喬及森, 芮正雷, 高振云, 楊元莊

(1. 蘭州理工大學 材料科學與工程學院, 甘肅 蘭州 730050; 2. 蘭州理工大學 省部共建有色金屬先進加工與再利用國家重點實驗室, 甘肅 蘭州 730050)

高強鋼三明治板是由上下面板和中間芯板通過焊接制造而成.作為一種新型輕量化結(jié)構(gòu)，具有高的比強度和比剛度，并且相對于傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)，對重量的減少最高可到50%等優(yōu)點[1].目前主要使用激光焊對高強鋼三明治板進行焊接，并且其接頭形式主要為T形搭接接頭.然而，蔣小霞[2-3]使用激光焊對三明治板進行焊接時，發(fā)現(xiàn)面板和芯板存在不完全熔合的問題，并且由于上述缺陷，導致對I型三明治板進行彎曲性能實驗時，三明治板在整體屈服時未達到材料的屈服強度，而是在面板和芯板未熔合處發(fā)生屈服，使得三明治板性能大打折扣.本文采用焊劑片約束電弧焊對三明治板進行焊接，通過焊劑片的固壁約束作用[4-5]實現(xiàn)了電弧對焊縫根部的完全熔合.

焊接熱源是一種高度集中的熱源，焊接時會在焊縫及其周邊區(qū)域產(chǎn)生一個不均勻、非線性的溫度場，導致在這些區(qū)域會產(chǎn)生一定程度的膨脹和收縮，從而在焊接工件中產(chǎn)生一個三維復雜殘余應力對疲勞損傷、應力腐蝕斷裂的敏感性[6].從而一定程度上降低了工件的使用壽命和安全性，并增加了產(chǎn)品的維護費用[7].因此，在焊接生產(chǎn)中對于變形的控制及預防是一項具有戰(zhàn)略性的目標.為了完成這個目標，發(fā)展和完善一個有效的可以預測由焊接導致變形的模型是非常必要的.

本文通過構(gòu)建組合熱源以更好地表征實驗中出現(xiàn)的非線性焊縫形貌，并對焊接過程中溫度場及應力場分布進行分析.

1 實驗方法

母材為BS960高強鋼，焊絲為ER120S(φ=1.2 mm)，將工件裝配在夾具之中.如圖1所示.通過OTC焊接機器人，以電壓和電流分別為25 V、280 A，使用焊劑片約束電弧且無氣體參與對高強鋼三明治板T形接頭進行焊接.焊接過程中使用熱電偶對T形接頭溫度進行記錄.其中夾具是由散熱性能較為優(yōu)異的Q235鋼和黃銅加工裝配而成，這有利于快速散熱、減少變形、對該種工藝焊接接頭質(zhì)量能有效改善.

2 焊接溫度場有限元模擬方法

2.1 模型的構(gòu)建

對工件在夾具散熱及無夾具空氣環(huán)境下自然散熱進行有限元模擬，需要為夾具以及工件分別建模.BS960板尺寸為150 mm×50 mm×5 mm,中心焊縫尺寸為150 mm×5 mm×5 mm,銅塊尺寸為150 mm×25 mm×25 mm.夾具為兩塊尺寸為201 mm×120 mm×15 mm的Q235鋼，通過切削加工，如圖2所示.網(wǎng)格單元采用DC3D8熱傳導單元，網(wǎng)格最小尺寸為1 mm×1 mm×1 mm.其中使用夾具散熱和空氣自然散熱模型的網(wǎng)格總數(shù)分別為11 794、10 350個.

2.2 熱源模型的構(gòu)建

采用高斯面熱源與柱型體熱源耦合的方式對熱源模型進行構(gòu)建.并分別表述電弧熱輻射以及焊絲熔化后的熔滴所帶來的熱量.組合熱源模型如圖3所示，方程如下式所示：

其中；Q為組合熱源總熱量；U和I為焊接電壓及電流，電流取280 A，電壓取25 V；Q1及Q2分別為高斯熱源與柱形熱源；X1和X2分別為焊接熱源分配系數(shù)，分別取0.55和0.45;η為焊接熱效率，取0.8.

Q1及Q2所代表的高斯和柱形熱源的方程為

(5)

(-0.005≤H≤-0.002 5)

(6)

其中：r0、r1為高斯面熱源和柱型體熱源的熱源集中系數(shù)；H為柱體熱源的作用高度.

2.3 材料熱物理性能、熱邊界條件、接觸換熱

使用的母材和焊絲的熱物理性能參數(shù)見表1.黃銅和Q235鋼的熱物理性能李揚[8]，冀晴[9]已做過詳細的闡述.圖4為溫度測定位置示意圖.

表1 計算材料性能

對于熱邊界條件，由于夾具是由散熱效果較為優(yōu)異的金屬制成，故僅將工件的散熱歸結(jié)為與空氣的對流輻射并不能表達出工件的真實散熱條件.因此，考慮了工件和夾具與空氣接觸部位的對流和輻射，其中對流換熱系數(shù)設為20 W/(m2·k)，鋼的輻射系數(shù)設為0.8，銅的輻射系數(shù)設為0.5，還考慮了工件和夾具之間的接觸換熱,則存在工件與銅塊，銅塊與夾具、工件和夾具之間的接觸傳熱.由文獻[10]可知，固體之間的界面接觸傳熱系數(shù)與載荷成正相關(guān)，與接觸面積成負相關(guān)關(guān)系.界面接觸換熱系數(shù)計算公式如下：

其中：hc為界面接觸傳熱系數(shù);Q3為通過接觸界面的熱流;Q4為從加熱端流入熱流;Q5為從接觸端流出熱流;ΔTc為接觸面兩端測量點的溫度差;An為界面接觸面積;λ1、λ2為金屬的熱導率;K1、K2為溫度梯度dT/dX.

通過接觸傳熱實驗[11]計算得到黃銅與BS960鋼、BS960鋼與Q235鋼的界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分別為2 348、1 648W/(m2·k).由于實際黃銅與工件界面接觸面積為3 750 mm2，實際工件與夾具的界面接觸面積為125 mm2，分別大于實驗時黃銅與BS960鋼、BS960鋼與Q235鋼的接觸面積75 mm2.所以實際的黃銅與BS960鋼界面接觸換熱系數(shù)應為0～2 348W/(m2·k)，BS960鋼與Q235鋼的界面接觸換熱系數(shù)應為0～1 648W/(m2·k).并經(jīng)過多次調(diào)整參數(shù)對模擬結(jié)果與實驗進行對比，確定了黃銅與BS960鋼、BS960鋼與Q235鋼之間的界面接觸換熱系數(shù)分別為250、500 W/(m2·k).

3 結(jié)果與分析

3.1 模擬與實驗焊縫形貌、熱循環(huán)曲線驗證

圖5是通過夾具散熱模擬所得焊縫與真實焊縫形貌對比圖.左半部分為模擬所得焊縫形貌，右半部分為實驗所得焊縫截面形貌圖.其中認為1 480 ℃為固液相溫度.并且經(jīng)過測量發(fā)現(xiàn)模擬與實驗所得焊縫根部、下表面、中部寬度基本吻合.上表面焊縫寬度稍有差異，主要是因為沒有考慮熔池的流動和凝固.以上驗證了模擬所得焊縫的準確性.

圖6為距離焊接起始點15 mm處橫截面溫度分布圖，溫度測定位置如圖4所示,由于面板和芯板都在距離焊縫熔合線2、3 mm處，所測得的最高溫度分別為850、714 ℃. 圖中面板和芯板測試點A、B、C、D四處所測得的焊接熱循環(huán)曲線與不同散熱邊界條件下的模擬數(shù)據(jù)相對比, 表明二者吻合良好.

同時從不同邊界條件下的模擬結(jié)果也反映出焊接裝夾具對接頭熱循環(huán)影響顯著, 焊接裝夾具及銅墊塊使得面板和芯板的冷卻速度更快, 從而對焊縫起到強制冷卻成形的作用, 有效避免了T形接頭焊接過程中焊根處焊漏的缺陷.

3.2 工件表面溫度場分布

圖7為T形接頭冷卻300 s時，工件表面的溫度分布，可以看出工件表面溫度分布較為均勻,并且夾具起到了強有力的傳熱作用.圖8為面板上下Line1、Line2和芯板左右Line3、Line4在不同時間下的溫度曲線圖，并且Line1、Line2、Line3、Line4所處的區(qū)域如圖4所示.由圖可知，在不同時間點，垂直焊縫方向上，各點溫度隨著與焊縫的距離增大而減小，表現(xiàn)出一定的溫度梯度.T=15 s時，上面板相較于面板下部和芯板而言，峰值溫度和溫度梯度最大.但是隨著時間的增大，工件的溫度通過對流、輻射以及在工件內(nèi)部傳導的方式進行轉(zhuǎn)移，并且溫度越高，熱量散失越快，在T=80 s時，各點溫度基本相同.在厚度方向上，面板上下和芯板左右的溫度曲線基本重合，因此溫度在工件厚度方向分布均勻.

圖9為工件中心橫截面處，模擬所得工件及夾具的橫截面溫度分布圖.為了避免工件溫度對夾具溫度顯示的阻礙，圖中將溫度云圖顯示上限定為100 ℃，從而使得溫度高于100 ℃時云圖顯示為灰色且云圖數(shù)值只顯示焊接熔池最高溫度3 794 ℃，低于100 ℃以下的溫度可以顯示出來.從圖7a和圖9a、b可知，t=18 s時，焊接溫度達到峰值，但是熱源所帶來的熱量只在工件內(nèi)部進行傳遞，夾具幾乎沒有溫度的變化，這與傳熱時間短和夾具的材質(zhì)有關(guān).從而解釋了焊接加熱階段，通過兩種方式進行模擬時，所得到的升溫階段曲線與實測升溫階段曲線基本重合的原因.并且因為工件焊接時間為30 s,從圖9c可知，在焊接過程，該夾具散熱的能力十分有限，焊接升溫階段夾具的最高溫度為30 ℃左右.

在冷卻階段，由于工件冷卻時間相較于加熱階段要長，使得工件的溫度可以有充分的時間傳遞到夾具上，從而加速工件的冷卻.圖10為冷卻階段通過使用夾具進行冷卻與自然冷卻下的冷卻曲線以及在各個特征時間點下相應的溫度差值.圖10起始點對應圖9的t=30 s ,即加熱階段結(jié)束，而冷卻階段開始點.從圖10與圖9 d可知，在冷卻20 s時，使用夾具散熱與自然條件下散熱差值開始出現(xiàn),銅塊的最高溫度為50 ℃，相應點溫度差值為40 ℃，此時夾具的散熱作用還沒有開始體現(xiàn).隨著冷卻時間增加到60 s時，對應著圖9e,此時銅塊最高溫度為67 ℃，并且工件和銅塊已經(jīng)將熱量傳遞給夾具，此時夾具的最高溫度為30 ℃，并且散熱的差值為54 ℃.當冷卻時間在150～180 s時，銅塊的溫度到達最高值87 ℃.散熱能力到達最高值，此時通過夾具傳熱與通過自然散熱的溫度差值為72 ℃，同時夾具的溫度到達50 ℃.當時間為300 s時，因為工件的溫度只有100 ℃左右，無法傳遞給銅塊及工件更多的熱量，從而使得工件和銅塊溫度整體開始下降.以上為使用夾具進行裝配焊接時，夾具參與散熱的傳熱過程分析.

3.3 焊接熱影響區(qū)預測與實驗驗證

使用安德魯斯公式[11]，對相變點溫度進行計算.BS960鋼的成分及力學性能蔣小霞[12]已表述.經(jīng)計算,鋼材Ac1=725 ℃,Ac3=852 ℃.Ac1、Ac3計算公式如下所示：

Ac1=723-10.7%Mn-16.9%Ni+29.1%Si+

16.9%Cr+290%As+6.38%W

(11)

31.5%Mo+13.1%W

(12)

圖11為模擬所得出的焊接熱影區(qū)材料熱循環(huán)過程中峰值溫度的梯度分布示意圖.結(jié)合金相觀察可以將熱影響區(qū)分為粗晶子區(qū)CGHAZ，細晶子區(qū)FGHAZ，和混合晶子區(qū)ICHAZ.表2列出了模擬和實驗測定的各子區(qū)域?qū)挾?圖12為試驗測定的焊接接頭硬度分布曲線圖，試驗所用載荷為30 N,即HV0.3.由圖12及表2可知，模擬與實驗所得焊縫區(qū)、焊接熱影響區(qū)分布吻合良好，并且面板熱影響區(qū)寬度要稍大于芯板熱影響區(qū)寬度.可見焊接熱輸入應更偏向于面板分布，這有利于保證芯板焊透的前提下不發(fā)生側(cè)漏.

表2 模擬與實驗焊接熱影響區(qū)各區(qū)域?qū)挾?/p>

4 結(jié)論

1) 通過構(gòu)建組合熱源模型，并考慮了夾具與工件之間的接觸傳熱,對焊劑片約束電弧焊高強鋼T形接頭溫度場進行了模擬,并驗證了其合理性與可行性.

2) 對工件與夾具之間的接觸傳熱進行分析，揭示了焊接夾具在焊接過程中所起到的控溫作用，對于完善熱邊界條件、指導夾具設計提供了準確參數(shù).

3) 論述了焊劑片約束電弧焊對BS960高強鋼T形接頭焊接時的溫度分布情況，結(jié)果表明,在焊接前后，面板和芯板在厚度方向上的溫度差異較小.在橫向方向上表現(xiàn)出較大的溫度梯度.