鋁/鋼電弧輔助激光熔釬焊焊接過程熱特性分析

于曉全, 黃健康, 李卓軒, 吳昊盛, 樊丁

(蘭州理工大學(xué), 蘭州 730050)

0 前言

鋁合金和鋼的復(fù)合焊接結(jié)構(gòu)是實現(xiàn)汽車輕量化設(shè)計，降低能耗和提高燃油利用率的最為高效和經(jīng)濟的工藝方法[1]。然而，由于鋁合金和鋼在物理性能上的極大差異將給焊接過程帶來挑戰(zhàn)[2-4]。例如：熔點差異很難形成熔焊接頭，導(dǎo)熱系數(shù)和線膨脹系數(shù)差異導(dǎo)致焊后變形和殘余應(yīng)力大，以及界面生成脆硬的金屬間化合物等問題[5-7]，上述問題都會受到工件溫度分布的影響。國內(nèi)外眾多學(xué)者通過數(shù)值分析方法，研究了不同工藝方法下的鋁合金與鋼焊接過程中的熱特性。當前關(guān)于焊接過程熱模型主要有高斯熱源模型、雙橢球熱源模型及旋轉(zhuǎn)高斯熱源模型等[8]。其中，在電弧焊中，常使用的熱源為高斯分布熱源；在激光焊、電子束焊中，常用高斯熱源的變形體熱源從而獲得較大的熔深。Tan等學(xué)者[9]基于橢圓高斯熱源建立了鋁合金與鋼激光焊的數(shù)值模型，提取了接頭中界面不同位置的溫度曲線，并通過熱力學(xué)計算了界面元素的擴散行為。Peyre等學(xué)者[10]計算了鋁合金與鍍鋅鋼的激光熔釬焊溫度，并獲得了熱循環(huán)特征。Szczepaniak等學(xué)者[11]研究了熱循環(huán)與激光焊接鋁/鋼搭接接頭界面金屬間相形成之間的相關(guān)性。結(jié)果表明，峰值溫度對金屬間化合物層的厚度有很大影響。當前為滿足學(xué)術(shù)研究及生產(chǎn)對不同電弧或激光電弧復(fù)合的需求，應(yīng)開發(fā)更多的熱源，如組合熱源、高斯旋轉(zhuǎn)熱源、錐形熱源等。通過對特定工藝的鋁/鋼焊接過程溫度場的研究，可以獲得工件熱分布及散熱情況，從而進一步了解鋁/鋼焊接變形產(chǎn)生、界面組織變化及接頭成形的原因，為優(yōu)化工藝參數(shù)提供數(shù)據(jù)支撐與參考。

為解決鋁/鋼異種金屬焊接過程中金屬間化合物與接頭鋪展問題，電弧輔助激光熔釬焊提供了一個新的思路[12-13]，通過小功率電弧輔助激光熱源改變焊接過程的溫度場分布，從而實現(xiàn)對焊接傳熱過程的精準控制，改善熔融態(tài)鋁合金在鋼表面上的浸潤鋪展，并控制接頭金屬間化合物層的形成。為了進一步確定該焊接過程的熱特性規(guī)律，采用有限元建模的方法，對電弧輔助激光熔釬焊的熱過程進行了研究，分析不同參數(shù)對雙熱源接頭表面溫度分布和界面熱循環(huán)的影響。

1 焊接溫度場有限元建模

電弧輔助激光焊接方法是在激光光束的后方一定距離處添加一小功率輔助電弧，電弧與激光分離(不復(fù)合)且同步移動，如圖1所示，通過輔助電弧來改變焊接過程的溫度場分布，從而改善液態(tài)金屬的潤濕鋪展性能。

圖1 焊接過程示意圖

1.1 物理模型與網(wǎng)格劃分

采用非線性有限元分析軟件Abaqus對焊接過程中的工件及鋁/鋼界面溫度場進行數(shù)值模擬，建立三維非線性溫度場計算模型，并將模擬結(jié)果與實測焊接熱循環(huán)曲線進行對比來驗證溫度場模型的可靠性。圖2為三維模型的網(wǎng)格劃分，為提高計算效率與準確性，在熱源作用區(qū)域使用尺寸較小的網(wǎng)格，較遠的熱傳導(dǎo)母材區(qū)域使用尺寸較大的稀疏網(wǎng)格。總網(wǎng)格數(shù)為60 000，系統(tǒng)的坐標原點位于鋁板下表面遠離焊縫的角點上，z軸垂直于焊縫，x軸為熱源移動方向。

圖2 模型網(wǎng)格劃分

1.2 熱源模型建立

電弧輔助激光焊接方法由2個熱源組成，此外熔釬焊過程中激光作為主要熱源輻照在鋁合金工件上，熔化鋁合金及母材表面的金屬粉末，激光束熱量比較集中。相比于激光熱源，輔助的TIG電弧熱源加熱范圍寬、功率小，主要為改善激光熱源分布，并利用電弧力促進液態(tài)金屬鋁在鋼表面的浸潤鋪展。2個熱源在空間上一前一后，激光并未穿過電弧。液態(tài)鋁浸潤將在鋼的正面和背面進行鋪展，又由于激光為熔化母材的主要熱源。所以在模型中，可視激光為組合熱源，電弧處理為面熱源的形式進行加載。激光選用的是旋轉(zhuǎn)高斯熱源，其熱源分布示意圖如圖3所示。小功率TIG電弧的主要作用于工件表面，采用傳統(tǒng)雙橢球面熱源，其熱源形狀示意圖如圖3b所示。

圖3 模型中熱源分布

雙橢球高斯表面熱源的前半部分表達式[14]：

(1)

后半部分表達式：

(2)

式中：η為熱源效率；Qarc為電弧熱,Qarc=UI(U為電弧電壓；I為焊接電流)。

高斯旋轉(zhuǎn)體熱源的熱源模型為[14]：

(3)

式中：H為熱源深度；η2為旋轉(zhuǎn)高斯體熱源的熱效率系數(shù)；Qlaser為熱源的熱輸入功率。

在焊接過程中熱量的耗散主要形式包括：傳導(dǎo)散熱、對流換熱和輻射散熱。相比于以空氣為媒介的熱輻射，熱傳導(dǎo)的散熱更強，因此，使用總對流換熱系數(shù)hc來統(tǒng)一表達熱輻射與熱對流。 熱源焊件的上表面邊界條件為[14]：

(4)

式中：n為法線方向；T0為初始溫度，設(shè)為20 ℃。

1.3 初始條件與物理性能參數(shù)

在焊件的下表面及周圍表面，則有：

(5)

初始條件為：

T(x,y,z,0)|t=0=T0(x,y,z)

(6)

模型中未忽略鍍鋅鋼表面的鍍層Zn蒸發(fā)所帶走的熱量，忽略熔池流動及內(nèi)部的化學(xué)反應(yīng)、蒸發(fā)所發(fā)生的熱量，采用增加鋁合金熔點以上的導(dǎo)熱系數(shù)，補償熔池金屬流動對整個溫度場的影響。計算過程中2種母材涉及到的材料的物理性能參數(shù)，如圖4[15]所示。焊縫金屬和鋁合金的熱物理性能差別很小，視為與鋁合金母材相同的熱物理性能。

圖4 模型中母材的物理性能參數(shù)

1.4 試驗驗證

圖5為溫度場驗證。在鋼母材位置處選取2點，通過熱電偶所測的熱循環(huán)曲線與模擬結(jié)果的對比，模型中計算熱循環(huán)的溫度峰值及冷卻階段都與試驗所測熱循環(huán)符合較好。

圖5 試驗?zāi)Ｐ万炞C

2 試驗結(jié)果及討論

為了分析輔助電弧對單激光的溫度場通過所建立的有限元模型，計算出相同熱輸入下單激光及電弧輔助激光的溫度場，其中單激光熔釬焊與電弧輔助激光焊(雙熱源)熱輸入相同，焊接工藝參數(shù)見表1。圖6為同一時刻單熱源與雙熱源焊接過程的溫度場分布，熱源加載10 s時形成穩(wěn)態(tài)的溫度場分布，上方為鋁合金，下方為鍍鋅鋼。從圖6中可以看出，不同的熱源模式下焊接溫度場均為橢圓形，值得注意是由于鋁合金與鍍鋅鋼材料的導(dǎo)熱系數(shù)不同及板材厚度的不同，焊接過程中溫度場在焊縫的兩側(cè)呈不對稱分布，由于鋁合金的熱導(dǎo)率較高，熱量迅速的傳導(dǎo)到鋁合金側(cè)，形成了比鍍鋅鋼范圍大的高溫分布。然而，在鋼一側(cè)的整個高溫范圍比鋁合金側(cè)的小，但是溫度梯度高于鋁合金母材一側(cè)。電弧輔助激光雙熱源模型中的最高溫度出現(xiàn)在熱源的中心位置，這是因為激光的功率遠大于電弧功率，最高溫度和鋁合金的熔合量均有由激光熱源所決定。電弧輔助雙熱源在沿著焊縫橫向方向上的加熱范圍明顯寬于單激光熱源模型。

表1 焊接工藝參數(shù)

圖6 單激光熔釬焊與電弧輔助激光焊x-y平面的溫度場分布

2.1 不同激光熱輸入的溫度場分析與組織演變

激光作為主熱源，對熔釬焊接頭成形及界面金屬間化合物具有較大影響，在此分析了熱源間距15 mm，焊接電流15 A，激光熱源熱輸入在1.0～1.7 kJ/cm范圍時x-y平面溫度場分布。從圖7中可以發(fā)現(xiàn)不同焊接工藝參數(shù)下高溫區(qū)(溫度高于600 ℃)熱源呈現(xiàn)出“葫蘆”形狀分布。當熱輸入為1.0 kJ/cm，整個平面的溫度較低，尤其是在鍍鋅鋼一側(cè)的溫度較低，這將限制熔融態(tài)鋁合金的浸潤鋪展，隨熱輸入的增加，會發(fā)現(xiàn)高溫區(qū)域變寬，并且2個熱源的高溫區(qū)間變寬，隨著激光功率的增加將延長冷卻時間，能夠提高焊縫橫向的浸潤鋪展。

圖7 不同熱輸入下的溫度場

焊接接頭界面的溫度將對力學(xué)性能及金屬間化合物的生長產(chǎn)生較大影響，因此選取了數(shù)值界面處3個典型位置的熱循環(huán)曲線進行了分析，選區(qū)位置如圖8所示。

圖8 模型中熱循環(huán)曲線選取位置

圖9為不同激光熱輸入下界面的熱循環(huán)曲線，從熱循環(huán)曲線中可以發(fā)現(xiàn)，在峰值溫度出現(xiàn)電弧輔助激光特有的雙峰特性，并且在冷卻階段出現(xiàn)溫度緩慢升高的部分，這可能是由于輔助電弧的加入，電弧的溫度與激光溫度疊加，并且出現(xiàn)電弧的最高峰值。隨著激光熱輸入的增加峰值溫度升高，相應(yīng)的界面反應(yīng)溫度升高，將引起Al，F(xiàn)e原子的劇烈反應(yīng)，導(dǎo)致金屬間化合物過度生長。隨著激光熱輸入的增加界面高溫區(qū)域變寬，并且將影響電弧作用峰值溫度，當激光熱輸入為1.7 kJ/cm時，相應(yīng)的電弧作用峰值溫度將提高，在該參數(shù)下焊縫將發(fā)生重熔，并會引起界面金屬間化合物再次生長，致使接頭力學(xué)性能惡化,這與之前的研究結(jié)果相一致[16]。

圖9 不同熱輸入下界面的熱循環(huán)曲線

2.2 不同電弧電流的溫度場

保持熱源間距15 mm，激光熱輸入1.2 kJ/cm不變，計算不同電弧電流下的熱源分布。圖10為模型中x-y面的熱分布云圖，可以發(fā)現(xiàn)電弧電流的增加致使“葫蘆”高溫區(qū)尾部的溫度升高并且加熱范圍變大。隨TIG電流的增加，熱源熔化的金屬量增加同時熔池增大，高溫區(qū)域范圍變大和熔池變大，將促進液態(tài)金屬的浸潤鋪展性。

圖10 不同電流下的x-y平面溫度場

圖11為不同焊接電流條件下，豎直界面的熱循環(huán)曲線。可見，在不同焊接電流下，界面熱循環(huán)的最高峰值基本保持不變，這表明輔助電弧的加入只改變了溫度場分布，激光還是主要的熔化鋁母材的熱源。界面處的峰值溫度仍然取決于激光熱源，但是隨著焊接電流的增加，熱循環(huán)曲線的第二峰值溫度逐漸增加，這將引起熔池的冷卻時間的延長，也就意味著熔池在高溫的停留時間增長，高溫停留時間從0.4 s增加至0.7 s。電弧電流所引起的高溫停留時間增長將提高熔融鋁的潤濕鋪展。此外，界面由于液-固界面反應(yīng)溫度降溫時間延長，金屬間化合物將有所生長。

圖11 不同焊接電流的數(shù)值界面熱循環(huán)曲線

2.3 不同熱源間距的溫度場

圖12為不同熱源間距下的x-y平面溫度場分布。當熱源間距為5 mm時，2個熱源熔池連接在一起，熱源高溫區(qū)為典型狹長橢圓狀，如圖12a所示。隨著熱源間距的增加，2個熱源產(chǎn)生的高溫區(qū)域部分逐漸分開，熱源高溫區(qū)變?yōu)椤昂J”狀，同時在焊縫的橫向高溫區(qū)域范圍逐漸擴大。當熱源間距最大時高溫區(qū)域尾部變小，這表明在被激光熔化的鋁合金母材，已經(jīng)部分已經(jīng)凝固，后置的輔助電弧作用下降，過大的熱源間距將減低熔融金屬的浸潤鋪展性。

圖12 不同熱源間距下的x-y平面溫度場分布

圖13為不同熱源間距下的界面的熱循環(huán)曲線。同樣的隨著熱源間距的增加最高峰值溫度并未發(fā)現(xiàn)明顯變化。熱源間距為5 mm時，由于間距較近受高溫激光熱源的影響，此參數(shù)下并未出現(xiàn)電弧作用峰值溫度。隨著熱源間距的增加，電弧的高溫峰值溫度出現(xiàn)延后，并且峰值溫度出現(xiàn)下降，相應(yīng)的界面冷卻時間減小，此時界面高溫停留時間變短。當d>20 mm之后，因第二峰值溫度降低并且出現(xiàn)時間變短，此時進入到冷卻階段的后期，界面反應(yīng)基本完成，由此可見過大的熱源間距將使電弧的輔助作用變?nèi)酰瑥亩鴮饘匍g化合物生長的影響減小。

圖13 不同熱源間距下的界面熱循環(huán)曲線

3 結(jié)論

(1)電弧輔助激光焊中，激光熱輸入決定豎直界面的最高峰值溫度，峰值溫度隨激光熱輸入增加而增加，界面最高峰值溫度為1 300 ℃。在峰值溫度出現(xiàn)電弧輔助激光特有的雙峰特性，并且在冷卻階段出現(xiàn)溫度緩慢升高的部分。

(2)隨著焊接電流的增加，熱循環(huán)曲線的第二峰值溫度逐漸增加，將引起熔池的冷卻時間的延長，高溫區(qū)最長停留時間可達0.7 s，潤濕鋪展性能將得到提高，但由于界面最高溫度變化不大，因此對金屬間化合物層生長影響不大。

(3)熱源間距的改變不會影響最高峰值溫度，隨著熱源間距的增加，電弧的峰值溫度出現(xiàn)延后現(xiàn)象，并且出現(xiàn)下降，相應(yīng)的界面冷卻時間減小，界面高溫停留時間變短。