基于組合熱源模型的中厚板MIG焊模擬

徐洲 李曉延 吳奇 王海東

摘要：為實現(xiàn)對復雜形狀熔池下中厚板MIG焊過程的準確模擬，通過提取焊縫熔合線，擬合多項式方程，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6 mm厚6082-T6鋁合金MIG焊進行了有限元模擬，計算了焊接溫度場和焊后應(yīng)力場。結(jié)合兩種熱源模型的模擬結(jié)果，從實際焊縫形狀、熱循環(huán)曲線、應(yīng)力分布測量值三方面進行對比分析。結(jié)果表明，組合熱源模型調(diào)節(jié)參數(shù)少，其溫度場能更好地反映復雜形狀熔池，應(yīng)力場與實測值吻合度更高，適合開坡口的中厚板MIG焊過程模擬。

關(guān)鍵詞：焊接模擬;熱源模型;熔合線;中厚板

中圖分類號：TG402? ? ? 文獻標志碼：A? ? ? ? ?文章編號：1001-2003（2021）11-0044-06

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.11.08

0 前言

鋁合金因比強度高、耐腐蝕、高溫性能好等特點，現(xiàn)已廣泛應(yīng)用于高速列車、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)，通過有限元手段模擬焊接過程，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坡口，加上較大的熱輸入，使得最終熔池形狀復雜，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、錐形等有限種類的熔池形狀，使得模擬精度下降[5-6]。為了解決復雜熔池條件下傳統(tǒng)單一熱源難以匹配的問題，研究人員做了大量工作。Wu[7]等針對等離子弧焊過程的特點，建立了雙橢球體+二次錐體的組合熱源模型，并根據(jù)小孔深度的變化動態(tài)調(diào)整其分布參數(shù);馬悅[8]通過調(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，但是過于依賴熱源參數(shù)的調(diào)整或者使用組合熱源模型時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驗熔合線的旋轉(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)標準，未考慮實際能量輸入。

針對以往組合熱源模型存在的調(diào)節(jié)參數(shù)過多、未考慮實際熱輸入等問題，文中在提取實驗熔合線的旋轉(zhuǎn)體熱源基礎(chǔ)上，開發(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)力測量結(jié)果，與傳統(tǒng)雙橢球熱源進行對比，實現(xiàn)了熱源參數(shù)調(diào)整的簡化和6 mm厚鋁合金板MIG焊的準確模擬。

1 實驗材料與方法

1.1 焊接實驗

采用MIG方法對接焊接6 mm厚的6082-T6鋁合金平板，采用福尼斯TPS 5000焊機，焊接材料為φ1.2 mm的ER5356焊絲，焊接過程通氬氣保護，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測溫儀實時記錄焊接過程中特征點的溫度數(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。由于平板對接中焊縫兩側(cè)的約束及邊界條件對稱，為節(jié)省計算時間，只模擬其中一側(cè)。綜合考慮計算準確度和計算效率，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 ”兩個要素[11]。其中“ 熱流分布的空間形式 ”一般對應(yīng)著不同焊接方法下的熔池形狀特點，比如適用于大多數(shù)半橢球熔池的雙橢球熱源模型，針對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)果的準確性評價中也多采用熔池邊界準則，即在一定的焊接熱輸入條件下，模擬計算獲得的熔池輪廓與試驗所測相吻合，則證明所建立的熱源模型是準確的[13]。以上經(jīng)驗說明，熱源模型的空間形式需要從熔池形狀出發(fā)。而在開坡口的中厚板MIG焊中，熔池形狀復雜，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)，使得熱源校準過程繁瑣。基于此，文中在MIG焊模擬的熱源模型中直接代入實驗測得的焊縫熔合線，使輸入熱流分布在近似的實際熔池范圍中;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。建立過程如下：首先取得實際的焊縫橫截面熔合線輪廓，代入圖像處理軟件，建立坐標系，如圖3所示，深度方向為自變量數(shù)軸z軸，水平方向為因變量數(shù)軸x軸，提取熔合線上的11個點坐標。

獲得坐標后，在Origin中通過多項式擬合獲得相應(yīng)的多項式方程為x=-46 834z3-362.77z2-0.143 6z+0.003 9。該方程表示的曲線即為數(shù)學擬合出來的實際熔合線輪廓，其線形對比如圖4所示?？梢钥闯?，采用三次多項式方程已經(jīng)能夠很好地表示焊縫熔合線，方差數(shù)值顯示為0.998，說明擬合度較高。

下一步，以多項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（熱源移動方向）拉伸一定倍數(shù)k，得到拉長的旋轉(zhuǎn)體。類似雙橢球熱源模型，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 Hd=2 638 J/g[14]，計算可得Qm≈1 524 W。

熱源模型中最常用的分布模式為高斯分布，其來自于對TIG焊電弧熱分布的實驗觀察，而MIG焊過程中的熔滴進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）計算得出。

熔滴熱源模型建立完成，其熱流分布在考慮實際熔合線的雙旋轉(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：

為了驗證組合熱源的準確性，同時還選擇了雙橢球熱源進行模擬，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、前后半球的長度;ff、fr為前后半球的能量分配系數(shù)。

2.3 計算過程

為了得到準確的溫度場計算結(jié)果，正式計算前需要以實際熔池形狀為參考，試計算調(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，即先計算溫度場，再以溫度場計算結(jié)果為初始條件計算應(yīng)力場。

3 結(jié)果與分析

3.1 熔池形狀與焊縫形貌對比

在溫度場模擬結(jié)果中，輸入鋁合金熔點（660 ℃），得到模擬的熔池范圍如圖6所示?？梢钥闯觯M合熱源模型中的熔滴熱源模型部分由于代入了實際焊縫熔合線，即使在不包含形狀參數(shù)、無參數(shù)校準步驟的情況下，仍然很大程度接近實際熔池形狀，而雙橢球熱源受限于自身熱流分布表達式，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情況，但熔合線以及下部熔寬與實際焊縫差別很大。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)曲線對比

選擇熱電偶測溫對應(yīng)點的溫度變化歷程，熱循環(huán)曲線對比如圖7所示，距離焊接坡口端10 mm和15 mm處特征點的焊接過程峰值溫度分別為313.9 ℃和245 ℃。由圖7可知，兩種熱源模擬的升溫速率、峰值溫度與實測值均較為一致;但在降溫階段，組合熱源的降溫速率和實際降溫趨勢更為吻合，這是因為在模擬熔池表面，組合熱源模型熱量來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它們進行了簡單的統(tǒng)一處理;由于測溫前工作臺已經(jīng)進行過數(shù)次焊接實驗，使得壓板、墊板溫度較高，在75 s后的降溫部分，模擬結(jié)果均與實測值有一定偏差?？偟膩砜?，組合熱源的溫度曲線與測溫曲線更加符合，這是因為對電弧和熔滴能量分開考慮，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，更符合有熔滴過渡行為的MIG焊特點。此外需要說明的是，由于測溫點設(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準確性具有更大優(yōu)勢。

3.3 殘余應(yīng)力對比

在應(yīng)力場計算結(jié)果中，建立橫向路徑，模擬應(yīng)力分布和實測值對比如圖8所示。由圖可知，橫向應(yīng)力的模擬值和實測值均呈拉應(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，與實測值更為接近，遠離焊縫區(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，均與實測值趨勢相吻合?？偟膩砜?，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，應(yīng)力分布趨勢與實測值一致，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，模擬熔池形狀與焊縫形貌相符。

（2）在有熔滴過渡行為的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，能夠在保證模擬準確度的同時減少熱源參數(shù)校準工作。

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