T型接頭雙側激光同步焊接熱源模型的建立及驗證

趙 昕，楊志斌

（1.大連科技學院機械工程學院，遼寧大連116052；2.大連交通大學材料科學與工程學院，遼寧 大連 116028）

0 前言

在飛機生產制造過程中，鉚接因工藝簡單、強度可靠成為機身壁板結構普遍采用的連接技術，然而其存在增加機身質量的突出問題，不利于提高運載能力和降低燃油消耗，同時還面臨生產效率較低和生產成本較高的局限性。采用先進的連接技術來取代傳統的鉚接技術，是解決上述問題的有效途徑，其中德國空客公司提出的雙側激光同步焊接技術被認為是最具有應用潛力的替代技術[1-3]。雙側激光同步焊接技術首先應用于空客A318鋁合金機身壁板的生產制造，與傳統鉚接技術相比，機身減重約20%、成本降低約25%、效率提升數10倍、結構強度和性能也得到大幅提升。現階段，空客 A318、A340、A350和 A380等機身壁板的加工制造均采用雙側激光同步焊接技術，該技術也是我國國產大飛機輕量化制造的關鍵技術[4-5]。

近年來，國內外研究學者對此開展了大量的研究工作。祁俊峰[6]等人的試驗結果表明，激光入射角度顯著影響焊縫內部的氣孔缺陷數量，提高激光入射角度可以有效地減少氣孔數量。馬旭頤[7]等人指出，提高焊接速度可以降低小孔底部失穩坍塌和局部強烈蒸發產生凹陷的可能性，從而降低氣孔缺陷。Janasekaran[8]等人采用較小的激光入射角度并入射在桁條上，有利于減小蒙皮側的熱變形，同時接頭力學性能較高。Heider[9]認為，只有嚴格控制雙側激光束的間距，才能保證接頭成形對稱和焊縫組織均勻，其原因是獲得了相互貫通并完全對稱的熔池和小孔。上述研究表明，T型接頭雙側激光同步焊接由于結構形式和工藝方式的特殊性，焊接參數和光束參數稍有改變就會對焊接質量產生顯著影響。但是，目前針對其影響規律的研究大多基于試驗結果分析，相應的理論支持極少。

針對上述問題，基于T型接頭雙側激光同步焊接的工藝特性和熱源特征，在考慮小孔對傳熱傳質影響的條件下，本研究建立一種新型的T型接頭雙側激光同步焊接熱源模型，利用Fluent軟件建立了準確描述焊接過程的三維數學模型，數值模擬其溫度分布和小孔特征，并通過試驗驗證模型的準確性和適用性。為理解焊接過程物理機制提供一定的理論支持，對優化焊接工藝、控制和預測焊接質量具有重要意義。

1 熱源模型的建立

1.1 熱源模型的選擇

激光深熔焊接過程中，激光照射材料表面使其溫度升高，發生熔化和蒸發，并形成小孔和產生等離子體。基于T型接頭雙側激光同步焊接過程中能量吸收傳遞機制，選擇面熱源+自適應體熱源的組合式熱源模型。面熱源體現小孔上方等離子體云對材料的加熱作用，自適應體熱源體現小孔內部激光能量的菲涅爾吸收和逆韌致吸收作用，并考慮其在深度方向的衰減和小孔形狀的變化。組合式熱源模型如圖1所示。

圖1 熱源模型示意

（1）面熱源模型。

假定小孔上方的等離子云熱流分布服從高斯分布，則小孔上方任意位置的熱流密度分布描述為

式中Cs為熱流系數；rs為熱源半徑；Qs（0，0）為熱流密度峰值，其數學表達式為

式中 χ為熱源分配系數；ηs為熱源有效系數；φ為激光吸收率；P為激光功率。

（2）自適應體熱源模型。

假設小孔徑向的激光功率密度服從高斯分布，且僅小孔半徑范圍內的激光能量起作用，則進入小孔內部的激光功率表示為

式中 R為光束半徑；rv為小孔半徑；IW為小孔表面最高功率密度。

小孔內部功率密度在材料內部沿光束照射方向服從Bouguer－Lambert定律衰減

式中 IC為衰減后的激光功率密度；β為衰減系數；h為激光穿透距離。

假設小孔為圓柱體，其半徑為rv，高度為h，則小孔內部徑向位置各點的功率密度為

式中 Z 為小孔深度（0＜Z＜h）；R0為小孔半徑（0＜R0＜rv）。

激光深熔焊接過程中，隨著小孔深度的增加，激光功率密度逐漸衰減至材料蒸發的臨界功率密度時小孔深度不再增加，基于此可以將小孔的實際深度與材料的臨界功率密度相對應，材料的臨界功率密度為[10]

式中 Tv為材料沸點；t0為激光照射持續時間。

聯立式（1）～式（6），求得

綜上所述，自適應體熱源任意位置的熱流密度分布為

1.2 熱源坐標變換

在T型接頭雙側激光同步焊接過程中，熱源傾斜一定角度并作用于焊腳表面。因此，熱源模型加載時必須通過坐標轉換對熱源模型進行平移和旋轉處理。一側熱源坐標系

另一側熱源坐標系

式中 x'、y'、z'、x''、y''、z''分別為平移和旋轉后的熱源坐標；x1、y1、z1、x2、y2、z2分別為熱源原始坐標，a 和b分別為熱源旋轉角度（弧度）。

2 有限元分析模型

2.1 計算模型建立和網格劃分

T型接頭雙側激光同步焊接數學模型建立時需考慮以下幾點：①計算模型包含液相和氣相；②追蹤小孔邊界以確定其形狀尺寸；③考慮材料熔化/蒸發/凝固過程中存在的液/氣相變和固/液相變。計算模型示意如圖2所示。

圖2 計算模型示意

為簡化計算，預先設定焊腳尺寸并將熔池表面按照剛性平面處理。利用Fluent軟件建立有限元模型，尺寸為100 mm×6.8 mm×20 mm，綜合考慮計算精度和計算效率，采用四面體非結構化網格技術劃分網格，網格尺寸設定為0.2 mm，以保證激光照射范圍小于單元格面積。網格劃分如圖3所示，計算步長設定為0.001 s。

2.2 控制方程組

T型接頭雙側激光同步焊接涉及傳熱傳質、小孔演變、固液相變和液氣相變等復雜的物理過程，建立數學模型時采用以下假設進行簡化：①焊接過程為準穩態，熔池流動為層流；②熔池流動的浮力采用Boussinesq假設；③忽略保護氣和側吹空氣對傳熱傳質的影響；④除材料比熱容、導熱系數和動力粘度隨溫度變化外，其余均設為定值；⑤不考慮小孔內金屬蒸汽和等離子體對熔池流動的影響。因此，得到控制方程組如下

圖3 網格劃分

式中 u為熔池流體流速矢量；ρ為密度；p為壓力；μ為粘度系數；g為重力加速度矢量；t為時間；ψ為熱膨脹系數；T為熔池溫度；Tref為環境溫度；H為混合焓；K為多孔介質滲透率；k為熱導率。

液氣界面確定采用多相流模型，流體函數的控制方程如下

2.3 邊界條件

（1）焊縫表面。

式中 hc為對流導熱系數；ε為材料發射率；kb為Stefan－Boltmann 常數；Vevp為反沖速度；為表面張力溫度梯度。

小孔自由邊界還需滿足壓力的邊界條件[11]

式中 σ為表面張力；A0和B0為蒸發常數；Ma為原子質量；Na為Avogadro常數。

（2）工件底部。

式中 hd為工件與夾具間導熱系數。

（3）其他表面。

2.4 材料熱物理性能參數

采用6056鋁合金試驗母材，其定值物理性能見文獻[12]，比熱、熱導率和動力粘度的物理性能是溫度的分段函數容，如式（24）～式（26）所示，該函數是由實際測得的低溫數值根據外推法獲得的。等離子體的熱物理參數見文獻[13]。

3 模擬結果與試驗驗證

3.1 模擬結果

根據熱源模型和有限元分析數學模型，模擬焊接速度3.8m/min、激光功率1800W、光束間距0 mm下的溫度場和小孔特征，結果如圖4所示。熔池溫度分布和小孔形狀沿桁條中心左右對稱，如圖4a、4b所示；熔池表面溫度分布與常規激光深熔焊一致，如圖4c所示；從熔池橫截面來看，蒙皮側和桁條側熔池的溫度梯度隨著距桁條中心距離的增加而增大，且蒙皮側變化更加明顯，如圖4d所示；從熔池縱截面來看，熔池的最大長度位于雙側小孔的交互位置而非熔池表面，如圖4e所示，其根本原因是雙側熱源交互耦合增加了能量所致。由圖4c和圖4e還可知，熔池的最大寬度和最大深度位置均略延后于小孔中心位置，出現滯后現象，固液相變是出現該現象的主要因素。

3.2 試驗驗證

為驗證熱源模型和有限元分析模型的準確性，對比驗證焊縫形貌和熔池表面尺寸的實際測量數據與模擬計算，試驗參數與模擬參數一致，試驗方法如圖5所示。激光器為IPG YLS-6000，光斑直徑0.26 mm，送絲速度2.7 m/min，采用Ar保護，流量15 L/min，采用CMOS CR5000×2高速攝像系統實時拍攝熔池表面。

圖4 溫度場和小孔特征

T型接頭雙側激光同步焊接的焊縫橫截面和熔池表面的模擬結果和試驗結果如圖6所示。焊縫熔深、焊腳寬度、熔池長度、熔池寬度的計算值和實際測量值如表1所示。通過結果對比可知，模擬計算結果與試驗測量結果吻合度較高，表明本研究建立的新型組合式熱源模型具有良好的準確性和適用性。存在的輕微偏差主要是因為建立有限元分析數學模型時未考慮焊絲填充過程對液態熔池的沖擊作用。

4 結論

（1）綜合考慮T型接頭雙側激光同步焊接的熱源特點，建立面熱源和自適應體熱源組合式的熱源模型，熔池表面采用高斯面熱源體現等離子體云的加熱作用，熔池內部采用自適應體熱源體現激光能量的菲涅耳吸收和逆韌致吸收。

（2）建立準確描述T型接頭雙側激光同步焊接的三維數學模型，數值模擬焊接過程的溫度分布和小孔形狀，模擬計算結果與試驗測量結果對應良好，驗證了組合式熱源模型和數學模型的準確性和適用性。

（3）T型接頭雙側激光同步焊接的溫度場沿桁條中心呈對稱分布，在橫截面上熔池的溫度梯度隨著距桁條中心距離的增加而增大且蒙皮側更明顯，熔池最大長度位置位于雙側小孔交互位置而非熔池表面，根本原因是雙側熱源交互耦合作用。

圖5 焊接試驗方法示意

圖6 焊縫和熔池形貌結果對比

表1 焊縫和熔池形貌的特征數據對比