薄壁鋁合金T形結(jié)構(gòu)MIG焊接熱源復(fù)合模型的構(gòu)建與模擬

王傳財，高作文，權(quán)力偉

1.天津中德應(yīng)用技術(shù)大學(xué) 機械工程學(xué)院，天津 300355

2.中鋁瑞敏股份有限公司，福建 福州 350015

3.河北工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300401

0 前言

鋁合金具有較好的比強度、比剛度、高吸能性、型材斷面設(shè)計自由度大等優(yōu)點，成為汽車輕量化的理想材料。但鋁基白車身在推廣低成本的弧焊連接方式時，焊接接頭存在氣孔、夾雜等冶金缺陷，以及焊縫接頭軟化、焊接變形大等問題。尤其在采用熔化極惰性氣體保護焊（MIG）進行薄壁車身件的焊接過程中，因熱輸入大、熱源在接頭各部位分布不均，且鋁合金熱導(dǎo)率和膨脹系數(shù)大，導(dǎo)致鋁材焊后收縮大且收縮不均勻，薄壁白車身弧焊后變形嚴重，無法滿足汽車行業(yè)嚴格的形位公差要求，限制了鋁合金材料在汽車領(lǐng)域的規(guī)模應(yīng)用［1-2］。

為解決變形問題，各汽車制造商往往采用試錯法或矯形調(diào)修法等，但因焊接涉及電弧物理、傳熱、冶金和力學(xué)，涉及到溫度場、應(yīng)力場和變形場、顯微組織狀態(tài)等多場耦合問題，過程非常復(fù)雜，僅憑試驗無法從根本上解決問題，且大量的試驗增加了生產(chǎn)成本［3］。為快速找到焊接變形問題的解決方案，科研工作者開始進行有限元模擬在焊接過程的應(yīng)用研究。Rykalin對焊接傳熱進行了系統(tǒng)研究，提出了點線面三種焊接熱源，Adames等根據(jù)熱傳導(dǎo)微分方程建立了不同情況的傳熱公式，1975年加拿大Paley等人利用有限元研究焊接溫度場，至20世紀末焊接熱模擬得到快速發(fā)展［4-6］。國內(nèi)西安交通大學(xué)唐慕堯等人在1981年編制熱傳導(dǎo)分析程序并開展薄板準穩(wěn)態(tài)溫度場的計算，上海交大陳楚等人建立了溫度場計算模型，蔡洪能等人建立了雙橢圓熱源模型［7-9］。綜合這些研究成果可以看出，焊接溫度場的準確計算是模擬分析的基礎(chǔ)，而對溫度場影響較大的因素是焊接熱源模型，精準的熱源模型是測量焊接過程殘余應(yīng)力的關(guān)鍵。熱源模型是作用在焊件空間域和時間域上的熱輸入的數(shù)學(xué)表達，鋼鐵領(lǐng)域常見的熱源模型有高斯熱源模型和雙橢球熱源模型，其中高斯熱源模型中的電弧熱源是通過加熱斑點形成一定作用面積給工件傳遞熱量，該加熱面上熱量分布極不均勻，中心多、邊緣少，一般用于模擬熱流密度比較集中的焊接方式；雙橢球熱源模型考慮了電弧前進過程中前進側(cè)與后側(cè)電流密度的區(qū)別，根據(jù)熔池前半部分溫度梯度較陡、后半部分較緩的分布特點，將熱源設(shè)計成雙半橢球形，焊接前方加熱區(qū)域的熱能小于后方，在熔池寬度上與MIG、TIG等弧焊接近。但因鋁合金熔化潛熱大、表面氧化膜吸熱多、膨脹系數(shù)大等特點，這兩種模型并不能完全匹配鋁合金的焊接過程。

因此為提高鋁合金焊接模擬精度，以2 mm厚6082-T6鋁合金T形接頭為對象，采用模擬與試驗相結(jié)合的方法進行鋁合金MIG焊專屬熱源模型研究。通過單一典型熱源模型的參數(shù)對比，優(yōu)化迭代設(shè)計鋁合金的專屬熱源模型，為6系薄壁鋁合金MIG焊變形的精準模擬提供參考。

1 試驗材料與方法

1.1 材料與設(shè)備

試驗材料為6082-T6鋁合金型材。腹板及翼板尺寸為200 mm×300 mm×2 mm、100 mm×300 mm×2 mm，焊腳5 mm。焊絲為ER5356，直徑1.2 mm。母材屈服強度299 MPa，抗拉強度331 MPa，延伸率6%。焊接試驗采用自動MIG焊接，焊機及送絲裝置為福尼斯系統(tǒng)，焊接過程對試樣進行剛性夾持，焊接裝置如圖1所示。典型焊接參數(shù)及工藝條件為：100% Ar氣保護，氣體流量20 L/min，環(huán)境和工件初始溫度20 ℃，焊接電流100 A、電壓18.1 V、焊接速度50 cm/min，焊接熱輸入1 737 J/cm（有效系數(shù)η=0.8）。為驗證焊后變形，使用游標卡尺測量工件翼板4個端點的位移。

圖1 MIG自動焊機及夾持裝置Fig.1 MIG automatic welding machine and clamping device

1.2 有限元模型的建立及網(wǎng)格劃分

按圖2的流程開展6082-T6型材T形接頭MIG焊的有限元模擬和驗證。

圖2 MIG焊接熱源模型的建立與驗證流程Fig.2 Establishment and verification process of MIG welding heat source model

1.2.1 建立焊接模型

模擬中將焊接看作準靜態(tài)的熱彈塑性問題，假定材料各向同性，材料變形遵循體積不變原則，假定高溫熔池是固體，散熱為工件與空氣熱對流和熱輻射［10］。

以T形接頭為例，通過VE-MESH軟件建模。建模時各輸入條件：材料參數(shù)取自6082-T6實際測得的參數(shù)，焊接參數(shù)、工件尺寸、邊界條件與試驗工件相同，熱源模型采用2D高斯、3D高斯、雙橢球及優(yōu)化模型，網(wǎng)格模型為三維實體疏密過渡的方式，網(wǎng)格劃分尺寸：焊縫及其附近尺寸為1 mm×1 mm×1 mm，其他區(qū)域按熱輸入分布不同分別為2 mm×2 mm×2 mm和4 mm×4 mm×4 mm。

1.2.2 求解及驗證

通過Sysweld運算求解得到焊接的溫度場、應(yīng)力場及位移場，通過VE-view展示模擬結(jié)果的數(shù)據(jù)信息。將模擬得到的熔池截面形貌、焊后變形量與實際的焊接結(jié)果進行對比。

2 典型單一熱源模型的模擬分析結(jié)果

2.1 熱源校核與驗證

計算了2D高斯、3D高斯、雙橢球三種典型熱源模型的熔池形貌，并與實際T形接頭熔池形貌校核對比，結(jié)果如圖3所示，三種模型計算結(jié)果都與實際熔池形貌不一致。2D高斯熱源熱流過小，難以達到MIG焊熱流輻射范圍，焊縫區(qū)熔池寬度和深度明顯小于實際熔池尺寸，該種模型僅適用于表面熔覆模擬，不適于具有一定熔深和熔寬的焊接方式，因此后面的分析不再列入。3D高斯熱源熱流密度大，熔池斷面尺寸在寬度和深度方向都略大于實際熔池。雙橢球熱源的熔池尺寸在上部寬度方向與實際熔池相近，但明顯熱流沿熔池深度方向作用不足，熔池較淺。可見三種典型單一熱源模型各有特點，單靠某一個熱源模型無法得到與實際熔池接近的模擬結(jié)果。

圖3 三種典型單一熱源模型的熔池形貌對比Fig.3 Comparison of molten pool morphology of three typical single heat source models

2.2 焊接變形分析與驗證

3D高斯、雙橢球熱源模型的偏移量及實際焊接變形如圖4所示，4個測量點的位移偏移量如表1所示。由圖可知，兩種熱源模型的變形趨勢一致。同一熱源下沿焊接方向，焊接變形都是從起弧處到收弧區(qū)變形逐漸增大，至收弧區(qū)變形最大（位置1），這是因為焊接開始時總體熱輸入小，隨著焊接的進行，總體熱輸入疊加，至收弧處熱量累計最多。此外，收弧區(qū)最后凝固，在凝固收縮時受剛性夾持及其他已凝固金屬的牽制和制約，殘余應(yīng)力大，解除夾持后沿自由端釋放應(yīng)力，故收弧區(qū)變形最大。同一熱源下垂直于焊接方向，焊縫端變形相對較?。ㄎ恢?和位置1），遠離焊縫的自由端變形大（位置4和位置3）。所有變形都是由于熱量分布不均或溫度分布不均勻?qū)е碌摹?/p>

表1 單一熱源模型模擬變形量與實測結(jié)果對比Table 1 Comparison between simulated deformation of single heat source model and measured results

圖4 T形接頭變形模擬結(jié)果與實際接頭變形對比Fig.4 Comparison of T-joint deformation simulation results with ac‐tual joint deformation

兩種熱源對比發(fā)現(xiàn)，采用雙橢球熱源模型時，焊縫端變形程度小于3D熱源模型，這可能是由于雙橢球深度方向熱輸入小或者熱源分布更加均勻。

兩種熱源模型與實測結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)，兩種模型計算結(jié)果與實際測量值均有一定偏差，也進一步驗證了單一熱源模型并不能精確地描述焊接過程和變形行為。

3 復(fù)合焊接熱源模型的開發(fā)

3.1 復(fù)合熱源模型設(shè)計

結(jié)合上述分析，雙橢球熱源模型熔池上部寬度與實際熔池接近、3D高斯熱源模型可體現(xiàn)熱流沿厚度方向變化的特點，因此開發(fā)上部雙橢球+下部3D高斯的復(fù)合熱源模型，按實際熔池尺寸反求兩種模型比例［11］，總熱輸入功率按一定比例進行分配［12］：

式中xS、xG為功率分配系數(shù)，xS+xG=1。

復(fù)合熱源的函數(shù)分布為

采用SYSWELD軟件中熱源擬合工具，依據(jù)實際熔池尺寸，利用反求法，通過多次調(diào)節(jié)H（雙橢球熱源模型計算的熔池深度）、d值（熔深）及功率分配系數(shù)，無限逼近地修正熱源模型，確定在54%雙橢球和46%3D高斯比例的熱源模型條件下，獲得最接近熔池形貌的模擬熱源。

3.2 復(fù)合熱源模型校核

圖5和表2列出了3D高斯、雙橢球及復(fù)合熱源模型的熔池形貌及截面典型數(shù)據(jù)對比。數(shù)據(jù)分析可見，單一的3D高斯熱源熱流密度更大，熔池寬度和深度數(shù)值均較高；單一的雙橢球熱源雖然在寬度上與實際熔池寬度接近，但熔池深度僅為1.8 mm，遠小于實際熔池深度（3.9 mm）。優(yōu)化熱源模型的熔深、熔寬與實測結(jié)果相近，熔池輪廓吻合度高，比對吻合度達90%，說明優(yōu)化的模型能夠比較精準地模擬6082 T6狀態(tài)型材T形焊接接頭的形貌。

表2 復(fù)合熱源模型模擬熔池與實測結(jié)果對比Table 2 Comparison between simulated molten pool with compound heat source model and measured results

圖5 三種熱源模型與實際熔池形貌對比Fig.5 Comparison of three heat source models and actual weld pool morphology

3.3 復(fù)合熱源模型變形分析與驗證

表3為優(yōu)化熱源T形接頭的模擬變形量，并與雙橢球、3D高斯模型及實際工件變形量進行對比?？梢钥闯?，三種模型模擬的變形趨勢均與工件實際變形趨勢一致，但復(fù)合熱源的偏移量與實測數(shù)據(jù)更為接近，因此認為優(yōu)化的復(fù)合熱源模型基本可以代表實際焊接水平。

表3 復(fù)合熱源模型模擬變形量與實測結(jié)果對比Table 3 Comparison between simulated deformation of composite heat source model and measured results

4 結(jié)論

在提取鋁合金材料實際性能參數(shù)、疏密過渡劃分網(wǎng)格的基礎(chǔ)上，開展了不同熱源模型對6082-T6鋁合金T形接頭MIG焊接模擬分析及校核，結(jié)果表明：

（1）采用典型單一熱源模型模擬MIG焊分析與對比發(fā)現(xiàn)，2D高斯、3D高斯和雙橢球模型的模擬結(jié)果在熔池形貌和變形量上均與實測值有一定差異，無法精確描述焊接過程和變形行為。

（2）經(jīng)用反求法建立了結(jié)合雙橢球和3D高斯兩種熱源優(yōu)點的復(fù)合熱源模型，熔池上部以雙橢球熱源模型為主，下部以3D高斯熱源為主，新型熱源模型模擬精度達90%，可用于6082-T6鋁合金T形接頭MIG焊接的精準模擬。