甄 彤 岑瓊瑛 張 梅

(上海大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200444)

據(jù)統(tǒng)計(jì)，汽車約75%的油耗與整車質(zhì)量有關(guān)[1]，汽車車身質(zhì)量每降低10%，燃料消耗就可降低6%～8%[2]，因此輕量化成為汽車產(chǎn)業(yè)發(fā)展的重要方向。鋼材因具有價(jià)格低、強(qiáng)度高、吸能性能良好、焊接性能優(yōu)良、耐蝕性好等優(yōu)點(diǎn)，仍將是汽車行業(yè)的首選材料。先進(jìn)高強(qiáng)鋼作為汽車輕量化的關(guān)鍵材料之一，主要有以下優(yōu)點(diǎn)：(1)成本低，鋼板價(jià)格為5 000～9 000元/t；(2)降低質(zhì)量效果好，理論上鋼板厚度每減小0.05、0.10、0.15 mm，車身質(zhì)量能夠降低約6%、12%、18%；(3)能夠保證車身性能[3]。激光焊接因具有能量密度高、焊接速度快、效率高、精度高、焊接變形小，以及容易達(dá)到較廣泛的自動(dòng)化程度等優(yōu)勢(shì)，被廣泛應(yīng)用于汽車制造業(yè)，是汽車零部件與車身制造生產(chǎn)中的重要焊接方法之一[4]。

激光焊接的工藝參數(shù)對(duì)焊接接頭的微觀組織和力學(xué)性能影響較大[5- 6]。合適的激光焊接參數(shù)可以獲得性能良好的焊接接頭，但采用不同的焊接工藝參數(shù)進(jìn)行焊接試驗(yàn)的成本太高。隨著計(jì)算機(jī)性能的不斷提高，以及有限元模擬技術(shù)的發(fā)展，使用有限元模擬軟件對(duì)激光焊接工藝進(jìn)行優(yōu)化，可以在極大地縮短時(shí)間和降低成本的同時(shí)，更加清晰地獲得焊接過(guò)程中溫度場(chǎng)、應(yīng)變場(chǎng)、相變場(chǎng)與不同焊接工藝之間的關(guān)系，進(jìn)而對(duì)焊接工藝進(jìn)行優(yōu)化[7- 8]。

曹洋等[9]對(duì)一種冷軋5Mn鋼進(jìn)行光纖激光焊，研究了在250和1 000 J/cm的熱輸入下母材和焊接接頭的顯微組織、顯微硬度和拉伸性能，發(fā)現(xiàn)高熱輸入的焊接接頭熱影響區(qū)存在輕微軟化。李少鋒[10]對(duì)690 MPa級(jí)新型海洋平臺(tái)用5Mn鋼在不同熱輸入下的焊接接頭組織演變進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)在12、15、18 kJ/cm的熱輸入下，焊縫中合金元素的損失量隨著焊接熱輸入的增大而增大。本文采用ANSYS有限元軟件對(duì)1.4 mm厚的10Mn5鋼薄板的激光焊接過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，并結(jié)合試驗(yàn)驗(yàn)證，確定了最佳焊接工藝參數(shù)。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料采用1.4 mm厚的冷軋中錳鋼薄板，其化學(xué)成分如表1所示。將鋼板加熱至臨界點(diǎn)Ac3以上一定溫度，保溫適當(dāng)時(shí)間后水淬至室溫，得到馬氏體；隨后在625 ℃進(jìn)行亞溫退火12 h，空冷至室溫，得到鐵素體和奧氏體雙相組織。

表1 10Mn5鋼板的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical compositions of the experimental steel sheet (mass fraction) %

采用ANSYS有限元模擬軟件建立10Mn5鋼薄板激光焊接過(guò)程的數(shù)值模型，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，再與有限元模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以確定最佳焊接工藝參數(shù)。

1.2 焊接模擬參數(shù)的設(shè)定及模型的建立

10Mn5鋼板厚度為1.4 mm，符合激光深熔焊的特點(diǎn)，因此本文計(jì)算采用熱流作用半徑在深度方向呈一定規(guī)律衰減的圓錐體熱源：

Qv=9Q0·exp(-3r2/rc2)/[π(1-e-3)·

(ye-yi)·(re2+reri+ri2)]

(1)

其中，凈熱流為：

Q0=ηP

(2)

熱分配系數(shù)為：

rc=ri+(re-ri)·(y-yi)/(ye-yi)

(3)

式中：Qv是體熱流密度；P是激光束能量；η是效率值；r是關(guān)于x和z的半徑函數(shù)；re和ri是最大和最小半徑；ye和yi是y方向的最大和最小值[11]。

ANSYS有限元模擬所涉及的熱物性參數(shù)主要有熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱容、密度、固相線溫度、熔點(diǎn)、潛熱等。本文計(jì)算得出的10Mn5鋼的熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱容、密度隨溫度的變化如圖1所示，固相線溫度為1 475 ℃，熔點(diǎn)為1 500 ℃，潛熱為258.49 kJ/kg。在本文數(shù)值模擬中，假設(shè)泊松比為定值0.29。10Mn5鋼的臨界點(diǎn)溫度Ac1、Ac3、Ms點(diǎn)分別為539、805、409 ℃。不同溫度下10Mn5鋼的彈性模量、屈服強(qiáng)度和線膨脹系數(shù)如表2所示。

表2 10Mn5鋼的彈性模量、屈服強(qiáng)度和線膨脹系數(shù)Table 2 Elastic modulus, yield strength and linear expansion coefficient of 10Mn5 steel

圖1 10Mn5鋼的熱物性參數(shù)隨溫度的變化Fig.1 Variation of thermophysical parameters of 10Mn5 steel with temperature

實(shí)際焊接過(guò)程鋼件表面的換熱狀況非常復(fù)雜，鋼板與外界環(huán)境既發(fā)生對(duì)流換熱也發(fā)生熱輻射。在數(shù)值模擬中，為了簡(jiǎn)化焊接過(guò)程的換熱狀況，設(shè)置環(huán)境溫度為25 ℃，10Mn5鋼的總換熱系數(shù)隨溫度的變化如圖2所示[12]。

圖2 10Mn5鋼的總換熱系數(shù)隨溫度的變化Fig.2 Variation of total heat transfer coefficient of 10Mn5 steel with temperature

所研究模型尺寸為100 mm×100 mm×1.4 mm，因激光焊接能量密度高，焊縫附近溫度梯度大。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，并得到相對(duì)準(zhǔn)確的結(jié)果，將焊縫區(qū)域的網(wǎng)格細(xì)化，靠近焊縫的位置由近及遠(yuǎn)漸漸稀疏。10Mn5鋼激光焊接接頭的性能受焊接工藝參數(shù)的影響巨大[13]。本文對(duì)不同焊接功率和焊接速度條件下的焊接過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證，具體工藝參數(shù)如表3所示。

表3 焊接工藝參數(shù)Table 3 Welding process parameters

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 焊接模擬結(jié)果與試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，將在同一焊接工藝參數(shù)(激光功率為2.0 kW、焊接速度為2.0 m/s、熱輸入為600 J/cm)下的焊縫(fusion zone, FZ)橫截面模擬結(jié)果與實(shí)際焊縫形狀進(jìn)行比較，如圖3 所示。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，2020工藝下的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際焊縫及熱影響區(qū)(heat affected zone，HAZ)的形貌十分吻合，焊縫均呈上寬、下窄的梯形，而熱影響區(qū)則相反。

圖3 2020工藝下數(shù)值模擬結(jié)果(a)與實(shí)際焊縫(b)對(duì)比Fig.3 Comparison of numerical simulation result(a) and actual weld(b) obtained by 2020 process

圖4是激光功率為2.0 kW、焊接速度為2.0 m/s、熱輸入為600 J/cm時(shí)垂直于焊縫方向殘余應(yīng)力的實(shí)測(cè)值與模擬值。可見(jiàn)垂直于焊縫方向焊縫中心的拉應(yīng)力較小，隨著與焊縫中心距離的增大，應(yīng)力先增大，達(dá)到峰值后迅速減小。實(shí)際焊縫處的殘余應(yīng)力為122 MPa，在距離焊縫中心2 mm處殘余應(yīng)力達(dá)到峰值，為128 MPa；模擬得到的焊縫中心處的殘余應(yīng)力為101 MPa，同樣在距離焊縫中心2 mm處殘余應(yīng)力達(dá)到峰值，為108 MPa。對(duì)比表明，焊接殘余應(yīng)力的模擬值與實(shí)測(cè)值分布規(guī)律一致，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。圖5(a)和5(b)分別為采用2020工藝數(shù)值模擬和實(shí)際焊接所得焊縫組織，均為全馬氏體。

圖4 垂直于焊縫方向殘余應(yīng)力分布Fig.4 Residual stress distributions in the direction perpendicular to the weld

在焊接過(guò)程中，焊縫處母材受激光照射，快速升溫至10Mn5鋼的熔點(diǎn)，發(fā)生熔化。隨后激光沿著焊縫向前移動(dòng)，已熔化的母材開(kāi)始快速冷卻，形成馬氏體組織，如圖5(b)所示。數(shù)值模擬也再現(xiàn)了焊縫處母材快速加熱和冷卻的過(guò)程。熱源一接觸到模型，焊縫中心立刻升溫至2 100 ℃，遠(yuǎn)超過(guò)10Mn5鋼的熔點(diǎn)。此時(shí)焊縫中心材料發(fā)生熔化，并且逐漸形成熔池和匙孔。當(dāng)熱源繼續(xù)向前移動(dòng)時(shí)，先熔化的部分迅速冷卻，生成全馬氏體組織，如圖5(a)所示。焊縫區(qū)相變過(guò)程進(jìn)一步驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。

圖5 2020工藝下10Mn5鋼焊縫組織模擬結(jié)果(a)和實(shí)際焊縫組織(b)Fig.5 Simulated(a) and actual(b) weld microstructure of 10Mn5 steel obtained by 2020 process

2.2 焊接工藝優(yōu)化

圖6為在焊接功率為2.0 kW時(shí)，10Mn5鋼焊接熔池形貌及熔池寬度隨焊接速度的變化?？梢?jiàn)在3.5 m/min的焊接速度下，仍可將1.4 mm厚的10Mn5鋼薄板完全焊透。如圖6(a)所示，隨著焊接速度的增加，焊縫形貌逐漸從上下等寬的長(zhǎng)方形轉(zhuǎn)變?yōu)樯蠈捪抡腻F形。

如圖6(b)所示，在焊接功率為2.0 kW的條件下，隨著焊接速度的增加，焊接熱輸入減小，熔池變窄。在焊接速度為1.5 m/min時(shí)，上表面寬度為1.05 mm，下表面寬度為1.01 mm。2015工藝的焊接速度最小，熱輸入最大，因而熔池上、下表面寬度均最大；2035工藝的反之，熔池上、下表面寬度均最小。當(dāng)焊接速度從1.5 m/min增加到3.5 m/min時(shí)，熔池上下表面的寬度與焊透程度呈線性負(fù)相關(guān)。當(dāng)焊接速度繼續(xù)增加至3.0 m/min以上時(shí)，熔池上下表面寬度減小的幅度均降低，這與激光深熔焊的原理相關(guān)。高能激光束照射在材料表面，使材料瞬間氣化，氣化的金屬對(duì)液態(tài)金屬產(chǎn)生一個(gè)作用力，進(jìn)而使液態(tài)金屬中出現(xiàn)一個(gè)凹坑，高能激光束繼續(xù)照射至凹坑的底部，導(dǎo)致凹坑進(jìn)一步加深。當(dāng)能量足夠大時(shí)，就會(huì)產(chǎn)生一個(gè)貫穿整個(gè)厚度方向的匙孔。

圖6 熔池形貌(a)及熔池寬度(b)隨焊接速度的變化Fig.6 Variation of weld pool morphology(a) and weld pool width(b) with welding speed

圖7為在焊接速度為1.5 m/min時(shí)，10Mn5鋼板焊接熔池形貌及熔池寬度隨焊接功率的變化。相比于焊接速度，焊接功率對(duì)熔池形貌的影響不大，僅熔池寬度有變化。在焊接功率為2.0 kW時(shí)，熔池上下表面寬度最小，上表面寬度為1.05 mm，下表面為1.01 mm；在焊接功率為3.5 kW時(shí)，熔池上下表面寬度最大，上表面寬度為1.55 mm，下表面為1.52 mm。因此在選擇激光焊接工藝時(shí)，需要在保證焊透的同時(shí)使熔池和熱影響區(qū)盡可能小。

圖7 熔池形貌(a)及熔池寬度(b)隨焊接功率的變化 Fig.7 Variation of weld pool morphology(a) and weld pool width(b) with welding power

在焊接過(guò)程中，材料受熱膨脹引起的熱應(yīng)力及隨后在冷卻過(guò)程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力是影響焊接裂紋和焊接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的重要因素，因此有必要對(duì)焊后殘余應(yīng)力進(jìn)行分析。其他焊接參數(shù)下的殘余應(yīng)力分布與2020工藝下的相近，因此以2020工藝為例。在激光焊接速度為2.0 m/s、焊接功率為2.0 kW的條件下，10Mn5鋼薄板x、y、z3個(gè)方向的殘余應(yīng)力場(chǎng)分布如圖8所示。可見(jiàn)在垂直于焊縫方向(x)，焊接開(kāi)始和結(jié)束時(shí)部分殘余應(yīng)力最大，可達(dá)349 MPa，但仍處于10Mn5鋼的屈服強(qiáng)度范圍內(nèi)，此時(shí)材料發(fā)生彈性變形；而在厚度方向(y)，整個(gè)10Mn5鋼薄板的殘余應(yīng)力都在86.7 MPa以內(nèi)；沿焊縫方向(z)，焊縫兩側(cè)殘余應(yīng)力最大，可達(dá)到材料的屈服強(qiáng)度，甚至在焊接剛開(kāi)始時(shí)部分殘余應(yīng)力超過(guò)了材料的屈服強(qiáng)度，發(fā)生了塑性變形，但靠近薄板中間位置的殘余應(yīng)力并未超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度。

圖8 2020工藝下10Mn5鋼薄板殘余應(yīng)力場(chǎng)分布Fig.8 Distributions of residual stress field in 10Mn5 steel sheet obtaimed by 2020 process

圖9為2020工藝下10Mn5鋼薄板焊接殘余應(yīng)力分布。不同焊接工藝下10Mn5鋼薄板焊后殘余應(yīng)力分布規(guī)律大致相同。從圖9可見(jiàn)：在沿焊縫方向(z)，焊縫兩側(cè)應(yīng)力最大，但在焊縫中心出現(xiàn)了一個(gè)谷值，之后隨著離焊縫中心距離的增加先產(chǎn)生了壓應(yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫中心時(shí)，z方向的應(yīng)力隨著與焊縫距離的增大而減?。淮怪庇诤缚p方向(x)，焊縫和熱影響區(qū)的應(yīng)力最大，母材處呈現(xiàn)拉應(yīng)力；沿厚度方向(y)的應(yīng)力變化不大， 焊縫和熱影響區(qū)呈現(xiàn)壓應(yīng)力，母材處呈現(xiàn)較小的拉應(yīng)力。這主要是因?yàn)樵诤附舆^(guò)程中，焊縫處溫度迅速升高，體積膨脹，然而熱影響區(qū)溫度低，體積膨脹較小阻礙了焊縫膨脹，結(jié)果焊縫處產(chǎn)生壓應(yīng)力，熱影響區(qū)產(chǎn)生拉應(yīng)力。但此時(shí)焊縫處于塑性狀態(tài)，而熱影響區(qū)處于彈性狀態(tài)，焊縫被熱影響區(qū)的壓應(yīng)力墩粗，從而使焊縫處的壓應(yīng)力得到一定的釋放。焊后冷卻時(shí)，熱影響區(qū)冷卻速率快，很快進(jìn)入彈性狀態(tài)，焊縫處溫度高，處于塑性狀態(tài)[11]。這時(shí)焊縫收縮，較熱影響區(qū)收縮慢，焊縫阻礙熱影響區(qū)收縮，焊縫仍受壓應(yīng)力，熱影響區(qū)受拉應(yīng)力。但焊縫處于塑性狀態(tài)，焊縫處繼續(xù)被壓應(yīng)力鐓粗，進(jìn)而松弛了此壓應(yīng)力。隨著冷卻過(guò)程的繼續(xù)，熱影響區(qū)溫度不斷降低，冷卻速率也降低，而焊縫處溫度高，冷卻速率高于熱影響區(qū)，焊縫收縮速率大于熱影響區(qū)，此時(shí)焊縫的收縮受到熱影響區(qū)阻礙，應(yīng)力方向發(fā)生了改變，焊縫受拉應(yīng)力，熱影響區(qū)受壓應(yīng)力。當(dāng)焊縫和熱影響區(qū)都進(jìn)入彈性狀態(tài)時(shí)，因焊縫溫度高，冷卻速率快，收縮變形量更大，熱影響區(qū)溫度低，冷卻速率低，收縮量更小，焊縫收縮受到熱影響區(qū)阻礙，結(jié)果焊縫受拉應(yīng)力，熱影響區(qū)受壓應(yīng)力。此時(shí)沒(méi)有塑性變形，隨著溫度的降低，焊縫收縮阻力越來(lái)越大，拉應(yīng)力也越來(lái)越大，直至室溫，拉應(yīng)力可近似于屈服極限。但當(dāng)熱輸入增大后，焊縫及熱影響區(qū)寬度明顯增大，合適的焊接工藝應(yīng)控制焊縫及熱影響區(qū)大小。

圖9 2020工藝下10Mn5鋼薄板殘余應(yīng)力分布曲線Fig.9 Distribution curves of residual stress in 10Mn5 steel thin sheet under 2020 process

圖10為焊接速度為1.5 m/min時(shí)，2020工藝下10Mn5鋼薄板最大殘余應(yīng)力隨焊接功率的變化。當(dāng)焊接功率為2.0 kW時(shí)，垂直于焊縫方向(x)的最大殘余應(yīng)力為120 MPa，沿厚度方向(y)的最大殘余應(yīng)力為35 MPa，沿焊縫方向(z)的最大殘余應(yīng)力為420 MPa。當(dāng)焊接功率繼續(xù)增加時(shí)，3個(gè)方向的最大殘余應(yīng)力都隨著焊接功率的增大而增大。

圖10 2020工藝下10Mn5鋼薄板最大殘余應(yīng)力隨焊接功率的變化Fig.10 Variation of the maximum residual stress in 10Mn5 steel sheet with welding power obtained by 2020 process

圖11為焊接功率為2.0 kW時(shí)，2020工藝下10Mn5鋼薄板最大殘余應(yīng)力隨焊接速度的變化。可見(jiàn)3個(gè)方向的最大殘余應(yīng)力均在焊接速度為2.5 m/min時(shí)出現(xiàn)峰值。這主要是因?yàn)楹附铀俣容^小時(shí)，熱輸入較大，在冷卻過(guò)程中，焊縫和熱影響區(qū)溫度較高，發(fā)生了一定的形變釋放了部分殘余應(yīng)力。當(dāng)焊接速度較大時(shí)，熱輸入較小，焊縫與熱影響區(qū)的溫度梯度較小，因而殘余應(yīng)力也較小。

圖11 2020工藝下10Mn5鋼薄板最大殘余應(yīng)力隨焊接速度的變化Fig.11 Variation of the maximum residual stress in 10Mn5 steel sheet with welding speed obtained by 2020 process

圖12為10Mn5鋼母材與2020工藝焊接接頭的拉伸試驗(yàn)結(jié)果。由圖12(a)可知，2020工藝接頭的抗拉強(qiáng)度與母材接近，未出現(xiàn)明顯軟化。結(jié)合圖12(b)可知，2020工藝接頭的拉伸試樣并未斷裂在焊縫和熱影響區(qū)，而是在母材。這主要是因?yàn)楹缚p和熱影響區(qū)都存在馬氏體，強(qiáng)度和硬度較高，產(chǎn)生焊縫拘束作用，最終使試樣斷裂于母材。2020工藝接頭的應(yīng)變量比母材小，這主要是因?yàn)榻宇^存在強(qiáng)度高、變形性能差的馬氏體相，使拉伸變形集中在母材區(qū)。而在實(shí)際拉伸過(guò)程中，2020工藝接頭拉伸試樣發(fā)生變形的母材僅為母材拉伸試樣的一半，因此其塑性低于母材[14]。

圖12 10Mn5鋼薄板母材與2020工藝焊接接頭的拉伸試驗(yàn)結(jié)果Fig.12 Tensile test results of base metal and welded joints of 10Mn5 steel sheet obtained by 2020 process

3 結(jié)論

(1)10Mn5鋼薄板激光拼焊的焊縫組織、熔池形貌以及殘余應(yīng)力等的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)值吻合，表明利用 ANSYS 有限元軟件對(duì)焊接過(guò)程進(jìn)行模擬是可行的。

(2)試驗(yàn)焊接工藝均可焊透1.4 mm厚的10Mn5鋼薄板，且隨著焊接功率的增加、焊接速度的減小，熱輸入增大，熔池寬度增加。

(3)整個(gè)10Mn5鋼薄板焊后應(yīng)力呈現(xiàn)“壓- 拉- 壓”分布，熱影響區(qū)殘余應(yīng)力最大。隨著焊接功率的增加，3個(gè)方向的焊后殘余應(yīng)力均增大；而隨著焊接速度的增大，3個(gè)方向的焊后殘余應(yīng)力均在焊接速度為2.5 m/min時(shí)達(dá)到最大。

(4)10Mn5鋼薄板激光拼焊的最佳工藝參數(shù)為焊接功率2.0 kW、焊接速度2.0 m/min。采用該工藝焊接的接頭斷裂于母材，其抗拉強(qiáng)度接近母材，但由于發(fā)生變形的母材僅為母材拉伸試樣的一半，其塑性低于母材。