置Fig. 15 Measurement points of structure dimension of power battery enclosure

表6 原方案與優(yōu)選方案結(jié)果對(duì)比Table 6 Comparison of the original scheme and the optimal scheme

5 結(jié) 論

本文針對(duì)850 型動(dòng)力電池箱，采用理論分析、數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的方法對(duì)其MIG 焊工藝進(jìn)行了優(yōu)化研究。結(jié)論如下：

1） 使用瞬態(tài)溫度場(chǎng)數(shù)值模擬方法對(duì)典型焊縫焊接順序進(jìn)行優(yōu)化，得到典型焊縫焊接順序方向優(yōu)選方案，相較于原方案邊角焊縫焊接變形減小56. 8%，長(zhǎng)邊焊縫變形減小6. 5%。

2） 基于典型焊縫的焊接順序方向優(yōu)選方案，對(duì)動(dòng)力電池箱整體焊接順序進(jìn)行優(yōu)化，得到的整體焊接順序方向優(yōu)選方案使箱體最大變形量減小24%。

3） 基于整體焊接順序方向優(yōu)選方案，確定了動(dòng)力電池箱焊接約束條件，有效降低了動(dòng)力電池箱變形，長(zhǎng)、短邊箱壁最大內(nèi)縮量分別減小至1. 2 mm、0. 9 mm。相較于原方案使長(zhǎng)邊箱壁內(nèi)縮減小52%以上，短邊箱壁內(nèi)縮減小25%。