組合熱源模型下焊劑片約束電弧焊溫度場預(yù)測

喬及森, 芮正雷, 高振云, 楊元莊

(1. 蘭州理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 甘肅 蘭州 730050; 2. 蘭州理工大學(xué) 省部共建有色金屬先進(jìn)加工與再利用國家重點(diǎn)實(shí)驗室, 甘肅 蘭州 730050)

高強(qiáng)鋼三明治板是由上下面板和中間芯板通過焊接制造而成.作為一種新型輕量化結(jié)構(gòu)，具有高的比強(qiáng)度和比剛度，并且相對于傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)，對重量的減少最高可到50%等優(yōu)點(diǎn)[1].目前主要使用激光焊對高強(qiáng)鋼三明治板進(jìn)行焊接，并且其接頭形式主要為T形搭接接頭.然而，蔣小霞[2-3]使用激光焊對三明治板進(jìn)行焊接時，發(fā)現(xiàn)面板和芯板存在不完全熔合的問題，并且由于上述缺陷，導(dǎo)致對I型三明治板進(jìn)行彎曲性能實(shí)驗時，三明治板在整體屈服時未達(dá)到材料的屈服強(qiáng)度，而是在面板和芯板未熔合處發(fā)生屈服，使得三明治板性能大打折扣.本文采用焊劑片約束電弧焊對三明治板進(jìn)行焊接，通過焊劑片的固壁約束作用[4-5]實(shí)現(xiàn)了電弧對焊縫根部的完全熔合.

焊接熱源是一種高度集中的熱源，焊接時會在焊縫及其周邊區(qū)域產(chǎn)生一個不均勻、非線性的溫度場，導(dǎo)致在這些區(qū)域會產(chǎn)生一定程度的膨脹和收縮，從而在焊接工件中產(chǎn)生一個三維復(fù)雜殘余應(yīng)力對疲勞損傷、應(yīng)力腐蝕斷裂的敏感性[6].從而一定程度上降低了工件的使用壽命和安全性，并增加了產(chǎn)品的維護(hù)費(fèi)用[7].因此，在焊接生產(chǎn)中對于變形的控制及預(yù)防是一項具有戰(zhàn)略性的目標(biāo).為了完成這個目標(biāo)，發(fā)展和完善一個有效的可以預(yù)測由焊接導(dǎo)致變形的模型是非常必要的.

本文通過構(gòu)建組合熱源以更好地表征實(shí)驗中出現(xiàn)的非線性焊縫形貌，并對焊接過程中溫度場及應(yīng)力場分布進(jìn)行分析.

1 實(shí)驗方法

母材為BS960高強(qiáng)鋼，焊絲為ER120S(φ=1.2 mm)，將工件裝配在夾具之中.如圖1所示.通過OTC焊接機(jī)器人，以電壓和電流分別為25 V、280 A，使用焊劑片約束電弧且無氣體參與對高強(qiáng)鋼三明治板T形接頭進(jìn)行焊接.焊接過程中使用熱電偶對T形接頭溫度進(jìn)行記錄.其中夾具是由散熱性能較為優(yōu)異的Q235鋼和黃銅加工裝配而成，這有利于快速散熱、減少變形、對該種工藝焊接接頭質(zhì)量能有效改善.

2 焊接溫度場有限元模擬方法

2.1 模型的構(gòu)建

對工件在夾具散熱及無夾具空氣環(huán)境下自然散熱進(jìn)行有限元模擬，需要為夾具以及工件分別建模.BS960板尺寸為150 mm×50 mm×5 mm,中心焊縫尺寸為150 mm×5 mm×5 mm,銅塊尺寸為150 mm×25 mm×25 mm.夾具為兩塊尺寸為201 mm×120 mm×15 mm的Q235鋼，通過切削加工，如圖2所示.網(wǎng)格單元采用DC3D8熱傳導(dǎo)單元，網(wǎng)格最小尺寸為1 mm×1 mm×1 mm.其中使用夾具散熱和空氣自然散熱模型的網(wǎng)格總數(shù)分別為11 794、10 350個.

2.2 熱源模型的構(gòu)建

采用高斯面熱源與柱型體熱源耦合的方式對熱源模型進(jìn)行構(gòu)建.并分別表述電弧熱輻射以及焊絲熔化后的熔滴所帶來的熱量.組合熱源模型如圖3所示，方程如下式所示：

其中；Q為組合熱源總熱量；U和I為焊接電壓及電流，電流取280 A，電壓取25 V；Q1及Q2分別為高斯熱源與柱形熱源；X1和X2分別為焊接熱源分配系數(shù)，分別取0.55和0.45;η為焊接熱效率，取0.8.

Q1及Q2所代表的高斯和柱形熱源的方程為

(5)

(-0.005≤H≤-0.002 5)

(6)

其中：r0、r1為高斯面熱源和柱型體熱源的熱源集中系數(shù)；H為柱體熱源的作用高度.

2.3 材料熱物理性能、熱邊界條件、接觸換熱

使用的母材和焊絲的熱物理性能參數(shù)見表1.黃銅和Q235鋼的熱物理性能李揚(yáng)[8]，冀晴[9]已做過詳細(xì)的闡述.圖4為溫度測定位置示意圖.

表1 計算材料性能

對于熱邊界條件，由于夾具是由散熱效果較為優(yōu)異的金屬制成，故僅將工件的散熱歸結(jié)為與空氣的對流輻射并不能表達(dá)出工件的真實(shí)散熱條件.因此，考慮了工件和夾具與空氣接觸部位的對流和輻射，其中對流換熱系數(shù)設(shè)為20 W/(m2·k)，鋼的輻射系數(shù)設(shè)為0.8，銅的輻射系數(shù)設(shè)為0.5，還考慮了工件和夾具之間的接觸換熱,則存在工件與銅塊，銅塊與夾具、工件和夾具之間的接觸傳熱.由文獻(xiàn)[10]可知，固體之間的界面接觸傳熱系數(shù)與載荷成正相關(guān)，與接觸面積成負(fù)相關(guān)關(guān)系.界面接觸換熱系數(shù)計算公式如下：

其中：hc為界面接觸傳熱系數(shù);Q3為通過接觸界面的熱流;Q4為從加熱端流入熱流;Q5為從接觸端流出熱流;ΔTc為接觸面兩端測量點(diǎn)的溫度差;An為界面接觸面積;λ1、λ2為金屬的熱導(dǎo)率;K1、K2為溫度梯度dT/dX.

通過接觸傳熱實(shí)驗[11]計算得到黃銅與BS960鋼、BS960鋼與Q235鋼的界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分別為2 348、1 648W/(m2·k).由于實(shí)際黃銅與工件界面接觸面積為3 750 mm2，實(shí)際工件與夾具的界面接觸面積為125 mm2，分別大于實(shí)驗時黃銅與BS960鋼、BS960鋼與Q235鋼的接觸面積75 mm2.所以實(shí)際的黃銅與BS960鋼界面接觸換熱系數(shù)應(yīng)為0～2 348W/(m2·k)，BS960鋼與Q235鋼的界面接觸換熱系數(shù)應(yīng)為0～1 648W/(m2·k).并經(jīng)過多次調(diào)整參數(shù)對模擬結(jié)果與實(shí)驗進(jìn)行對比，確定了黃銅與BS960鋼、BS960鋼與Q235鋼之間的界面接觸換熱系數(shù)分別為250、500 W/(m2·k).

3 結(jié)果與分析

3.1 模擬與實(shí)驗焊縫形貌、熱循環(huán)曲線驗證

圖5是通過夾具散熱模擬所得焊縫與真實(shí)焊縫形貌對比圖.左半部分為模擬所得焊縫形貌，右半部分為實(shí)驗所得焊縫截面形貌圖.其中認(rèn)為1 480 ℃為固液相溫度.并且經(jīng)過測量發(fā)現(xiàn)模擬與實(shí)驗所得焊縫根部、下表面、中部寬度基本吻合.上表面焊縫寬度稍有差異，主要是因為沒有考慮熔池的流動和凝固.以上驗證了模擬所得焊縫的準(zhǔn)確性.

圖6為距離焊接起始點(diǎn)15 mm處橫截面溫度分布圖，溫度測定位置如圖4所示,由于面板和芯板都在距離焊縫熔合線2、3 mm處，所測得的最高溫度分別為850、714 ℃. 圖中面板和芯板測試點(diǎn)A、B、C、D四處所測得的焊接熱循環(huán)曲線與不同散熱邊界條件下的模擬數(shù)據(jù)相對比, 表明二者吻合良好.

同時從不同邊界條件下的模擬結(jié)果也反映出焊接裝夾具對接頭熱循環(huán)影響顯著, 焊接裝夾具及銅墊塊使得面板和芯板的冷卻速度更快, 從而對焊縫起到強(qiáng)制冷卻成形的作用, 有效避免了T形接頭焊接過程中焊根處焊漏的缺陷.

3.2 工件表面溫度場分布

圖7為T形接頭冷卻300 s時，工件表面的溫度分布，可以看出工件表面溫度分布較為均勻,并且夾具起到了強(qiáng)有力的傳熱作用.圖8為面板上下Line1、Line2和芯板左右Line3、Line4在不同時間下的溫度曲線圖，并且Line1、Line2、Line3、Line4所處的區(qū)域如圖4所示.由圖可知，在不同時間點(diǎn)，垂直焊縫方向上，各點(diǎn)溫度隨著與焊縫的距離增大而減小，表現(xiàn)出一定的溫度梯度.T=15 s時，上面板相較于面板下部和芯板而言，峰值溫度和溫度梯度最大.但是隨著時間的增大，工件的溫度通過對流、輻射以及在工件內(nèi)部傳導(dǎo)的方式進(jìn)行轉(zhuǎn)移，并且溫度越高，熱量散失越快，在T=80 s時，各點(diǎn)溫度基本相同.在厚度方向上，面板上下和芯板左右的溫度曲線基本重合，因此溫度在工件厚度方向分布均勻.

圖9為工件中心橫截面處，模擬所得工件及夾具的橫截面溫度分布圖.為了避免工件溫度對夾具溫度顯示的阻礙，圖中將溫度云圖顯示上限定為100 ℃，從而使得溫度高于100 ℃時云圖顯示為灰色且云圖數(shù)值只顯示焊接熔池最高溫度3 794 ℃，低于100 ℃以下的溫度可以顯示出來.從圖7a和圖9a、b可知，t=18 s時，焊接溫度達(dá)到峰值，但是熱源所帶來的熱量只在工件內(nèi)部進(jìn)行傳遞，夾具幾乎沒有溫度的變化，這與傳熱時間短和夾具的材質(zhì)有關(guān).從而解釋了焊接加熱階段，通過兩種方式進(jìn)行模擬時，所得到的升溫階段曲線與實(shí)測升溫階段曲線基本重合的原因.并且因為工件焊接時間為30 s,從圖9c可知，在焊接過程，該夾具散熱的能力十分有限，焊接升溫階段夾具的最高溫度為30 ℃左右.

在冷卻階段，由于工件冷卻時間相較于加熱階段要長，使得工件的溫度可以有充分的時間傳遞到夾具上，從而加速工件的冷卻.圖10為冷卻階段通過使用夾具進(jìn)行冷卻與自然冷卻下的冷卻曲線以及在各個特征時間點(diǎn)下相應(yīng)的溫度差值.圖10起始點(diǎn)對應(yīng)圖9的t=30 s ,即加熱階段結(jié)束，而冷卻階段開始點(diǎn).從圖10與圖9 d可知，在冷卻20 s時，使用夾具散熱與自然條件下散熱差值開始出現(xiàn),銅塊的最高溫度為50 ℃，相應(yīng)點(diǎn)溫度差值為40 ℃，此時夾具的散熱作用還沒有開始體現(xiàn).隨著冷卻時間增加到60 s時，對應(yīng)著圖9e,此時銅塊最高溫度為67 ℃，并且工件和銅塊已經(jīng)將熱量傳遞給夾具，此時夾具的最高溫度為30 ℃，并且散熱的差值為54 ℃.當(dāng)冷卻時間在150～180 s時，銅塊的溫度到達(dá)最高值87 ℃.散熱能力到達(dá)最高值，此時通過夾具傳熱與通過自然散熱的溫度差值為72 ℃，同時夾具的溫度到達(dá)50 ℃.當(dāng)時間為300 s時，因為工件的溫度只有100 ℃左右，無法傳遞給銅塊及工件更多的熱量，從而使得工件和銅塊溫度整體開始下降.以上為使用夾具進(jìn)行裝配焊接時，夾具參與散熱的傳熱過程分析.

3.3 焊接熱影響區(qū)預(yù)測與實(shí)驗驗證

使用安德魯斯公式[11]，對相變點(diǎn)溫度進(jìn)行計算.BS960鋼的成分及力學(xué)性能蔣小霞[12]已表述.經(jīng)計算,鋼材Ac1=725 ℃,Ac3=852 ℃.Ac1、Ac3計算公式如下所示：

Ac1=723-10.7%Mn-16.9%Ni+29.1%Si+

16.9%Cr+290%As+6.38%W

(11)

31.5%Mo+13.1%W

(12)

圖11為模擬所得出的焊接熱影區(qū)材料熱循環(huán)過程中峰值溫度的梯度分布示意圖.結(jié)合金相觀察可以將熱影響區(qū)分為粗晶子區(qū)CGHAZ，細(xì)晶子區(qū)FGHAZ，和混合晶子區(qū)ICHAZ.表2列出了模擬和實(shí)驗測定的各子區(qū)域?qū)挾?圖12為試驗測定的焊接接頭硬度分布曲線圖，試驗所用載荷為30 N,即HV0.3.由圖12及表2可知，模擬與實(shí)驗所得焊縫區(qū)、焊接熱影響區(qū)分布吻合良好，并且面板熱影響區(qū)寬度要稍大于芯板熱影響區(qū)寬度.可見焊接熱輸入應(yīng)更偏向于面板分布，這有利于保證芯板焊透的前提下不發(fā)生側(cè)漏.

表2 模擬與實(shí)驗焊接熱影響區(qū)各區(qū)域?qū)挾?/p>

4 結(jié)論

1) 通過構(gòu)建組合熱源模型，并考慮了夾具與工件之間的接觸傳熱,對焊劑片約束電弧焊高強(qiáng)鋼T形接頭溫度場進(jìn)行了模擬,并驗證了其合理性與可行性.

2) 對工件與夾具之間的接觸傳熱進(jìn)行分析，揭示了焊接夾具在焊接過程中所起到的控溫作用，對于完善熱邊界條件、指導(dǎo)夾具設(shè)計提供了準(zhǔn)確參數(shù).

3) 論述了焊劑片約束電弧焊對BS960高強(qiáng)鋼T形接頭焊接時的溫度分布情況，結(jié)果表明,在焊接前后，面板和芯板在厚度方向上的溫度差異較小.在橫向方向上表現(xiàn)出較大的溫度梯度.