徐洲 李曉延 吳奇 王海東

摘要：為實(shí)現(xiàn)對(duì)復(fù)雜形狀熔池下中厚板MIG焊過(guò)程的準(zhǔn)確模擬，通過(guò)提取焊縫熔合線，擬合多項(xiàng)式方程，建立了具有特殊空間分布的電弧+熔滴組合熱源模型。分別基于該模型和雙橢球熱源模型對(duì)6 mm厚6082-T6鋁合金MIG焊進(jìn)行了有限元模擬，計(jì)算了焊接溫度場(chǎng)和焊后應(yīng)力場(chǎng)。結(jié)合兩種熱源模型的模擬結(jié)果，從實(shí)際焊縫形狀、熱循環(huán)曲線、應(yīng)力分布測(cè)量值三方面進(jìn)行對(duì)比分析。結(jié)果表明，組合熱源模型調(diào)節(jié)參數(shù)少，其溫度場(chǎng)能更好地反映復(fù)雜形狀熔池，應(yīng)力場(chǎng)與實(shí)測(cè)值吻合度更高，適合開(kāi)坡口的中厚板MIG焊過(guò)程模擬。

關(guān)鍵詞：焊接模擬;熱源模型;熔合線;中厚板

中圖分類(lèi)號(hào)：TG402? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A? ? ? ? ?文章編號(hào)：1001-2003（2021）11-0044-06

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.11.08

0 前言

鋁合金因比強(qiáng)度高、耐腐蝕、高溫性能好等特點(diǎn)，現(xiàn)已廣泛應(yīng)用于高速列車(chē)、航空航天等工業(yè)制造領(lǐng)域[1]。焊接作為一種主要的連接方法，在鋁合金加工中占據(jù)著重要地位。焊接結(jié)構(gòu)是工件的薄弱環(huán)節(jié)，通過(guò)有限元手段模擬焊接過(guò)程，能夠快速全面地分析焊后應(yīng)力分布[2]。

焊接有限元模擬的仿真精度在很大程度上取決于所采用的熱源模型[3-4]。在鋁合金中厚板焊接中，為保證單面焊雙面成形往往需要開(kāi)坡口，加上較大的熱輸入，使得最終熔池形狀復(fù)雜，而已有的單一熱源模型熔池模擬結(jié)果一般接近于半橢球、錐形等有限種類(lèi)的熔池形狀，使得模擬精度下降[5-6]。為了解決復(fù)雜熔池條件下傳統(tǒng)單一熱源難以匹配的問(wèn)題，研究人員做了大量工作。Wu[7]等針對(duì)等離子弧焊過(guò)程的特點(diǎn)，建立了雙橢球體+二次錐體的組合熱源模型，并根據(jù)小孔深度的變化動(dòng)態(tài)調(diào)整其分布參數(shù);馬悅[8]通過(guò)調(diào)整不同方向的熱流密度分布參數(shù)值，得到焊縫成形系數(shù)較小的“ 柱狀 ”熔池和成形系數(shù)較大的“ 碗狀 ”熔池;李振江[9]對(duì)比了兩種組合熱源模型，最后選擇工件的上部采用雙橢球體熱源，下部采用圓柱體熱源。上述研究最終都獲得了與各自熔池形狀相符合的模擬結(jié)果，但是過(guò)于依賴熱源參數(shù)的調(diào)整或者使用組合熱源模型時(shí)引入了更多的熱源參數(shù)，增加了模擬工作量。Wang[10]等提出了一種直接提取實(shí)驗(yàn)熔合線的旋轉(zhuǎn)體熱源，減少了熱源參數(shù)，能夠適應(yīng)多種焊接方法的熔池形狀，但是僅以形狀匹配為參數(shù)調(diào)節(jié)標(biāo)準(zhǔn)，未考慮實(shí)際能量輸入。

針對(duì)以往組合熱源模型存在的調(diào)節(jié)參數(shù)過(guò)多、未考慮實(shí)際熱輸入等問(wèn)題，文中在提取實(shí)驗(yàn)熔合線的旋轉(zhuǎn)體熱源基礎(chǔ)上，開(kāi)發(fā)了高斯面+雙旋轉(zhuǎn)體新型組合熱源模型，并結(jié)合焊縫橫截面宏觀金相、溫度曲線和應(yīng)力測(cè)量結(jié)果，與傳統(tǒng)雙橢球熱源進(jìn)行對(duì)比，實(shí)現(xiàn)了熱源參數(shù)調(diào)整的簡(jiǎn)化和6 mm厚鋁合金板MIG焊的準(zhǔn)確模擬。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 焊接實(shí)驗(yàn)

采用MIG方法對(duì)接焊接6 mm厚的6082-T6鋁合金平板，采用福尼斯TPS 5000焊機(jī)，焊接材料為φ1.2 mm的ER5356焊絲，焊接過(guò)程通氬氣保護(hù)，焊接參數(shù)為：電流175 A、電壓23 V、焊速0.5 m/min。平板尺寸和坡口形式如圖1所示。

1.2 熱循環(huán)曲線記錄和殘余應(yīng)力測(cè)試

在焊接試板中心橫截面與上表面交線上且距焊接坡口端10 mm以及15 mm位置處分別布置K型熱電偶，采用UT-325測(cè)溫儀實(shí)時(shí)記錄焊接過(guò)程中特征點(diǎn)的溫度數(shù)據(jù)，生成熱循環(huán)曲線。焊后采用iXRD-MG40P型X射線衍射應(yīng)力儀測(cè)量殘余應(yīng)力。

2 有限元模擬

2.1 網(wǎng)格劃分

使用有限元軟件Abaqus建立試板模型。由于平板對(duì)接中焊縫兩側(cè)的約束及邊界條件對(duì)稱，為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，只模擬其中一側(cè)。綜合考慮計(jì)算準(zhǔn)確度和計(jì)算效率，網(wǎng)格劃分從焊縫到邊緣由密到疏，網(wǎng)格模型如圖2所示。

2.2 熱源模型

熱源模型的建立需要確定熱流“ 以何種空間形式分布 ”和“ 以何種分布模式分布 ”兩個(gè)要素[11]。其中“ 熱流分布的空間形式 ”一般對(duì)應(yīng)著不同焊接方法下的熔池形狀特點(diǎn)，比如適用于大多數(shù)半橢球熔池的雙橢球熱源模型，針對(duì)電子束焊釘子狀熔池的旋轉(zhuǎn)高斯體熱源模型[6，12]。在模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性評(píng)價(jià)中也多采用熔池邊界準(zhǔn)則，即在一定的焊接熱輸入條件下，模擬計(jì)算獲得的熔池輪廓與試驗(yàn)所測(cè)相吻合，則證明所建立的熱源模型是準(zhǔn)確的[13]。以上經(jīng)驗(yàn)說(shuō)明，熱源模型的空間形式需要從熔池形狀出發(fā)。而在開(kāi)坡口的中厚板MIG焊中，熔池形狀復(fù)雜，傳統(tǒng)熱源模型不能反映該熔池形狀，雖然有研究者通過(guò)結(jié)合多種傳統(tǒng)熱源的組合熱源最終接近了熔池形狀，但是大大增加了需要調(diào)節(jié)的形狀參數(shù)，使得熱源校準(zhǔn)過(guò)程繁瑣?；诖?，文中在MIG焊模擬的熱源模型中直接代入實(shí)驗(yàn)測(cè)得的焊縫熔合線，使輸入熱流分布在近似的實(shí)際熔池范圍中;在“ 熱流的分布模式 ”這一要素處理中，將焊接能量分為電弧和熔滴兩部分，根據(jù)焊接參數(shù)分配熱輸入，建立組合熱源模型。

（1）以雙旋轉(zhuǎn)體均勻熱源表示熔滴帶入的熱量。建立過(guò)程如下：首先取得實(shí)際的焊縫橫截面熔合線輪廓，代入圖像處理軟件，建立坐標(biāo)系，如圖3所示，深度方向?yàn)樽宰兞繑?shù)軸z軸，水平方向?yàn)橐蜃兞繑?shù)軸x軸，提取熔合線上的11個(gè)點(diǎn)坐標(biāo)。

獲得坐標(biāo)后，在Origin中通過(guò)多項(xiàng)式擬合獲得相應(yīng)的多項(xiàng)式方程為x=-46 834z3-362.77z2-0.143 6z+0.003 9。該方程表示的曲線即為數(shù)學(xué)擬合出來(lái)的實(shí)際熔合線輪廓，其線形對(duì)比如圖4所示?？梢钥闯觯捎萌味囗?xiàng)式方程已經(jīng)能夠很好地表示焊縫熔合線，方差數(shù)值顯示為0.998，說(shuō)明擬合度較高。

下一步，以多項(xiàng)式方程曲線為邊界構(gòu)建旋轉(zhuǎn)體，如圖5a所示，以z軸為旋轉(zhuǎn)軸，曲線旋轉(zhuǎn)一周得到旋轉(zhuǎn)體。將旋轉(zhuǎn)體沿y軸（熱源移動(dòng)方向）拉伸一定倍數(shù)k，得到拉長(zhǎng)的旋轉(zhuǎn)體。類(lèi)似雙橢球熱源模型，焊槍前端為拉伸前的旋轉(zhuǎn)體的1/2（圖5a中深色部分），后端為拉伸后的旋轉(zhuǎn)體的1/2（圖5b中深色部分），這一雙旋轉(zhuǎn)體空間（見(jiàn)圖6c）就是熔滴熱流分布的區(qū)域。

確定熱源模型的空間形式后，還需確定熱流“ 以何種分布模式分布 ”，即組合熱源中各單一熱源的熱輸入以及分布模式。MIG焊中熔滴熱輸入為

式中 ρ為焊絲密度，ρ=2 712 kg/m3;rw為焊絲半徑，rw=0.0006 m;ω為送絲速度，ω=0.188 3 m/s;Hd為焊絲熔化熱焓，焊絲從常溫加熱至2 000 ℃時(shí) Hd=2 638 J/g[14]，計(jì)算可得Qm≈1 524 W。

熱源模型中最常用的分布模式為高斯分布，其來(lái)自于對(duì)TIG焊電弧熱分布的實(shí)驗(yàn)觀察，而MIG焊過(guò)程中的熔滴進(jìn)入有著快速攪拌效應(yīng)的熔池，熱量迅速均勻化，應(yīng)假設(shè)熱量均勻分布在雙旋轉(zhuǎn)體中，則該體中任意位置熱流密度等于Qm/V，V為雙旋轉(zhuǎn)體的體積，可由式（2）計(jì)算得出。

熔滴熱源模型建立完成，其熱流分布在考慮實(shí)際熔合線的雙旋轉(zhuǎn)體中采用均勻分布模式，熱輸入由焊絲參數(shù)和送絲速度計(jì)算得出。

（2）以高斯面熱源表示電弧帶入的熱量。半徑為r的圓上熱流密度呈高斯分布。電弧輸入功率由總的熱輸入去除焊絲熔化功率獲得，即Qa=ηUI-Qa，η為焊接熱效率。

最終的組合熱源熱流密度分布表示為：

為了驗(yàn)證組合熱源的準(zhǔn)確性，同時(shí)還選擇了雙橢球熱源進(jìn)行模擬，表示為

式中 a、c、bf、br均為形狀參數(shù)，分別指橢球的寬度和深度、前后半球的長(zhǎng)度;ff、fr為前后半球的能量分配系數(shù)。

2.3 計(jì)算過(guò)程

為了得到準(zhǔn)確的溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，正式計(jì)算前需要以實(shí)際熔池形狀為參考，試計(jì)算調(diào)整熱源模型形狀參數(shù)，雙橢球熱源模型的形狀參數(shù)有a、c、bf、br，組合熱源模型只有r。

確定熱源參數(shù)后，分別代入兩種熱源模型。采用順序耦合，即先計(jì)算溫度場(chǎng)，再以溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果為初始條件計(jì)算應(yīng)力場(chǎng)。

3 結(jié)果與分析

3.1 熔池形狀與焊縫形貌對(duì)比

在溫度場(chǎng)模擬結(jié)果中，輸入鋁合金熔點(diǎn)（660 ℃），得到模擬的熔池范圍如圖6所示?？梢钥闯?，組合熱源模型中的熔滴熱源模型部分由于代入了實(shí)際焊縫熔合線，即使在不包含形狀參數(shù)、無(wú)參數(shù)校準(zhǔn)步驟的情況下，仍然很大程度接近實(shí)際熔池形狀，而雙橢球熱源受限于自身熱流分布表達(dá)式，在不斷調(diào)整形狀參數(shù)后，熔深與表面熔寬能夠符合真實(shí)情況，但熔合線以及下部熔寬與實(shí)際焊縫差別很大。組合熱源模型能夠調(diào)節(jié)深度方向的熱流分布，考慮了熔池內(nèi)部和熔池表面的差異。

3.2 熱循環(huán)曲線對(duì)比

選擇熱電偶測(cè)溫對(duì)應(yīng)點(diǎn)的溫度變化歷程，熱循環(huán)曲線對(duì)比如圖7所示，距離焊接坡口端10 mm和15 mm處特征點(diǎn)的焊接過(guò)程峰值溫度分別為313.9 ℃和245 ℃。由圖7可知，兩種熱源模擬的升溫速率、峰值溫度與實(shí)測(cè)值均較為一致;但在降溫階段，組合熱源的降溫速率和實(shí)際降溫趨勢(shì)更為吻合，這是因?yàn)樵谀M熔池表面，組合熱源模型熱量來(lái)自于電弧熱源和熔滴熱源的共同作用，而雙橢球熱源模型只對(duì)它們進(jìn)行了簡(jiǎn)單的統(tǒng)一處理;由于測(cè)溫前工作臺(tái)已經(jīng)進(jìn)行過(guò)數(shù)次焊接實(shí)驗(yàn)，使得壓板、墊板溫度較高，在75 s后的降溫部分，模擬結(jié)果均與實(shí)測(cè)值有一定偏差。總的來(lái)看，組合熱源的溫度曲線與測(cè)溫曲線更加符合，這是因?yàn)閷?duì)電弧和熔滴能量分開(kāi)考慮，并為它們選擇了不同的熱流分布模式，使得模擬熱輸入更加科學(xué)，更符合有熔滴過(guò)渡行為的MIG焊特點(diǎn)。此外需要說(shuō)明的是，由于測(cè)溫點(diǎn)設(shè)置在試板表面，溫度曲線與焊接上部熔池較為相關(guān)，而從模擬熔池來(lái)看，雙橢球熱源在下部熔池的誤差更大，可以推斷組合熱源模型在深度方向的溫度場(chǎng)準(zhǔn)確性具有更大優(yōu)勢(shì)。

3.3 殘余應(yīng)力對(duì)比

在應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算結(jié)果中，建立橫向路徑，模擬應(yīng)力分布和實(shí)測(cè)值對(duì)比如圖8所示。由圖可知，橫向應(yīng)力的模擬值和實(shí)測(cè)值均呈拉應(yīng)力分布，在距焊縫中心0～40 mm范圍內(nèi)，組合熱源模型的應(yīng)力水平更高，與實(shí)測(cè)值更為接近，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域，兩種模型的橫向應(yīng)力差別不大。圖8b為縱向應(yīng)力沿橫向分布，兩種模型的模擬結(jié)果十分接近，均與實(shí)測(cè)值趨勢(shì)相吻合?？偟膩?lái)看，雙橢球熱源模型和新型組合熱源模型均能夠模擬焊后應(yīng)力場(chǎng)，應(yīng)力分布趨勢(shì)與實(shí)測(cè)值一致，但組合熱源模型在靠近焊縫的橫向應(yīng)力模擬中具有更好的模擬精度。

4 結(jié)論

（1）高斯面+雙旋轉(zhuǎn)體組合熱源模型能夠模擬帶有坡口的中厚板焊接溫度場(chǎng)，模擬熔池形狀與焊縫形貌相符。

（2）在有熔滴過(guò)渡行為的MIG焊模擬中，根據(jù)熔滴和電弧建立組合熱源，相較傳統(tǒng)的單一熱源，能夠獲得更準(zhǔn)確的應(yīng)力模擬結(jié)果。

（3）在熱源模型的建立中代入焊縫熔合線，能夠在保證模擬準(zhǔn)確度的同時(shí)減少熱源參數(shù)校準(zhǔn)工作。

參考文獻(xiàn)：

吳奇，李曉延，王小鵬，等. 熱處理工藝參數(shù)對(duì)2219鋁合金焊接接頭殘余應(yīng)力的影響[J]. 熱加工工藝，2021，50（1）：131-135.

Du Pengfei，Chen Weishan，Deng Jie，et al. Effects of knurl tooth angle on mechanical and thermal behaviors of aluminum ultrasonic welding[J]. Ultrasonics，2020：108.

Chen Yuxi，He Yinshui，Chen Huabin，et al. Effect of weave frequency and amplitude on temperature field in weaving welding process[J]. Springer London，2014，75（5）：803-813.

Ke Wenchao，Bu Xianzheng，Oliveira J P，et al. Modeling and numerical study of keyhole-induced porosity formation in laser beam oscillating welding of 5A06 aluminum alloy[J]. Optics & Laser Technology，2021（133）：1-10.

Chukkan J R，Vasudevan M，Muthukumaran S，et al. Simulation of Laser Butt Welding of Aisi 316l Stainless Steel Sheet Using Various Heat Sources and Experimental Validation[J]. Journal of Materials Processing Tech.，2015：219.

Velaga Satish-K，Ravisankar A. Finite element based parametric study on the characterization of weld process moving heat source parameters in austenitic stainless steel[J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping，2017（157）：63-73.

Wu C S，Zhang T，F(xiàn)eng Y H. Numerical analysis of the heat and fluid flow in a weld pool with a dynamic keyhole[J]. International Journal of Heat and Fluid Flow，2013（40）：186-197.

馬悅. 雙橢球焊接熱源模型一般式的數(shù)值模擬研究[D]. 河北：河北工業(yè)大學(xué)，2015.