组合热源模型下焊剂片约束电弧焊温度场预测

乔及森, 芮正雷, 高振云, 杨元庄

(1. 兰州理工大学 材料科学与工程学院, 甘肃 兰州 730050; 2. 兰州理工大学 省部共建有色金属先进加工与再利用国家重点实验室, 甘肃 兰州 730050)

高强钢三明治板是由上下面板和中间芯板通过焊接制造而成.作为一种新型轻量化结构，具有高的比强度和比刚度，并且相对于传统结构，对重量的减少最高可到50%等优点[1].目前主要使用激光焊对高强钢三明治板进行焊接，并且其接头形式主要为T形搭接接头.然而，蒋小霞[2-3]使用激光焊对三明治板进行焊接时，发现面板和芯板存在不完全熔合的问题，并且由于上述缺陷，导致对I型三明治板进行弯曲性能实验时，三明治板在整体屈服时未达到材料的屈服强度，而是在面板和芯板未熔合处发生屈服，使得三明治板性能大打折扣.本文采用焊剂片约束电弧焊对三明治板进行焊接，通过焊剂片的固壁约束作用[4-5]实现了电弧对焊缝根部的完全熔合.

焊接热源是一种高度集中的热源，焊接时会在焊缝及其周边区域产生一个不均匀、非线性的温度场，导致在这些区域会产生一定程度的膨胀和收缩，从而在焊接工件中产生一个三维复杂残余应力对疲劳损伤、应力腐蚀断裂的敏感性[6].从而一定程度上降低了工件的使用寿命和安全性，并增加了产品的维护费用[7].因此，在焊接生产中对于变形的控制及预防是一项具有战略性的目标.为了完成这个目标，发展和完善一个有效的可以预测由焊接导致变形的模型是非常必要的.

本文通过构建组合热源以更好地表征实验中出现的非线性焊缝形貌，并对焊接过程中温度场及应力场分布进行分析.

1 实验方法

母材为BS960高强钢，焊丝为ER120S(φ=1.2 mm)，将工件装配在夹具之中.如图1所示.通过OTC焊接机器人，以电压和电流分别为25 V、280 A，使用焊剂片约束电弧且无气体参与对高强钢三明治板T形接头进行焊接.焊接过程中使用热电偶对T形接头温度进行记录.其中夹具是由散热性能较为优异的Q235钢和黄铜加工装配而成，这有利于快速散热、减少变形、对该种工艺焊接接头质量能有效改善.

2 焊接温度场有限元模拟方法

2.1 模型的构建

对工件在夹具散热及无夹具空气环境下自然散热进行有限元模拟，需要为夹具以及工件分别建模.BS960板尺寸为150 mm×50 mm×5 mm,中心焊缝尺寸为150 mm×5 mm×5 mm,铜块尺寸为150 mm×25 mm×25 mm.夹具为两块尺寸为201 mm×120 mm×15 mm的Q235钢，通过切削加工，如图2所示.网格单元采用DC3D8热传导单元，网格最小尺寸为1 mm×1 mm×1 mm.其中使用夹具散热和空气自然散热模型的网格总数分别为11 794、10 350个.

2.2 热源模型的构建

采用高斯面热源与柱型体热源耦合的方式对热源模型进行构建.并分别表述电弧热辐射以及焊丝熔化后的熔滴所带来的热量.组合热源模型如图3所示，方程如下式所示：

其中；Q为组合热源总热量；U和I为焊接电压及电流，电流取280 A，电压取25 V；Q1及Q2分别为高斯热源与柱形热源；X1和X2分别为焊接热源分配系数，分别取0.55和0.45;η为焊接热效率，取0.8.

Q1及Q2所代表的高斯和柱形热源的方程为

(5)

(-0.005≤H≤-0.002 5)

(6)

其中：r0、r1为高斯面热源和柱型体热源的热源集中系数；H为柱体热源的作用高度.

2.3 材料热物理性能、热边界条件、接触换热

使用的母材和焊丝的热物理性能参数见表1.黄铜和Q235钢的热物理性能李扬[8]，冀晴[9]已做过详细的阐述.图4为温度测定位置示意图.

表1 计算材料性能

对于热边界条件，由于夹具是由散热效果较为优异的金属制成，故仅将工件的散热归结为与空气的对流辐射并不能表达出工件的真实散热条件.因此，考虑了工件和夹具与空气接触部位的对流和辐射，其中对流换热系数设为20 W/(m2·k)，钢的辐射系数设为0.8，铜的辐射系数设为0.5，还考虑了工件和夹具之间的接触换热,则存在工件与铜块，铜块与夹具、工件和夹具之间的接触传热.由文献[10]可知，固体之间的界面接触传热系数与载荷成正相关，与接触面积成负相关关系.界面接触换热系数计算公式如下：

其中：hc为界面接触传热系数;Q3为通过接触界面的热流;Q4为从加热端流入热流;Q5为从接触端流出热流;ΔTc为接触面两端测量点的温度差;An为界面接触面积;λ1、λ2为金属的热导率;K1、K2为温度梯度dT/dX.

通过接触传热实验[11]计算得到黄铜与BS960钢、BS960钢与Q235钢的界面传热系数分别为2 348、1 648W/(m2·k).由于实际黄铜与工件界面接触面积为3 750 mm2，实际工件与夹具的界面接触面积为125 mm2，分别大于实验时黄铜与BS960钢、BS960钢与Q235钢的接触面积75 mm2.所以实际的黄铜与BS960钢界面接触换热系数应为0～2 348W/(m2·k)，BS960钢与Q235钢的界面接触换热系数应为0～1 648W/(m2·k).并经过多次调整参数对模拟结果与实验进行对比，确定了黄铜与BS960钢、BS960钢与Q235钢之间的界面接触换热系数分别为250、500 W/(m2·k).

3 结果与分析

3.1 模拟与实验焊缝形貌、热循环曲线验证

图5是通过夹具散热模拟所得焊缝与真实焊缝形貌对比图.左半部分为模拟所得焊缝形貌，右半部分为实验所得焊缝截面形貌图.其中认为1 480 ℃为固液相温度.并且经过测量发现模拟与实验所得焊缝根部、下表面、中部宽度基本吻合.上表面焊缝宽度稍有差异，主要是因为没有考虑熔池的流动和凝固.以上验证了模拟所得焊缝的准确性.

图6为距离焊接起始点15 mm处横截面温度分布图，温度测定位置如图4所示,由于面板和芯板都在距离焊缝熔合线2、3 mm处，所测得的最高温度分别为850、714 ℃. 图中面板和芯板测试点A、B、C、D四处所测得的焊接热循环曲线与不同散热边界条件下的模拟数据相对比, 表明二者吻合良好.

同时从不同边界条件下的模拟结果也反映出焊接装夹具对接头热循环影响显著, 焊接装夹具及铜垫块使得面板和芯板的冷却速度更快, 从而对焊缝起到强制冷却成形的作用, 有效避免了T形接头焊接过程中焊根处焊漏的缺陷.

3.2 工件表面温度场分布

图7为T形接头冷却300 s时，工件表面的温度分布，可以看出工件表面温度分布较为均匀,并且夹具起到了强有力的传热作用.图8为面板上下Line1、Line2和芯板左右Line3、Line4在不同时间下的温度曲线图，并且Line1、Line2、Line3、Line4所处的区域如图4所示.由图可知，在不同时间点，垂直焊缝方向上，各点温度随着与焊缝的距离增大而减小，表现出一定的温度梯度.T=15 s时，上面板相较于面板下部和芯板而言，峰值温度和温度梯度最大.但是随着时间的增大，工件的温度通过对流、辐射以及在工件内部传导的方式进行转移，并且温度越高，热量散失越快，在T=80 s时，各点温度基本相同.在厚度方向上，面板上下和芯板左右的温度曲线基本重合，因此温度在工件厚度方向分布均匀.

图9为工件中心横截面处，模拟所得工件及夹具的横截面温度分布图.为了避免工件温度对夹具温度显示的阻碍，图中将温度云图显示上限定为100 ℃，从而使得温度高于100 ℃时云图显示为灰色且云图数值只显示焊接熔池最高温度3 794 ℃，低于100 ℃以下的温度可以显示出来.从图7a和图9a、b可知，t=18 s时，焊接温度达到峰值，但是热源所带来的热量只在工件内部进行传递，夹具几乎没有温度的变化，这与传热时间短和夹具的材质有关.从而解释了焊接加热阶段，通过两种方式进行模拟时，所得到的升温阶段曲线与实测升温阶段曲线基本重合的原因.并且因为工件焊接时间为30 s,从图9c可知，在焊接过程，该夹具散热的能力十分有限，焊接升温阶段夹具的最高温度为30 ℃左右.

在冷却阶段，由于工件冷却时间相较于加热阶段要长，使得工件的温度可以有充分的时间传递到夹具上，从而加速工件的冷却.图10为冷却阶段通过使用夹具进行冷却与自然冷却下的冷却曲线以及在各个特征时间点下相应的温度差值.图10起始点对应图9的t=30 s ,即加热阶段结束，而冷却阶段开始点.从图10与图9 d可知，在冷却20 s时，使用夹具散热与自然条件下散热差值开始出现,铜块的最高温度为50 ℃，相应点温度差值为40 ℃，此时夹具的散热作用还没有开始体现.随着冷却时间增加到60 s时，对应着图9e,此时铜块最高温度为67 ℃，并且工件和铜块已经将热量传递给夹具，此时夹具的最高温度为30 ℃，并且散热的差值为54 ℃.当冷却时间在150～180 s时，铜块的温度到达最高值87 ℃.散热能力到达最高值，此时通过夹具传热与通过自然散热的温度差值为72 ℃，同时夹具的温度到达50 ℃.当时间为300 s时，因为工件的温度只有100 ℃左右，无法传递给铜块及工件更多的热量，从而使得工件和铜块温度整体开始下降.以上为使用夹具进行装配焊接时，夹具参与散热的传热过程分析.

3.3 焊接热影响区预测与实验验证

使用安德鲁斯公式[11]，对相变点温度进行计算.BS960钢的成分及力学性能蒋小霞[12]已表述.经计算,钢材Ac1=725 ℃,Ac3=852 ℃.Ac1、Ac3计算公式如下所示：

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)

图11为模拟所得出的焊接热影区材料热循环过程中峰值温度的梯度分布示意图.结合金相观察可以将热影响区分为粗晶子区CGHAZ，细晶子区FGHAZ，和混合晶子区ICHAZ.表2列出了模拟和实验测定的各子区域宽度.图12为试验测定的焊接接头硬度分布曲线图，试验所用载荷为30 N,即HV0.3.由图12及表2可知，模拟与实验所得焊缝区、焊接热影响区分布吻合良好，并且面板热影响区宽度要稍大于芯板热影响区宽度.可见焊接热输入应更偏向于面板分布，这有利于保证芯板焊透的前提下不发生侧漏.

表2 模拟与实验焊接热影响区各区域宽度

4 结论

1) 通过构建组合热源模型，并考虑了夹具与工件之间的接触传热,对焊剂片约束电弧焊高强钢T形接头温度场进行了模拟,并验证了其合理性与可行性.

2) 对工件与夹具之间的接触传热进行分析，揭示了焊接夹具在焊接过程中所起到的控温作用，对于完善热边界条件、指导夹具设计提供了准确参数.

3) 论述了焊剂片约束电弧焊对BS960高强钢T形接头焊接时的温度分布情况，结果表明,在焊接前后，面板和芯板在厚度方向上的温度差异较小.在横向方向上表现出较大的温度梯度.