黃紹服，曹 鑫, 茅衛(wèi)東，李盛良，李 君

(1.安徽理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，安徽 淮南 232001；2.奇瑞新能源汽車股份有限公司，安徽 蕪湖 241009 )

6082鋁合金屬于可熱處理強(qiáng)化的變形鋁合金， 經(jīng)軋制加工而成，因其密度小且具有中等強(qiáng)度、優(yōu) 良的力學(xué)性能、較好的焊接性及良好的耐腐蝕性而成為目前我國新能源車輛實現(xiàn)材料輕量化的主要選材之一。但由于鋁合金極易氧化且導(dǎo)熱率和受熱變形量大，焊接時氣孔敏感性高，采用傳統(tǒng)熔焊工藝極易產(chǎn)生氣孔等焊接缺陷。雙脈沖MIG焊作為一種較新的焊接方法通過在較低的基值電流上，周期性地疊加高低脈沖群的脈沖電流，可實現(xiàn)穩(wěn)定持續(xù)的可靠熱輸入。且具有陰極清理作用能顯著提高鋁合金焊接質(zhì)量和效率，縫晶粒細(xì)化和氣孔敏感性較低等特點(diǎn)。目前該焊接技術(shù)在汽車、高鐵、船舶等領(lǐng)域已經(jīng)得到了一定的應(yīng)用[1-6]。

焊接數(shù)值模擬在經(jīng)過了數(shù)十年的發(fā)展，在單熱源模擬的研究方面已經(jīng)比較成熟，例如采用高斯分布熱源應(yīng)用于熔深較淺焊接溫度場以及焊接熱循環(huán)曲線，也可采用雙橢球熱源模型得出熔深較深的焊接溫度場以及熱循環(huán)曲線[7]。目前針對熱輸入對雙脈沖MIG焊焊接缺陷的影響研究較少且方法單一主要以試驗為主[8-10]，本文采用數(shù)值模擬與試驗結(jié)論相結(jié)合的方法，從而得出焊接熱輸入對雙脈沖MIG焊氣孔缺陷形成的影響。

1 試驗方法

試驗采用基體材料為Al-Mg-Si系的6082鋁合金，板厚3mm；焊接設(shè)備采用松下公司的自動化焊接機(jī)器人，焊接過程采用平焊的焊接姿勢，接頭形式為對接，試件坡口為I型，無間隙；焊接前先用不銹鋼絲球清除坡口氧化膜，試驗基體與焊接方向如圖1所示。

圖1 試驗基體與焊接方向示意圖 (單位：mm)

焊接填充材料為5356鋁合金焊絲，直徑為φ1.2mm，保護(hù)氣體為純度99.99%的氬氣。6082鋁合金和5356焊絲的化學(xué)成分如表1所示，試驗參數(shù)如表2所示。調(diào)節(jié)焊接速度以改變熱輸入，兩者關(guān)系為

E=ηUI/v

(1)

式中：E為熱輸入；U為焊接電壓；I為焊接電流；v為焊接速度：η為焊接熱效率(η=0.9)。在焊接過程中利用焊接電弧動態(tài)小波分析儀對熱輸入進(jìn)行實時采集，焊接結(jié)束后對焊縫進(jìn)行X射線檢測，對探傷膠片按 NB/T47013 標(biāo)準(zhǔn)對氣孔等缺陷進(jìn)行判定。

表1 合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) %

表2 雙脈沖MIG焊焊接工藝參數(shù)

2 焊接溫度場模擬

2.1 材料熱物理性能參數(shù)

金屬材料的物理性能參數(shù)如比熱容、熱導(dǎo)率、彈性模量、屈服應(yīng)力等一般都隨溫度的變化而變化。在焊接過程中，焊件局部加熱到很高的溫度，整個焊件溫度變化劇烈，如果不考慮材料的物理性能參數(shù)隨溫度的變化，那么計算結(jié)果一定會有很大的偏差。所以在焊接溫度場的模擬計算中，一定要給定材料的各項物理性能參數(shù)隨溫度的變化值。

6082鋁合金材料的熱物理性能參數(shù)如表3所示，它們是溫度的函數(shù)。

表3 材料的物理及性能參數(shù)參數(shù)

2.2 三維有限元模型的建立

三維非線性瞬態(tài)熱傳導(dǎo)問題的控制方程為

(2)

利用所建立的三維焊接熱傳導(dǎo)過程的數(shù)學(xué)模型，對6082鋁合金材料進(jìn)行了計算分析，模型尺寸與試驗板材尺寸相一致，由于焊接是一個溫度隨著空間和時間都急劇變化的過程，溫度梯度很大，因此在網(wǎng)格劃分時為了確保計算的準(zhǔn)確性故在焊縫區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)分，網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 有限元網(wǎng)格初始劃分

2.3 焊接熱源

由焊接熱源所提供的熱能為整個焊接過程提供主要驅(qū)動力，焊接熱源的不同以及熱源所帶來的熱輸入的不同會引發(fā)金屬相變、熱應(yīng)變、殘余應(yīng)力的變化。在研究焊接熱輸入的過程中，需要對焊接過程的每個瞬時溫度場進(jìn)行精確計算。本試驗選用高斯熱源模型進(jìn)行模擬計算。高斯熱源分布是一種比點(diǎn)狀熱源和線熱源更切實際的一種熱源分布函數(shù)，因為它將熱源按高斯函數(shù)在一定的范圍內(nèi)分布。高斯模型熱流密度為

(3)

2.4 邊界條件

焊件邊界與周圍介質(zhì)進(jìn)行換熱，熱量的散失主要通過熱輻射換熱和對流換熱方式進(jìn)行的，高溫下散失的熱量以輻射為主，低溫下以對流為主。在模型的對稱面處取絕熱邊界條件。與此同時為了節(jié)約運(yùn)算時間和資源，需要對焊接模擬過程中的一些不重要運(yùn)算進(jìn)行簡化，簡化如下：

1)焊接的初始溫度約定為室溫 20℃；

2)忽略焊接過程中熔滴過渡對熔池的沖擊作用和焊接熔池中所發(fā)生的化學(xué)反應(yīng)、攪拌作用等；

3)焊材與母材各向同性，其熱物理參數(shù)在材料內(nèi)部分布均勻，與位置無關(guān)，只與溫度的變化有關(guān)；

4)忽略焊接實際所產(chǎn)生的余高，假設(shè)熔池表面為平面。

3 溫度場與氣孔分布關(guān)系

鋁合金雙脈沖MIG焊氣孔缺陷的形成主要與焊縫中存在的氫有密切聯(lián)系。氫的溶解度隨著溫度的下降而劇烈減小，因此在焊縫熔池凝固過程中氫從焊縫中析出形成氣泡上浮，當(dāng)熔池的凝固速度過快，氣泡來不及浮出焊縫金屬表面時就會形成氣孔。表4為對焊縫進(jìn)行X射線無損探傷檢測得到的試驗結(jié)果。分別為不同熱輸入?yún)?shù)下的雙脈沖MIG焊的焊縫表面氣孔分布、熔合線寬度。圖3為金相顯微鏡下觀察的焊縫橫截面氣孔分布情況。

表4 焊縫表面氣孔分布及熔合線寬度

從實驗結(jié)果來看氣孔(焊縫中白色不規(guī)則球狀)出現(xiàn)的位置大多在焊縫熔合線以及 焊縫的中心線附近，這兩處的氣孔數(shù)量以及尺寸都較其他位置有明顯增多，且隨著熱輸入的增大氣孔有明顯的減少。

(a) 1.67kJ/cm (b) 1.83kJ/cm (c) 2.03kJ/cm圖3 焊縫橫截面氣孔分布

圖3為焊接過程中的整個溫度場的動態(tài)變化情況及焊縫中心線和焊縫熔合線附近的溫度變化曲線。在該圖中，主要體現(xiàn)的參數(shù)是高于熔點(diǎn)溫度停留時間(熔點(diǎn)為650℃)和最高加熱溫度，這兩個參數(shù)是影響焊接熔池存在與氣孔停留時間長短的主要影響因素。可以看出在中間的穩(wěn)定時刻，等溫線分布形狀基本上是一樣的，只是熱源中心位置隨著熱源的移動有所變化。焊接過程中熱源沿焊接方向移動時，焊件上某點(diǎn)的溫度由低到高，達(dá)到最大值后，又由高到低，隨時間而變化。

圖4 溫度場分布及溫度曲線變化

圖4為結(jié)合溫度場模擬與試驗結(jié)果得到的熱輸入?yún)?shù)與峰值溫度、氣孔數(shù)量之間的關(guān)系示意圖。

圖5 熱輸入與氣孔數(shù)量、峰值溫度關(guān)系

結(jié)合以上結(jié)論分析可得隨著焊接熱輸入的增加，在焊縫中心處的峰值溫度也跟著增加，意味著焊縫中心處的熔池存在時間會增加。熔合線處的模擬情況和焊縫中心的趨勢是一致的，區(qū)別在于峰值溫度和高于熔點(diǎn)溫度以上的停留時間，其升溫速率和冷卻速率略慢于焊縫中心位置，故焊縫中心線處氣孔數(shù)量相比較熔合線處氣孔數(shù)量較少。隨著時間的增加，熔合線處的高溫停留時間明顯增長，所以熔合線與焊縫中心的溫度變化曲線靠得越緊。焊接速度越小則熱輸入越高，熔池存在時間增加。在熔合線處，其最高溫度隨熱輸入的增加有較大變化，相變溫度以上的停留時間也隨之增加。在熔池凝固后，冷卻速度趨于平緩，其冷卻速度對焊縫金屬的晶粒大小有影響而對氣孔的形成基本無影響，所以不做研究分析。理論上，熔寬越寬則熔合線處的溫度就越低，但熱輸入的增加對其溫度的影響會一定程度上彌補(bǔ)距離位置對其溫度的影響，故當(dāng)熱輸入在一定范圍內(nèi)增加時，氣孔率可以降到較低水準(zhǔn)，此時的高溫熔池既有利于氣泡的外逸也能控制外部雜質(zhì)氣體的入侵。

4 結(jié)論

(1)基于ANSYS軟件平臺，采用經(jīng)典高斯熱源模型作為輸入熱源，較好的模擬了焊接電弧移動加熱過程以及整個溫度場的瞬態(tài)變化。

(2)氣孔出現(xiàn)的位置大多在焊縫熔合線以及焊縫的中心線附近，這兩處的氣孔數(shù)量以及尺寸都較其他位置有明顯增多。

(3) 在一定熱輸入范圍內(nèi)，適當(dāng)增加焊接熱輸入，一方面可以促進(jìn)氣泡逃逸，另一方面也減少外部雜質(zhì)氣孔在焊縫中殘留的可能性，達(dá)到抑制氣孔缺陷的形成的效果。