Hastelloy C-276合金脈沖激光焊接熔池流動行為分析

吳 東 江, 王 占 宏, 馬 廣 義, 楊 義 彬, 郭 玉 泉, 郭 東 明

( 大連理工大學 精密與特種加工教育部重點實驗室, 遼寧 大連 116024 )

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Hastelloy C-276合金脈沖激光焊接熔池流動行為分析

吳 東 江*, 王 占 宏, 馬 廣 義, 楊 義 彬, 郭 玉 泉, 郭 東 明

( 大連理工大學 精密與特種加工教育部重點實驗室, 遼寧 大連 116024 )

根據(jù)傳熱學和流體力學基本原理建立瞬態(tài)Nd:YAG脈沖激光焊接熔池三維數(shù)值分析模型,研究Hastelloy C-276合金薄板脈沖激光焊接過程中熔池液態(tài)金屬流動的基本規(guī)律．利用Fluent軟件,采用有限容積法求解控制方程,用SIMPLE算法處理壓力與速度耦合．引入Ma來評價焊接熔池的流動特性,并指出了焊接熔池中出現(xiàn)重熔輪廓線的原因．通過與實測溫度場對比,驗證了所建模型的準確性．模擬分析表明:脈沖激光焊接過程中存在較微弱的Marangoni對流現(xiàn)象；牛頓剪切應(yīng)力的存在使熔池表層流體對流劇烈．此模型可為Hastelloy C-276合金薄板脈沖激光焊接熔池流體流動行為分析提供理論依據(jù)．

脈沖激光加工；Marangoni對流；數(shù)值模擬；溫度場

0 引 言

近年來隨著核電技術(shù)的發(fā)展,第三代核電技術(shù)以其安全性、經(jīng)濟性等受到全球核電用戶的普遍關(guān)注．AP1000屏蔽式電動主泵作為第三代核電技術(shù)的核心部件,制造精度要求很高,而屏蔽套作為核主泵的關(guān)鍵零件,其制造質(zhì)量的優(yōu)劣直接影響核主泵的使用性能．Hastelloy C-276鎳基耐蝕合金,由于其良好的抗蝕能力而被選為屏蔽套材料[1-4]．焊接成形是屏蔽套制造的重要手段,焊接熔池中液態(tài)流體的流動不僅影響焊接熔池形貌也影響屏蔽套的焊接質(zhì)量,因此許多學者通過實驗和數(shù)值模擬的方法對其進行了研究,由于實驗研究手段的局限性,數(shù)值模擬成為研究焊接熔池流動的重要手段．國內(nèi)外學者對焊接熔池的流動開展了許多研究工作．歐美學者應(yīng)用數(shù)值模擬方法,將焊接熔池中的表面張力、浮力、電弧焊時的電磁力作為熔池流動的主要驅(qū)動力,并結(jié)合試驗,研究了TIG焊接鋁合金、GTA焊接鎂合金、連續(xù)激光焊接不銹鋼等加工過程,分析了熔池內(nèi)部的對流對焊接熔池形貌的影響及熔池中的宏觀孔隙變化,研究了二元金屬中表面張力隨溫度和活性元素的變化,并指出表面張力隨溫度變化是焊接熔池流動的驅(qū)動力,計算了焊接熔池的形貌及焊接過程中的熔凝特性參數(shù)[5-11]．國內(nèi)學者對TIG焊接不銹鋼、連續(xù)激光焊接TC4時的熔池進行模擬和實驗研究,得出熔池特征參數(shù)隨時間變化特征,采用位置預(yù)置-修正法對深熔焊進行參數(shù)分析,通過對表層細化處理分析了表層的流場分布[12-15]．部分學者通過考慮表面張力溫度系數(shù)隨溫度的變化,建立焊接熔池三維流動傳熱模型,研究了活性元素對焊接熔池形貌的影響[16-18]．上述研究大部分是基于連續(xù)熱源焊接過程的模擬,而對脈沖熱源加載方式下焊接溫度場和流場的研究較少．與連續(xù)激光焊接相比,脈沖激光焊接在高溫段停留時間短,流體的流動速度較小,且焊縫經(jīng)歷多次熔化,可以降低裂紋產(chǎn)生傾向,使焊接接頭性能得到提高,因此脈沖激光焊接在工程實際中得到了廣泛應(yīng)用．本文結(jié)合脈沖激光的作用特點建立三維瞬態(tài)脈沖激光焊接模型,開展脈沖激光焊接熔池溫度場和熔池內(nèi)液態(tài)金屬流動的模擬．

1 模型的建立

1.1 基本假設(shè)

脈沖激光焊接過程如圖1所示,工件靜止,激光以速度v沿x軸正向運動．根據(jù)焊接的實際物理過程對模型進行了簡化并作如下假設(shè):(1)忽略焊接熔池自由表面的變化,焊接熔池自由表面在焊接過程中為平面；(2)假設(shè)焊接過程中熔池中流體為不可壓縮牛頓流體；(3)數(shù)值模擬采用的焊接熱源符合高斯分布；(4)用Boussinesq假設(shè)處理焊接過程中材料密度的變化；(5)忽略焊接時引入活性元素對焊縫成型的影響．

圖1 脈沖激光焊接過程示意圖

1.2 控制方程

數(shù)值模擬的焊接模型主要考慮兩種物理過程:液態(tài)金屬在熔池中的流動和熱量的擴散,根據(jù)流體力學和傳熱學基本定律表示如下:

(1)

式中:φ為通用變量；Γφ為廣義擴散系數(shù)；U為速度矢量；Sφ為廣義源項,包括動量守恒方程中糊狀區(qū)的達西項、z軸方向的浮力項以及能量方程中的相變熱項等；ρ為材料密度,采用Boussinesq假設(shè)．

1.3 邊界條件處理

基于圖1所示計算模型,每個表面的邊界條件都可以分為熱作用邊界條件和速度邊界條件．熱作用邊界條件包括熱源對上表面的加熱及工件向周圍的散熱．脈沖激光焊接熱源符合高斯分布,其數(shù)學表達式為

(2)

其他表面熱邊界條件為對流和輻射損失Qloss,數(shù)學表達式為

(3)

速度邊界條件、表面張力梯度與剪切應(yīng)力平衡:

(4)

(5)

其他表面速度邊界條件:u=0,v=0,w=0．

式(2)～(5)中:a為熱源集中系數(shù),η為激光吸收系數(shù),P為激光功率,r為光斑半徑,ε為材料發(fā)射率,σ為Stefan-Boltzmann常數(shù),hc為對流換熱系數(shù),T為表面溫度,T0為環(huán)境溫度,u、v、w分別為3個方向上的速度,μ為黏度系數(shù),γ為表面張力,?γ/?T為表面張力溫度系數(shù)．結(jié)合脈沖激光焊接特點,選擇脈沖激光焊接熱源參數(shù):a=2,η=0.63,r=0.3 mm．根據(jù)Nd:YAG脈沖激光的波長及焊接材料的吸收特性,選擇激光吸收率為0.63[19],模型邊界條件如圖2所示,k為熱擴散系數(shù)．

圖2 邊界條件示意圖

2 結(jié)果與分析

2.1 溫度場的實驗驗證

實驗中采用波長為1 064 nm的Nd:YAG脈沖激光器,工件尺寸為25 mm×30 mm×0.5 mm．在側(cè)吹氬氣條件下,進行單道掃描實驗,焊接工藝參數(shù)為功率P=45 W,脈沖寬度τ=6 ms,焊接速度v=100 mm/min,脈沖頻率f=30 Hz．實驗前用酒精擦洗焊接工件表面去除油污等雜質(zhì),焊接實驗完成后,采用線切割方法沿垂直焊縫方向截取焊接接頭界面制作金相試樣,采用SEM觀測焊縫形貌．

采用0.1 mm正方體網(wǎng)格進行數(shù)值模擬計算,用有限容積法(FVM)求解控制方程,用SIMPLE 算法處理速度與壓力的耦合．圖3為給定實驗條件下(E=1.5 J,f=30 Hz,τ=6 ms,d=0 mm,v=100 mm/min)焊縫形貌數(shù)值計算結(jié)果(圖3(a))與實驗結(jié)果(圖3(b))對比效果圖．可以看出,計算得到的熔池形貌與實驗結(jié)果基本一致,說明模型具有可靠性．

圖3 計算結(jié)果與實驗結(jié)果對比

2.2 熔池流動模擬結(jié)果與分析

分析認為熔池中的驅(qū)動力包括表面張力變化引起的剪切力以及浮力．剪切力引起的對流的大小和方向可用Marangoni數(shù)Ma來表征:

(6)

式中:L為特征長度,k為熱擴散系數(shù),dT/dx為溫度梯度．大多數(shù)情況下液態(tài)金屬的表面張力隨著溫度的增加而減小(?γ/?T<0),這種表面張力的變化使液態(tài)金屬在熔池上表面由焊縫中心向焊縫邊緣流動形成Marangoni對流；當?γ/?T>0時,液態(tài)金屬在熔池的上表面由焊縫邊緣向焊縫中心流動形成反向的Marangoni對流．對于浮力產(chǎn)生的對流,大多數(shù)情況下金屬的密度隨溫度的增加而減小,這種變化使熔池中心區(qū)域較輕的液態(tài)金屬向上流動,熔池邊緣區(qū)域較重的液態(tài)金屬向下流動,從而引起熔池內(nèi)液態(tài)金屬由焊縫下表面向上表面流動．

數(shù)值計算得到的焊接熔池流體流動如圖4所示,熔池內(nèi)的流體形成一個環(huán)流．由于采用脈沖激光焊接,脈寬τ=33.3 ms,每個周期內(nèi)激光加載時間為6 ms,冷卻作用時間約為27.3 ms,工件被加熱熔化后迅速冷卻到熔點以下,因此相對于連續(xù)熱源加載方式[14],脈沖加載方式下熔池中的對流現(xiàn)象比較弱,熔池表面最大速度為0.14 m/s．仔細觀察圖4發(fā)現(xiàn),熔池表層流速較大,但熔池次表層流速較小,這是由于熔池中流體假設(shè)為牛頓流體,表層流體和次表層流體之間存在剪切應(yīng)力,剪切應(yīng)力阻礙了次表層流體的流動．

圖4 浮力和表面張力對流(?γ/?T<0)

圖5所示為焊接過程達到準穩(wěn)態(tài)時相鄰3個周期內(nèi)熔池的動態(tài)變化．任一周期內(nèi),激光光源加載6 ms,工件熔化形成熔池,熔池中的流體通過對流把熱量由中心帶到熔池邊緣,此時熔深和熔寬達到最大值,激光作用結(jié)束后熔池凝固,凝固區(qū)域形成凝固輪廓線．由圖5可知,由于表層的Marangoni 對流相對于次表層較劇烈,焊縫上表面的熔池寬度變化較明顯,而焊縫的熔深變化不明顯．當焊接速度v=100 mm/min時,相鄰兩個脈沖之間,激光向前移動距離=v×τ=(100/60)×1/30 mm≈0.056 mm

圖5 相鄰3個周期內(nèi)熔池形貌變化

圖6 多次熔凝輪廓線

3 結(jié) 論

(1)焊接溫度場結(jié)果與實驗結(jié)果趨勢一致,驗證了模型的準確性；

(2)脈沖激光焊接熔池中存在微弱的Marangoni 對流；

(3)牛頓剪切應(yīng)力的存在使熔池表層的對流劇烈而次表層的對流較弱；

(4)脈沖作用的特點使焊縫區(qū)域多次熔凝,凝固后形成輪廓線．

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AnalysisoffluidflowbehaviorinpulsedlaserweldingpoolofHastelloyC-276alloy

WUDong-jiang*,WANGZhan-hong,MAGuang-yi,YANGYi-bin,GUOYu-quan,GUODong-ming

( Key Laboratory for Precision & Non-traditional Machining Technology of Ministry of Education, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China )

A transient three-dimensional model of pulsed laser welding is established based on the theories of fluid dynamics and heat transfer to investigate the fundamental rules of the fluid flow in thin Hastelloy C-276 alloy welding pool welded by the pulsed Nd:YAG laser. The algorithm of SIMPLE is adopted to deal with the coupling of velocity and pressure. Finite volume method is used to solute the control equation, andMais employed to analyze the characteristics of convection in the welding pool. Furthermore, the reason of forming the contours of multiple remelting and solidification is given. The calculated results are compared with the experimental ones, which testifies the accuracy of the model. The weak Marangoni convection occurs during the process of pulsed laser welding. The existence of Newton shear stress leads to the intensive convection on the top surface of the molten pool. The model can provide a theoretical basis for the analysis of the fluid flow in the weld pool during pulsed laser welding of thin Hastelloy C-276 alloy.

pulsed laser process; Marangoni convection; numerical simulation; temperature field

1000-8608(2014)01-0049-05

2013-01-09；

: 2013-11-27．

“九七三”國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃資助項目(2009CB724307)；國家自然科學基金資助項目(51175061).

吳東江*(1964-)，男，教授，博士生導師，E-mail:djwudut@dlut.edu.cn.

TN249;TG456.7

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10.7511/dllgxb201401008