LNG船用薄板Invar36激光搭接焊工藝參量優(yōu)化

張雋漪，劉祖國，蔣志偉，金湘中*，李俊豪

(1.湖南大學(xué) 汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室，長沙 410082；2.湖南大學(xué) 激光研究所，長沙 410082)

引 言

殷瓦合金因其具有低膨脹性，在航空航天[1]、船舶[2]以及精密儀器[3]等制造業(yè)領(lǐng)域被廣泛使用[4]。在同種或異種材料焊接中普遍將激光作為最佳焊接熱源[5-7]，而在激光焊接過程中,殷瓦合金容易出現(xiàn)熱裂紋、變形、氣孔等缺陷，導(dǎo)致焊接接頭性能差[8-9]。因此,對殷瓦合金展開激光自熔搭接焊工藝參量優(yōu)化研究是十分重要的。

當(dāng)前，對液化天然氣(liquefied natural gas，LNG)船用薄板Invar36合金材料激光自熔搭接焊的研究報道較少。ZHAO等人[10]通過研究發(fā)現(xiàn)對殷瓦合金進行攪拌摩擦焊容易存在飛邊、隧道型焊接缺陷；LIU[11]探索了19.05mm厚的殷瓦合金熔化極惰性氣體保護焊焊接工藝，通過優(yōu)化焊接路徑和工藝參量，使得焊接變形降低了12.2%；ZHAO等人[12]通過實驗測量和數(shù)值模擬研究分析了焊接速度和攪拌頭速度與溫度梯度的關(guān)系；TETI[13]開發(fā)了一種新型的大負荷低速摩擦攪拌焊接方法；BIDI等人[14]在實驗設(shè)計和數(shù)值模擬建立的基礎(chǔ)上，對熔融區(qū)的形狀和零件內(nèi)部的溫度場進行了預(yù)測。還有學(xué)者借助模擬方法對薄板Invar36激光自熔搭接焊溫度場進行模擬分析[15-18]。由殷瓦合金焊接的發(fā)展現(xiàn)狀可知，目前學(xué)者對殷瓦合金焊接的研究集中在中厚板材(大于2mm)，而對薄板(小于2mm)、高焊接速度的研究較少，為此有必要對2mm以下的薄板殷瓦合金進行高速焊接研究，以滿足LNG船用的工業(yè)化要求。

作者首先設(shè)計制造了一個氣體保護裝置，有效地抑制了氣孔的產(chǎn)生。然后通過建立了高斯面熱源和體熱源模型，對焊接過程進行了溫度場仿真，確定初步工藝參量范圍。最后在氣體保護裝置和仿真確定的工藝參量范圍的基礎(chǔ)上，采用正交試驗方法對焊接工藝參量進行了優(yōu)化，并對最優(yōu)工藝參量下的微觀硬度及拉伸力學(xué)性能進行了分析，驗證了正交優(yōu)化結(jié)果的正確性。

1 實驗設(shè)備與方案

實驗操作平臺及實驗設(shè)備如圖1所示，為大族激光所制的激光加工設(shè)備。在焊接試驗過程中，較為關(guān)鍵的是夾具的安裝方式，因為本文中試樣的放置方式為搭接焊，如果夾具安裝不到位將直接影響試樣對激光光束能量吸收，較大的間隙將會影響焊接的傳熱以及焊縫形貌，對此本文中采用如圖1d所示雙U型組合工裝夾具對焊接試樣進行裝夾。

Fig.1 Welding equipment

圖2為在斜吹保護氣下焊接殷瓦合金的截面圖?？梢钥吹?焊縫處存在明顯的氣孔缺陷。通過能量函數(shù)譜(energy disperive spectroscopy,EDS)對氣孔內(nèi)和氣孔外打點進行點能譜測試，發(fā)現(xiàn)氣孔內(nèi)部的O,Si,Mn,Fe,Ni高于氣孔外部，O元素的含量約為氣孔外的4倍，這是由于在焊接過程中空氣中的氧氣進入熔池內(nèi)部與熔池中的元素結(jié)合，形成氧化物，而有部分O2未與母材元素進行反應(yīng)，未從熔池中逃出，從而形成氣孔。通過分析，大致確定殷瓦合金焊接過程中氣孔的形成原因在于氧元素。

Fig.2 Porosity defect

為了使殷瓦合金在焊接過程中不與氧氣接觸，在完全的保護氣體中進行，本文中設(shè)計了如圖3所示的保護盒。在焊接實驗開始前，先注入大量的氬氣，直到將氬氣注滿整個容器，焊接過程中持續(xù)通入氬氣，直到焊后試樣冷卻后再關(guān)閉氬氣，以避免殷瓦合金在焊接過程與氧氣接觸。圖4和圖5分別為在完全保護氣氛圍下的試樣表面形貌和截面形貌。可以看出,在完全氣體保護下，焊縫表面呈銀白色，無咬邊、裂紋等缺陷，焊件無氣孔缺陷，驗證了本文中設(shè)計的氣孔缺陷抑制方案的有效性。

Fig.5 Sectional view of weld under full gas protection

2 殷瓦合金激光焊接溫度場模擬

2.1 移動熱源加載與求解

對高斯熱源的研究，主要分為3類，分別是體熱源、面熱源以及面體組合熱源。

在激光束焊接過程中,高斯面熱源是指利用一定區(qū)域內(nèi)的熱源對試樣進行加熱。面熱源可表示為:

式中，R為光斑半徑；P為激光輸入功率；r為點到熱源中心的距離；ηs為高斯面熱源在總熱源的占比。

高斯圓柱體熱源是利用圓柱體內(nèi)均勻的熱源對試樣進行加熱[19]。圓柱體熱源能夠反映小孔效應(yīng)在激光深熔焊過程中材料對能量能量的吸收機制[20]，體熱源的表達式為:

式中，ηv為高斯體熱源在總熱源的占比,rv為高斯體熱源作用的有效半徑,hv為體熱源作用的有效深度,x2+y2為節(jié)點到熱源中心的距離,u(z)為單位階躍函數(shù)。

因為在實際的焊接中，激光點是移動的。在移動激光作用下，試樣表面和內(nèi)部所形成的熔池將不再是單一的圓柱或錐形，并且實際焊接過程中存在等離子體云和小孔效應(yīng),所以本文中采用面熱源與體熱源結(jié)合的模型，其熱量表達式為：

Q=Qs+Qv

(3)

一些學(xué)者的研究發(fā)現(xiàn),通過高斯面體熱源模型得到的焊縫形貌的仿真數(shù)據(jù)，與實際實驗中所得到的數(shù)據(jù)之間的誤差小于5%,說明面熱源和體熱源組合的形式能夠計算出較為準(zhǔn)確的結(jié)果。根據(jù)上述高斯面熱源與高斯圓柱體熱源及面體熱源模型表達式，可以得到高斯面熱源與體熱源結(jié)合的熱流密度：

由于本文中焊接試樣較薄，為1.5mm厚的殷瓦合金，因此熱源比例取ηs∶ηv=3∶1。因?qū)嶋H焊接過程中，都是采用保護氣體對試樣進行焊接保護，在焊接過程中保護氣體能把工件表面的等離子體云吹散，所以作者在模型假設(shè)中不考慮等離子體與試樣的對流和熱輻射等。根據(jù)傳熱學(xué)原理，建立溫度T隨點(x，y，z)及時間t的關(guān)系(導(dǎo)熱微分方程)：

T=f(x,y,z,t)

(5)

據(jù)能量守恒定律，溫度場的微分方程表示為：

式中,ρ,c,λ,φ分別為焊接材料的密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)和在單位時間里單位體積中內(nèi)熱源的生成熱。

2.2 定義材料參量

焊接過程是一個快速加熱和快速冷卻的過程，由于在加熱階段，焊縫融合區(qū)溫度可以達到很高，溫度在25℃～3000℃范圍內(nèi)變化，在此范圍里，材料的物性參量變化大，不可采用恒定的參量。對此本文中采用的材料參量與參考文獻[21]相同。

為了提高仿真的準(zhǔn)確性，在焊接過程中除了材料參量會影響分析結(jié)果外，焊接時的接觸狀態(tài)和上下板之間的間隙也會對分析結(jié)果有影響，因為接觸時的接觸間隙中主要是空氣層，對熱的傳遞阻礙較大，這將直接影響接觸面的傳熱方式從固-固導(dǎo)熱到固-氣-固導(dǎo)熱和輻射，因為輻射強度相較于對流導(dǎo)熱而言較弱，在本文計算過程中忽略不計。根據(jù)以往的文獻報道[22]，不銹鋼材料在有一定粗糙度的情況下,單位面積的接觸熱阻介于2.2×10-4m2·K/W～5.88×10-4m2·K/W之間，由于實驗中使用的軋制退火態(tài)的殷瓦合金，材料表面光滑無毛刺，且在焊接中用U型夾具對試樣施加一定載荷，所以將殷瓦合金單位面積的接觸熱阻設(shè)為4.04×10-4m2·K/W。

2.3 幾何模型的建立

本文中采用的試樣幾何尺寸為60mm×40mm×1.5mm，同時仿真中涉及到的物理變化相對復(fù)雜，如在溫度場、流場、微觀相變等,為了提高運算精度及減小運算量，對模型進行簡化，在搭接接頭部位采用半徑為2.5mm的圓弧過渡。建立模型后對開展3維瞬態(tài)和穩(wěn)態(tài)分析。在ANSYS分析中，綜合考慮計算進度及單元類型，本文中用solid70八節(jié)點六面體單元，將網(wǎng)格單元劃分為0.75mm×0.75mm×0.75mm，網(wǎng)格劃分如圖6所示。

Fig.6 Finite element mesh of lap welding

2.4 焊接仿真結(jié)果

為了判斷出合適的因素取值范圍，降低試驗成本，本文中通過數(shù)值仿真模擬分別對激光功率及焊接速率對焊接溫度場的影響進行了分析。由圖7可知，激光功率2.6kW～3.6kW范圍內(nèi)變化時，激光功率越大，下板熔深、搭接處熔寬也越大。經(jīng)測量可知，當(dāng)激光功率從3kW增長為3.6kW時，下板熔深從0.57mm增長為0.8mm，熔寬從2.2mm增長到2.4mm;當(dāng)激光功率為2.6kW時，試樣下板未被熔透，不符合殷瓦合金搭接焊技術(shù)要求，因此，激光功率工藝參量范圍下限應(yīng)該比2.6kW大。

Fig.7 Analysis of welding temperature field by laser power

在圖8中，焊接速率和下板熔深、搭接處熔寬呈負相關(guān)。當(dāng)焊接速率從0.9m/min增長到1.7m/min時，下板熔深從0.8mm減小到0.26mm，熔寬從2.6mm減小到1.9mm。根據(jù)技術(shù)要求，選取最優(yōu)的焊接速率參量為1.1m/min～1.7m/min。

3 正交實驗方案

結(jié)合數(shù)值仿真模擬獲得的激光功率、焊接速率工藝參量范圍和氣孔缺陷抑制方案，正交實驗中將激光功率(kW)作為因素A、焊接速率(m/min)作為因素B、離焦量(mm)作為因素C、激光入射角(°)作為因素D、光斑能量分布(即激光光斑落在上板和下板的分布比例)作為因素變量E。光斑能量分布(1∶1;2∶1;4∶1)如圖9所示。

Fig.9 Light spot energy distribution

每個因素取3個水平，主要目標(biāo)函數(shù)有下板焊縫的熔深、下板的熔寬和最小半徑等。通過仿真模擬結(jié)果確定了正交實驗的因素水平，表1為三水平五因素正交表。

在實驗過程中，每個因素做3組實驗，取3組實驗結(jié)果的平均值作為實驗結(jié)果，以確保表中實驗結(jié)果的可靠性和準(zhǔn)確性，表2為正交試驗表。

Table 1 Orthogonal experiment factors and level

Table 2 Orthogonal experiment table

4 結(jié)果與討論

根據(jù)表2中的結(jié)果，再通過計算可知，對熔深和半徑影響最大的均是光斑能量分布，對熔寬影響最大的是激光功率，而對熔深影響最小的是離焦量，對熔寬和半徑影響最小的均是入射角。

通過上述分析可知，對殷瓦合金搭接焊焊縫整體形貌(下板熔深、熔寬和聚焦半徑)影響最大的是光斑能量分布，然后是焊接速率和激光功率，影響最小的是激光入射角。能量分布對焊縫影響最大的主要原因是不同的能量分布會導(dǎo)致焊接過程中上下板的能量不同，上搭接板獲得的能量越大，上搭接板金屬熔化的量增多，導(dǎo)致熔融的合金流動性差，使得焊接接頭的圓弧半徑過小,這樣會導(dǎo)致焊縫處出現(xiàn)應(yīng)力集中，從而形成熱裂紋，影響焊縫性能。

在上下板厚度均為1.5mm的殷瓦合金搭接焊技術(shù)要求中，有以下3個要求,即下板熔深、熔寬、聚焦半徑分別不小于0.2mm，2mm，0.8mm。在實際焊接過程中，熔寬是最難達標(biāo)的，因此,在選取最優(yōu)工藝參量時，應(yīng)將熔寬作為主要衡量標(biāo)準(zhǔn)?；谡辉囼灥慕Y(jié)果，激光功率3.4kW、焊接速率1.3m/min、離焦量+20mm、激光入射角5°、激光光斑能量分布2∶1為最優(yōu)工藝參量。

4.1 焊縫宏觀形貌圖

在最優(yōu)參量下，焊縫的宏觀形貌圖如圖10所示。在該工藝參量下，焊縫均勻連續(xù)，表面呈銀白色，且無氣孔、熱裂紋等缺陷。而由圖11可知，搭接接頭融為一體，無縫隙，焊件下板熔深為559.73μm，熔寬為2246.26μm，半徑為1224.50μm，均滿足殷瓦合金搭接焊要求。

Fig.10 Macro-morphology of weld

Fig.11 Sectional view of weld

4.2 顯微硬度檢測

在進行顯微硬度測試時，由于試樣的厚度較薄，因此進行硬度測試的載荷不易過大，過大將會使得凹坑較大，使得焊縫融合區(qū)的打點數(shù)過少，故將載荷設(shè)為0.1g，加載時間為10s。測試范圍將整個焊縫融合區(qū)(frozen zone,FZ)包圍。由圖12a可知，在室溫下，母材和焊縫的平均顯微硬度分別為134.6HV和128.5HV，焊縫平均顯微硬度較下降了約4.1%。由圖12b可知，熱影響區(qū)(heat affect zone,HAZ)的晶粒組織較粗大，故熱影響區(qū)的硬度低于母材。由于焊縫區(qū)的胞狀亞晶和枝狀亞晶會對硬度產(chǎn)生影響，故焊縫區(qū)的顯微硬度介于熱影響區(qū)和母材之間，導(dǎo)致焊縫硬度變化范圍較大。

Fig.12 Micro-hardness of each region

4.3 拉伸性能測試

通過掃描電鏡，得到焊縫處的拉伸斷口顯微形貌，圖13為斷口形貌圖?？梢钥闯?焊縫處的斷口為典型的韌性斷裂。從局部放大圖(見圖13b)中可以看到,有夾雜物和析出物的存在。由于夾雜物或析出物的存在，更容易導(dǎo)致熱裂紋的形成，對焊縫的力學(xué)性能造成很大影響。圖14為韌窩處的EDS打點示意圖和能譜圖。通過對比發(fā)現(xiàn),除了韌窩處的Si元素含量較高，其余元素成分及含量母材與韌窩處幾乎一致，因此可知，Si元素為析出物之一。圖15為拉力隨位移變化曲線圖?？芍覆淖畲罄燧d荷為6603.78N，位移為19.16mm，拉伸強度為440.25MPa。而最優(yōu)參量下的焊接試樣可以承受的最大載荷為6261.83N，位移為11.87mm，拉伸強度為417.16MPa，拉伸強度高達母材的94.8%。

Fig.13 Fracture appearance

Fig.14 Energy spectrum diagram

Fig.15 Pull changes with displacement

4.4 仿真結(jié)果與實驗結(jié)果對比

將實驗結(jié)果與仿真結(jié)果進行對比分析，驗證仿真模擬的準(zhǔn)確性。如圖16所示，在最優(yōu)工藝參量下，實驗和仿真得到的焊縫截面熔深分別為0.55mm和0.57mm，熔寬為2.246mm和2.2mm，誤差均小于0.05mm。由于熔深和熔寬都比較小，測量中易有誤差，其次網(wǎng)格劃分的精密度也導(dǎo)致了誤差的存在。本文中的仿真結(jié)果與實驗結(jié)果之間的誤差(0.05mm)遠小于網(wǎng)格誤差，因此驗證了本文中所建立的仿真模型的準(zhǔn)確性。

Fig.16 Comparison of experiment result and simulation result

5 結(jié) 論

(1)對氣孔缺陷產(chǎn)生的原因分析發(fā)現(xiàn)，氧氣是造成氣孔缺陷的主要原因，通過設(shè)計氣體保護盒，減少空氣中的氧氣進入熔池，得到無氣孔焊件。

(2)通過對激光焊接過程的仿真模擬，分析激光功率和焊接速率對殷瓦合金搭接焊的溫度場和焊縫形貌的影響，確定了后續(xù)正交試驗設(shè)計時可以參考的工藝參量范圍為：激光功率3kW～3.4kW、焊接速率1.1m/min～1.5m/min。

(3)結(jié)合數(shù)值仿真模擬結(jié)果設(shè)計正交實驗，并對正交試驗結(jié)果進行分析，獲得了上下板厚度均為1.5mm的殷瓦合金搭接焊最佳的焊接工藝參量，即激光功率3.4kW，焊接速率1.3m/min，離焦量+20mm，激光入射角5°，激光光斑能量分布2∶1。

(4)由顯微硬度檢測可知，焊縫的平均硬度較母材略有下降，但高于熱影響區(qū)；通過拉伸檢測，焊縫處拉伸斷口為韌性斷裂，最優(yōu)參量下的焊件的拉伸強度為417.16MPa，高達母材的94.8%。