何林基， 張?zhí)炖祝?徐 剛， 顧廣石， 馬春偉*

(1.上海工程技術(shù)大學(xué) 材料工程學(xué)院， 上海 201620； 2.北京遙感設(shè)備研究所， 北京 100854；3.沈陽(yáng)新松機(jī)器人自動(dòng)化股份有限公司， 遼寧 沈陽(yáng) 110169)

激光焊接作為一種借助電氣自動(dòng)化設(shè)備易于實(shí)現(xiàn)智能制造的加工技術(shù)，適用的材料類(lèi)型多，具有極大的應(yīng)用前景[1-2]。由于激光焊接過(guò)程中激光光束與材料之間的相互作用異常復(fù)雜，同時(shí)影響熔池行為的因素眾多，因此隨著計(jì)算機(jī)科學(xué)的發(fā)展，借助有限元方法對(duì)激光焊接熔池進(jìn)行可視化的研究成為了可能[3]。

表面張力對(duì)焊接熔池的流動(dòng)行為具有極大的影響作用。郭超博[4]使用FLUENT研究了表面張力溫度系數(shù)對(duì)TIG焊接熔池的影響。龐盛勇[5]研究了在2種不同的表面張力溫度系數(shù)下小孔耦合行為的差異。李俐群等[6]通過(guò)活性劑改變焊接熔池的表面張力，研究了不同表面張力溫度系數(shù)對(duì)于激光焊接熔池行為以及焊縫形貌的影響。課題組基于FLUENT對(duì)在不同表面張力系數(shù)下小孔穩(wěn)定性進(jìn)行了研究。

1 物理模型的建立

1.1 基本的假設(shè)

激光深熔焊過(guò)程涉及的物理與化學(xué)行為較為復(fù)雜，既要考慮材料的熔化與凝固的2種相變過(guò)程，還要考慮金屬蒸氣的反沖壓力對(duì)熔池的擠壓而形成小孔的問(wèn)題。為了簡(jiǎn)化模型，作如下基本假設(shè)[7]：①熔池中的液態(tài)金屬為不可壓縮，且為層流；②材料是各向同性的，熱物理性質(zhì)都不隨溫度變化，同時(shí)固-液相變時(shí)金屬液體密度固定不變；③不考慮熔池與氣體間的化學(xué)反應(yīng)。

1.2 數(shù)值模型的建立

為了減少計(jì)算時(shí)間，模型采用對(duì)稱(chēng)模型，基板金屬上層為空氣域，其厚度為1 mm。模型的尺寸為30 mm×5 mm×6 mm，網(wǎng)格數(shù)量小于100 000。幾何模型如圖1所示。

圖1 計(jì)算幾何模型Figure 1 Computational geometry mode

1.3 數(shù)值計(jì)算的邊界條件

1.3.1 焊接熱源

考慮到激光焊接過(guò)程中激光束流能量密度在板厚方向上逐步衰減，因此采用旋轉(zhuǎn)曲面高斯熱源作為焊接熱源。熱源方程為：

(1)

式中：η為熱效率，文中取0.7；H為熱源高度，P為激光焊接輸入功率；R為熱源最大有效半徑。

熱源示意圖如圖2所示，圖中R0為最大的熱源半徑，Re為底部熱源半半徑，Q0為最大熱流密度。

圖2 熱源示意圖Figure 2 Schematic diagram of heat source

1.3.2 反沖作用力

激光焊接過(guò)程中由于材料蒸發(fā)產(chǎn)生的反沖蒸氣力而形成小孔。筆者采用Semak等[8]提出的模型來(lái)簡(jiǎn)化小孔受到的蒸氣反沖壓力。

(2)

式中：A，B0均為與材料相關(guān)的常數(shù)；U，T和k分別為原子的蒸發(fā)潛熱、小孔的壁面溫度以及玻爾茲曼常數(shù)。

1.3.3 邊界的計(jì)算條件

焊接過(guò)程，基板與焊縫的熱量傳遞主要依靠的是輻射、對(duì)流以及熱傳導(dǎo)進(jìn)行，因此邊界的能量守恒方程可以寫(xiě)為：

(3)

式中：Q為輸入的熱流密度；h為對(duì)流換熱系數(shù),取27 W/m2；ε為黑體輻射系數(shù)，取0.3；σ為斯忒潘-茲曼系常數(shù)，σ=5.66×10-8。

2 計(jì)算參數(shù)以及仿真結(jié)果驗(yàn)證

2.1 材料熱物理性能及計(jì)算參數(shù)

本研究中計(jì)算所采用的基板材料為奧氏體不銹鋼，其熱物理性能參數(shù)如表1所示[9]。

表1 A304熱物理參數(shù)值Table 1 A304 thermophysical property parameters

焊接參數(shù)如表2所示，分別計(jì)算了表面張力系數(shù)在0.8和1.2 N/m時(shí)的流場(chǎng)分布。計(jì)算軟件為FLUENT，采用PISO算法進(jìn)行計(jì)算，時(shí)間步長(zhǎng)1E-5，總計(jì)算時(shí)間為1 s。

表2 焊接參數(shù)Table 2 Welding parameters

2.2 仿真結(jié)果驗(yàn)證

為了驗(yàn)證熔池仿真模型的準(zhǔn)確性，采用如表2所示的焊接參數(shù)進(jìn)行了激光焊接試驗(yàn)。

圖3所示為仿真熔池三維視圖以及實(shí)際焊縫橫截面與仿真結(jié)果的對(duì)比圖，可以看出實(shí)際焊縫的熔合線(xiàn)輪廓與仿真得到焊縫截面吻合較好。

圖3 仿真結(jié)果Figure 3 Example of simulation results

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 不同表面張力下小孔的行為

圖4是在不同表面張力系數(shù)下，小孔的形成過(guò)程。從圖4可以看出，開(kāi)始時(shí)刻金屬液面受到反沖壓力的作用，液面下凹，隨著時(shí)間的推移，焊接熱量不斷地輸入，凹面的向下的程度增加，形成一個(gè)盲孔。表面張力系數(shù)為0.8 N/m時(shí)，小孔深度達(dá)到1.48 mm，且在小孔的前壁形成一個(gè)凸臺(tái)。而當(dāng)表面張力系數(shù)為1.2 N/m時(shí)，形成的小孔的深度為0.91 mm,同時(shí)在小孔的壁面未形成凸臺(tái)。這是因?yàn)槿鄢氐囊簯B(tài)金屬在表面張力的作用下不斷向熔池邊緣流動(dòng)，表面張力的方向是沿著液面的切線(xiàn)方向；金屬液面在反沖力的作用下呈凹面，此時(shí)表面張力的方向是沿著小孔壁面向上，與反沖壓力的方向相反；當(dāng)張力系數(shù)較大時(shí)，會(huì)對(duì)小孔的底部的金屬液體有一個(gè)向上的拖拽，從而使得小孔的深度降低。金屬液體在流體靜水壓力的作用下以及反沖壓力的作用下，向小孔中心流動(dòng)，較小的表面張力難以抵消2者的作用，在熔池前端壁面各項(xiàng)力平衡后，形成如圖4(c)所示凸臺(tái)。而表面張力較大時(shí)，在靜水壓以及反沖壓力作用下仍能使得金屬液體向熔池邊緣流動(dòng)，因此沒(méi)有形成凸臺(tái)。

圖4 不同表面張力系數(shù)下小孔形成過(guò)程Figure 4 Formation process of keyholes under different surface tension coefficients

圖5所示為不同表面張力系數(shù)形成穩(wěn)定小孔時(shí)的流場(chǎng)分布。圖5(a)和(b)分別為表面張力系數(shù)為0.8 N/m時(shí)縱截面、頂部流場(chǎng)分布。圖5(c)和(d)分別為表面張力系數(shù)為1.2 N/m時(shí)縱截面、頂部流場(chǎng)分布。

從圖5(a)中可以看出熔池沿小孔壁面向熔池后部與前端流動(dòng)，形成回流。圖5(b)顯示金屬液體從小孔中心向熔池邊緣流動(dòng)，同時(shí)越是靠近熔池邊緣，流動(dòng)速度越慢。這是因?yàn)槿鄢剡吘墔^(qū)域溫度比熔池中心溫度低，而金屬液體的黏度系數(shù)隨溫度降低而增加，降低了溶液的流動(dòng)性。對(duì)比圖5(a)和(c)可以發(fā)現(xiàn)表面張力系數(shù)為1.2 N/m時(shí)，流動(dòng)速度明顯加快。同時(shí)在小孔前壁未存在凸臺(tái)，熔池的穩(wěn)定性因此提高。

圖5 熔池流場(chǎng)分布Figure 5 Molten pool flow field distribution

3.2 表面張力對(duì)小孔震蕩的影響

圖6所示為2種不同表面張力系數(shù)下，小孔深度隨時(shí)間變化的曲線(xiàn)。

從圖6中可以看出，焊接小孔并不是一個(gè)穩(wěn)定存在，而是隨著熱源的移動(dòng)而動(dòng)態(tài)變化的。激光深熔焊在焊接過(guò)程中小孔的行為可以分為2個(gè)階段，即小孔的快速形成與動(dòng)態(tài)平衡[10]。表面張力系數(shù)為1.2 N/m時(shí)，在0.00～0.30 s內(nèi)平均小孔深度約為0.89 mm；而張力系數(shù)為0.8 N/m時(shí)，小孔的平均深度約為1.28 mm。同時(shí)表面張力系數(shù)為1.2 N/m時(shí)，小孔深度變化周期在6～15 ms之間；而張力系數(shù)為0.8 N/m時(shí)，小孔深度變化在10～40 ms之間。相對(duì)比之下，表面張力系數(shù)小，小孔深度增加，而小孔的穩(wěn)定性下降。因?yàn)檩^小的表面張力，使得金屬流體在流體靜水壓與反沖壓力下將流向熔池底部，但同時(shí)又難以維持小孔壁面的穩(wěn)定，易于在小孔壁面形成凸臺(tái)，隨著熱源的移動(dòng)，凸臺(tái)接觸小孔壁面，使得小孔坍縮。

圖6 小孔深度隨時(shí)間變化曲線(xiàn)Figure 6 Keyhole depth versus time curve

如圖7所示，在開(kāi)始階段，材料在激光光源的作用下，開(kāi)始熔化和蒸發(fā)， 產(chǎn)生等離子體，由此形成的向下

圖7 小孔閉合Figure 7 Keyhole closure

的蒸氣反沖力直接作用于熔化的金屬上。流動(dòng)的金屬不存在剛度，熔池迅速變形，向下凹陷，形成小孔。同時(shí)流動(dòng)的金屬液體將熱能帶到了熔池的底部，使得小孔在深度方向進(jìn)一步拓展。當(dāng)小孔達(dá)到一定深度后，材料的熔化與蒸發(fā)消耗了大量的熱量，隨著激光光源的移動(dòng)，使得在厚度方向上能量密度下降，反沖作用力也隨之降低，同時(shí)在表面張力、流體的靜水壓力的作用下，使得小孔無(wú)法維持并閉合。同時(shí)在不同的表面張力系數(shù)下，小孔的深度有明顯的不同。表面張力對(duì)熔池的作用明顯，激光深熔焊小孔的穩(wěn)定性主要受表面張力、流體靜水壓、蒸氣反沖力的影響。

4 結(jié)語(yǔ)

課題組建立了激光深熔焊的熔池三維仿真模型，并以?shī)W氏體不銹鋼為基板進(jìn)行焊接試驗(yàn)，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性；研究了在不同表面張力系數(shù)下，激光焊接小孔行為的差異。得出以下結(jié)論：

1) 激光深熔焊接過(guò)程中，表面張力系數(shù)較小時(shí)，激光焊接小孔較深，有利于熱量向下傳遞，能夠獲得更大焊縫深度；表面張力系數(shù)較大時(shí)，焊接小孔的深度有所降低，但熔池與小孔更加穩(wěn)定。

2) 激光焊接過(guò)程中，可以通過(guò)改變材料表面張力數(shù)值來(lái)調(diào)整焊接熔池流動(dòng)行為，提高焊接熔池的穩(wěn)定性，降低焊接缺陷率，提高焊接接頭的質(zhì)量。