楊文飛，劉愛國(guó)

(沈陽(yáng)理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽(yáng)110159)

304不銹鋼在空氣中及酸、鹽、堿等具有腐蝕性的接觸介質(zhì)中呈現(xiàn)出鈍態(tài)、耐蝕性[1]，且其具有無(wú)磁性、較高的韌性和塑性等多方面優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于航空航天、核工業(yè)、生物工程以及化學(xué)工程等領(lǐng)域[2]。304不銹鋼作為一種使用材料，焊接是其最常用的連接方式，可將材料靈活加工成所需的幾何體，并使得各個(gè)方向具有良好的力學(xué)性能，焊接質(zhì)量直接影響到產(chǎn)品的使用情況和壽命，對(duì)304不銹鋼焊接的研究具有重要意義。關(guān)于不銹鋼焊接方面的研究較多，陳安忠等[3]采用鎢極惰性氣體保護(hù)焊(Tungsten Inert Gas Welding，TIG)對(duì)雙相不銹鋼進(jìn)行多層多道焊，分析研究焊接接頭的顯微組織、沖擊韌性，測(cè)試結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當(dāng)焊接接頭鐵素體相與奧氏體相之比處于0.88～2.45范圍內(nèi)時(shí)，接頭的韌度與鐵素體的量成反比關(guān)系。Asadi P等[4]對(duì)SUS304不銹鋼管多道次TIG焊接殘余應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行了數(shù)值研究，模擬結(jié)果表明，隨著焊接速度的提高，管道表面的軸向拉應(yīng)力減小。趙先銳等[5]采用大型通用有限元模擬軟件對(duì)TIG焊接過(guò)程進(jìn)行模擬，將模擬獲得的焊縫截面形貌與試驗(yàn)獲得的焊縫截面形貌進(jìn)行對(duì)比，并根據(jù)對(duì)比結(jié)果改善模型，為實(shí)現(xiàn)工藝參數(shù)優(yōu)化提供參考。國(guó)旭明等[6]研究了焊接熱輸入和微合金元素鈮對(duì)鐵素體不銹鋼TIG焊接頭組織及性能的影響，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，隨著焊接熱輸入的增加，焊接熱影響區(qū)的粗晶區(qū)和焊縫區(qū)中鐵素體晶粒明顯粗化，降低了焊接接頭的強(qiáng)度和塑性。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的不斷發(fā)展，采用數(shù)值分析的方法對(duì)焊接過(guò)程進(jìn)行模擬，不但可以減少實(shí)驗(yàn)的盲目性，降低成本，而且可以深入理解焊接過(guò)程中溫度、應(yīng)力及變形的變化規(guī)律，為優(yōu)化焊接工藝參數(shù)提供更多的理論依據(jù)[7-10]。本文采用simufact welding軟件模擬不銹鋼熔絲TIG焊焊接過(guò)程，探究不同工藝參數(shù)下焊接溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)的分布特征及變形情況。

1 不銹鋼熔絲TIG焊模型

1.1 熔絲TIG焊工作原理及熱源模型

熔絲TIG焊焊接方法兼具傳統(tǒng)TIG焊的高焊接質(zhì)量和熔化極惰性氣體保護(hù)焊(Melt Inert-gas Welding，MIG)的高效率等優(yōu)點(diǎn)，其工作原理為：工件和焊接系統(tǒng)中起傳送焊絲作用的MIG焊槍一同并聯(lián)連接在直流電源的正極，TIG焊槍連接直流電源的負(fù)極；MIG焊槍和TIG焊槍以約75°的角度固定在一起，置于垂直焊接方向的平面內(nèi)，MIG焊槍與工件之間的夾角約為30°，TIG焊槍和工件的夾角約為75°；當(dāng)焊接開始時(shí)，TIG焊槍與工件之間產(chǎn)生獨(dú)立的電弧，使工件熔化形成熔池；同時(shí)TIG焊槍與焊絲之間產(chǎn)生另一電弧，使焊絲熔化成熔滴狀，當(dāng)熔滴足夠大時(shí)，受到電磁收縮力、電弧等離子體力、氣流力和重力的作用，脫離焊絲的尖端進(jìn)入熔池，形成熔池的一部分[11-12]。

熔絲TIG焊焊接過(guò)程中同時(shí)產(chǎn)生兩個(gè)電弧，母材和焊絲同時(shí)發(fā)生熔化，且存在熔滴過(guò)渡，其物理過(guò)程比傳統(tǒng)TIG焊和MIG焊都要復(fù)雜。考慮到實(shí)際焊接過(guò)程中的影響因素及計(jì)算成本，做如下簡(jiǎn)化假設(shè)：

(1)熔絲電弧和焊接電弧獨(dú)立燃燒，不發(fā)生耦合；

(2)母材不受熔絲電弧熱的影響；

(3)焊絲不受焊接電弧的熱影響。

在此假設(shè)基礎(chǔ)上，采用雙橢球熱源模型對(duì)焊接電弧的熱作用進(jìn)行描述。該熱源模型不僅反映了熔池頭部長(zhǎng)尾部短的特點(diǎn)，也反映了熱源深度方向上的能量分布特征，即熔深增加時(shí)，能量會(huì)逐漸減少。雙橢球熱源模型如圖1所示。該模型將熱源劃分為兩個(gè)部分，即前半部分和后半部分，分別采用不同表達(dá)式來(lái)確定熱源分布。

圖1 雙橢球熱源模型

模型的前半部分和后半部分分別為1/4個(gè)橢球，設(shè)前半部分橢球能量分?jǐn)?shù)為ff，后半部分橢球能量分?jǐn)?shù)為fr，且ff+fr=2。在前半部分橢球內(nèi)熱源分布為

(1)

后半部分橢球內(nèi)熱源分布為

(2)

式中：參數(shù)a、b、c分別為雙橢球體的前(后)半軸長(zhǎng)度、熔池半熔寬、熔池半熔深，取值相互獨(dú)立，在焊接不同材料時(shí)，可將橢圓分為4個(gè)1/8的橢球瓣，每個(gè)橢球瓣對(duì)應(yīng)不同的a、b、c值；P為電弧有效熱功率；R為相對(duì)應(yīng)的熱源形狀參數(shù)。

本文模擬中忽略焊絲熔化的具體細(xì)節(jié)，直接將熔滴假設(shè)為一定溫度的液態(tài)金屬顆粒，添加到熔池中。

1.2 三維實(shí)體幾何模型

圖2為三維實(shí)體幾何模型。利用UG三維建模軟件，對(duì)需要焊接的兩塊304不銹鋼板、填充材料進(jìn)行實(shí)體建模。每塊304不銹鋼板的尺寸為200mm×100mm×2mm，填充材料的規(guī)格為200mm×0.6mm×2mm。

圖2 幾何模型

1.3 網(wǎng)格劃分

將三維實(shí)體模型從UG軟件中導(dǎo)出，保存為parasolid文件，再采用有限元分析軟件HyperMesh導(dǎo)入幾何模型。對(duì)幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分需先確定網(wǎng)格類型，常用網(wǎng)格類型有四面體網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格。采用四面體網(wǎng)格能夠自動(dòng)劃分，難度低、操作簡(jiǎn)單、劃分速度快，但計(jì)算精度低、網(wǎng)格數(shù)量多。采用六面體網(wǎng)格只能手動(dòng)劃分，操作復(fù)雜、較為耗時(shí)，但網(wǎng)格數(shù)量少、計(jì)算精度相對(duì)較高?；谟邢拊W(wǎng)格的特點(diǎn)，本實(shí)驗(yàn)采用計(jì)算精度較高的六面體網(wǎng)格，利用HyperMesh軟件分別對(duì)304不銹鋼板、填充材料實(shí)體模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。劃分六面體網(wǎng)格后的幾何模型如圖3所示。

圖3 劃分六面體網(wǎng)格后的幾何模型

1.4 邊界條件及初始條件

由于在實(shí)際焊接過(guò)程中，被焊工件可能會(huì)發(fā)生一定量的位移，為避免或減輕位移量，對(duì)焊件加以固定。每塊不銹鋼板上采用兩個(gè)夾具固定，使其在x、y和z方向上都受到一定約束。

假設(shè)工件在焊接開始前不受其他應(yīng)力作用，環(huán)境溫度為20℃，各個(gè)組件的初始溫度也為20℃，填充材料的溫度設(shè)定為1500℃且保持不變，對(duì)流傳熱系數(shù)為20W/(m2·K)，輻射傳熱系數(shù)為0.25W/(m2·K)，304不銹鋼材料的熱導(dǎo)率、密度、線膨脹系數(shù)等熱物性取自軟件數(shù)據(jù)庫(kù)，模擬計(jì)算中自動(dòng)調(diào)入。

2 模擬結(jié)果和分析

2.1 溫度場(chǎng)模擬

2.1.1 不同時(shí)刻溫度場(chǎng)分布

采用生死單元方法對(duì)施焊過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，隨著計(jì)算的進(jìn)行，相應(yīng)的熱單元網(wǎng)格被激活。模擬采用的工藝參數(shù)為：焊接電流120A、焊接電壓20V、焊接速度16cm/min。模擬得到不同時(shí)刻溫度場(chǎng)分布云圖如圖4所示。

圖4 不同時(shí)刻溫度場(chǎng)分布云圖

由圖4可以清晰看到，隨著焊接過(guò)程的進(jìn)行，焊接熱源沿著焊接方向移動(dòng)，焊縫附近各點(diǎn)溫度隨著熱源的前移而發(fā)生改變。當(dāng)焊接起弧初始階段，即焊接時(shí)間t=0.348s時(shí)(圖4a)，焊接件的溫度總體處于室溫狀態(tài)，焊接熱量集中于起始處的小區(qū)域附近，熱量沒(méi)有向周圍快速傳遞，溫度場(chǎng)處于非穩(wěn)態(tài)；隨著焊接繼續(xù)進(jìn)行，部分熱量向周圍母材傳遞，當(dāng)t=5.913s時(shí)(圖4b)，焊接件的溫度場(chǎng)趨于穩(wěn)態(tài)；當(dāng)t=8s時(shí)(圖4c)，焊縫附近的溫度分布基本維持不變，溫度場(chǎng)處于準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)，此時(shí)散熱量和熱輸入量相抵消，焊接接頭的峰值溫度維持不變；當(dāng)t=44.651s時(shí)(圖4d)，焊接件開始冷卻，此時(shí)已經(jīng)沒(méi)有熱源加熱，焊接件溫度急劇降低。

2.1.2 焊接速度對(duì)溫度場(chǎng)的影響規(guī)律

取焊接電流120A、焊接電壓20V，采用不同焊接速度12、14、16cm/min模擬計(jì)算，得到焊接結(jié)束時(shí)刻溫度分布云圖如圖5所示。

圖5 不同焊接速度下焊接結(jié)束時(shí)刻溫度分布云圖

由圖5可見，隨著焊接速度增加，焊縫附近換熱量減少，周圍母材吸收熱量也減少，焊接溫度分布范圍逐漸變窄，高溫停留時(shí)間也變短。

為進(jìn)一步說(shuō)明焊接速度的影響，追蹤焊縫中心線上C點(diǎn)的溫度變化情況。追蹤點(diǎn)的位置見圖6。

圖6 焊縫中心C追蹤點(diǎn)位置

不同焊接速度下焊縫中心C追蹤點(diǎn)處溫度熱循環(huán)曲線如圖7所示。

圖7 不同焊接速度下C追蹤點(diǎn)處溫度熱循環(huán)曲線

由圖7可見，當(dāng)焊接速度從12cm/min(圖7a)增大至14cm/min(圖7b)再增至16cm/min(圖7c)，焊縫中心C追蹤點(diǎn)的最高溫度由約4900K下降至4700K左右再降至4500K左右。說(shuō)明焊接速度增大時(shí)，單位長(zhǎng)度焊縫的焊接熱輸入量減少，焊縫峰值溫度降低。

2.1.3 焊接電流對(duì)溫度場(chǎng)的影響規(guī)律

取焊接速度16cm/min、焊接電壓20V，采用不同焊接電流120、140、160A模擬計(jì)算，得到焊接結(jié)束時(shí)刻溫度分布云圖如圖8所示。

圖8 不同焊接電流下焊接結(jié)束時(shí)刻溫度分布云圖

由圖8可以看出，焊接電流的改變對(duì)焊接溫度場(chǎng)有較大影響。當(dāng)焊接電流增加時(shí)，焊接熔池的尺寸增大，焊接溫度場(chǎng)的溫度分布區(qū)域也隨之增大。

不同焊接電流下焊縫中心C追蹤點(diǎn)處的熱循環(huán)曲線如圖9所示。

圖9 不同焊接電流下焊縫中心C追蹤點(diǎn)處熱循環(huán)曲線

由圖9可見，當(dāng)焊接電流從120A(圖9a)增大至140A(圖9b)再增至160A(圖9c)時(shí)，C追蹤點(diǎn)熱循環(huán)曲線的峰值溫度從約4100K增加至4400K再增至4600K左右。說(shuō)明焊接電流增加，單位長(zhǎng)度焊縫的焊接熱輸入量增大，焊縫峰值溫度升高。

2.2 應(yīng)力場(chǎng)模擬

2.2.1 焊件整體應(yīng)力分布

采用2.1.1的計(jì)算參數(shù)，模擬得到焊件整體應(yīng)力分布云圖如圖10所示。

圖10 應(yīng)力分布云圖

由圖10可見，應(yīng)力分布處于動(dòng)態(tài)變化中。焊接開始時(shí)(圖10a)，焊接起始處在熱源作用下，焊縫溫度快速上升，因不銹鋼導(dǎo)熱性較差，焊縫附近母材的溫度來(lái)不及上升，使得焊縫起始處存在較大的等效應(yīng)力，而在遠(yuǎn)離起始部位的母材未受到熱源的直接加熱，等效應(yīng)力較小。熱源隨著焊接的進(jìn)行向前移動(dòng)，等效應(yīng)力也逐漸向前蔓延擴(kuò)散。焊接結(jié)束后(圖10b)，焊縫附近存在較大的殘余應(yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫部位的應(yīng)力較小，焊接起始處焊縫應(yīng)力集中最為明顯。

2.2.2 焊接速度和焊接電流對(duì)焊接應(yīng)力場(chǎng)的影響

采用2.1.2的計(jì)算參數(shù)，模擬得到不同焊接速度下焊接結(jié)束時(shí)刻應(yīng)力分布云圖如圖11所示。

圖11 不同焊接速度下焊接結(jié)束時(shí)刻應(yīng)力分布云圖

由圖11可見，當(dāng)焊接速度從12cm/min(圖11a)增大至14cm/min(圖11b)再增至16cm/min(圖11c)，應(yīng)力分布逐漸變得均勻，焊接結(jié)束時(shí)刻最大應(yīng)力增幅約為8MPa，焊接起始處仍然是應(yīng)力最為集中的區(qū)域。

采用2.1.3的計(jì)算參數(shù)，模擬得到不同焊接電流下焊接結(jié)束時(shí)刻應(yīng)力分布云圖如圖12所示。

圖12 不同焊接電流下焊接結(jié)束時(shí)刻應(yīng)力分布云圖

由圖12可見，當(dāng)焊接電流從120A(圖12a)增大至140A(圖12b)再增至160A(圖12c)，應(yīng)力分布變化較小，最大、最小應(yīng)力增幅分別約1MPa、0.2MPa，焊接起始處應(yīng)力集中的區(qū)域幾乎不變。

2.3 焊接變形模擬

2.3.1 焊接變形總體分布

與其他碳鋼材料相比，304不銹鋼熱膨脹系數(shù)較大，且導(dǎo)熱性差，在焊接熱源作用下，焊接接頭易發(fā)生焊接變形。采用2.1.1的計(jì)算參數(shù)，模擬得到焊接變形分布區(qū)域如圖13所示，由圖中可明顯看到焊接起始處焊接變形較大。

圖13 焊接變形分布區(qū)域

焊接過(guò)程中C追蹤點(diǎn)各方向上的焊接變形量如圖14所示。

圖14 焊接過(guò)程中C追蹤點(diǎn)在各方向上的焊接變形量

由圖14可見，追蹤點(diǎn)C在x、y、z三個(gè)不同方向均發(fā)生了一定量的變形，x方向的焊接變形量約0.02mm，y方向的焊接變形量約0.15mm，z方向的變形量最大，約為0.3mm。

2.3.2 焊接速度對(duì)焊接變形的影響

采用2.1.2的計(jì)算參數(shù)，模擬得到不同焊接速度下C追蹤點(diǎn)在焊接過(guò)程中不同方向的焊接變形量如圖15所示。

由圖15可見，焊接速度不同，焊接變形量也隨之變化。當(dāng)焊接速度從12cm/min(圖15a)增大至14cm/min(圖15b)再增至16cm/min(圖15c)，C追蹤點(diǎn)在x、y方向的焊接變形量變化較小，在z方向的變形量變化最大，變形量減小，降幅約為0.33mm。

圖15 不同焊接速度下C追蹤點(diǎn)的焊接變形量

2.3.3 電流對(duì)焊接變形的影響

采用2.1.3的計(jì)算參數(shù)，模擬得到不同焊接電流下C追蹤點(diǎn)在焊接過(guò)程中不同方向的焊接變形量如圖16所示。

圖16 不同焊接電流下C追蹤點(diǎn)的焊接變形量

從圖16可以看出，隨著焊接電流增大，C追蹤點(diǎn)在x和y方向上的變形量變化較小，在z方向的變形量變化最大，變形量增大，增幅為0.06mm。

3 結(jié)論

采用有限元方法對(duì)不銹鋼熔絲TIG焊焊縫的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)和變形進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)論如下：

(1)焊接速度、焊接電流是影響不銹鋼熔絲TIG焊焊接溫度場(chǎng)、焊接變形的重要因素。隨著焊接速度增加，熔池最高溫度下降，追蹤點(diǎn)在z方向的變形量減??；隨著焊接電流增加，焊縫升溫速度加快，熔池最高溫度升高，追蹤點(diǎn)在z方向的變形量增大；

(2)焊縫附近存在較大的殘余應(yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫部位應(yīng)力較小，焊接起始處焊縫應(yīng)力集中最為明顯；

(3)焊接變形量在z方向最大，實(shí)際焊接中應(yīng)注意采用合理的工藝減少z方向的焊接變形，在焊件滿足基本要求的前提下，應(yīng)盡量減小焊接電流、增大焊接速度，以減少變形及提高焊接效率。