王永峰

摘要：采用激光電弧復(fù)合焊獲得了不同焊接工藝參數(shù)下的10 mm AH36鋼對接焊焊接接頭，分析了不同工藝參數(shù)下的焊縫成形特點、金相組織及力學(xué)性能，基于有限元軟件獲得了典型的激光復(fù)合焊溫度場分布，并針對6 m×6 m×6 mm 的大幅面板焊接變形情況進行模擬。研究發(fā)現(xiàn)，激光功率可以顯著改變焊接熔深，并對焊縫形貌也有一定的影響;焊接電流對熔深的影響小于激光功率對熔深的影響，焊接電流對焊縫熔寬及形貌影響較大;激光復(fù)合焊焊縫區(qū)主要為針狀鐵素體和粒狀貝氏體組織，粗晶區(qū)組織主要為粒狀貝氏體、鐵素體和馬氏體組織;激光功率的變化對電弧區(qū)硬度影響不大，但對激光區(qū)有一定影響，焊縫硬度隨激光功率的增大而增加，焊接電流的增大總體上使得焊縫區(qū)和熱影響區(qū)硬度降低;約束位置對焊接變形有重要影響，約束位置距離焊縫中心越近，焊后變形量越小。

關(guān)鍵詞：焊縫成形;工藝參數(shù);組織與力學(xué)性能;數(shù)值模擬;焊接變形

中圖分類號：TG456.7? ? ? ? ?文獻標(biāo)志碼：A? ? ? ? ?文章編號：1001-2003（2021）01-0105-07

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.01.17

0? ? 前言

焊接是海洋與船舶工程中的一項關(guān)鍵技術(shù)，其工時與成本占船體建造的 30%～50%，焊接效率和質(zhì)量影響著船舶制造的成本、質(zhì)量和周期。同時，未來造船與海洋工程裝備建設(shè)正朝著多樣化、大型化、高檔化的趨勢發(fā)展，對焊接的效率及質(zhì)量提出了更高的要求[1]。

A36鋼作為低合金高強度的船體結(jié)構(gòu)鋼，常用于制作重要的船體結(jié)構(gòu)[2]。目前中厚板A36鋼通常采用埋弧焊進行焊接，但埋弧焊接頭存在熱影響區(qū)寬度大、組織粗大、焊后變形量大等問題，直接影響了焊件性能與裝配精度。激光電弧復(fù)合焊通過電弧與激光熱源的耦合作用產(chǎn)生高密度的能量束，可以獲得高深寬比的焊縫，減小熱影響區(qū)寬度和焊后變形量，顯著提高生產(chǎn)效率。國內(nèi)目前尚未將激光電弧復(fù)合焊技術(shù)正式應(yīng)用于海洋與船舶工程建造中，隨著我國高端激光焊接裝備研發(fā)及集成能力的發(fā)展，激光電弧復(fù)合焊接技術(shù)裝備在該領(lǐng)域的應(yīng)用是一種必然趨勢[3]。目前，關(guān)于特定工況下激光-電弧復(fù)合焊接工藝參數(shù)對焊縫成形的基礎(chǔ)試驗研究已經(jīng)取得一定進展，但激光-電弧復(fù)合焊焊接工藝參數(shù)繁雜，各參數(shù)之間的相互影響機制尚不明晰，激光-電弧復(fù)合焊的理論研究和數(shù)值模擬工作缺乏深入研究[4]。

文中針對中厚板A36低合金高強度船體結(jié)構(gòu)用鋼，采用試驗研究與數(shù)值模擬相結(jié)合的方式，研究了激光功率、焊接電流等對焊縫成形與質(zhì)量的影響?；谟邢拊浖芯苛思す怆娀?fù)合焊的溫度場-應(yīng)力場分布特征。

1 激光電弧復(fù)合焊試驗

1.1 試驗設(shè)備及材料

試驗采用10 mm厚AH36鋼，焊絲為直徑1.2 mm的 ER70S-G低合金鋼焊絲，化學(xué)成分如表1所示。AH36的載荷-行程曲線及金相顯微組織分別如圖1、圖2所示。

焊接試件尺寸為300 mm×300 mm×10 mm，采用YLS-10000型光纖激光器、電弧焊設(shè)備為福尼斯MAG（metal active-gaswelding）機器人。焊接工藝參數(shù)如表2所示。

1.2 金相及力學(xué)性能試驗

對焊縫進行切割處理，加工成金相試樣，采用徠卡DM2500M金相顯微鏡觀察焊接接頭各個區(qū)域顯微組織。參考標(biāo)準DNV-OS-C401《海洋工程結(jié)構(gòu)制造與測試》進行硬度試驗，打點示意如圖3所示，用HVS-50數(shù)顯維氏硬度計對焊縫、熱影響區(qū)及母材進行宏觀硬度試驗，設(shè)置試驗參數(shù)為：載荷10 kg，加載時間15 s。參考標(biāo)準DNV-OS-C401《海洋工程結(jié)構(gòu)制造與測試》進行沖擊試驗，沖擊試驗溫度為0 ℃，沖擊位置為焊縫及熔合區(qū)。

2 激光電弧復(fù)合焊的數(shù)值仿真方法

2.1 激光復(fù)合焊接熱源模型

熱源模型是數(shù)值模擬的基礎(chǔ)，選取正確的熱源模型對實驗結(jié)果的正確性相當(dāng)重要。文中采用的熱源模型為雙橢球-峰值能量遞增錐形熱源模型[5]。將電弧熱輸入與熔滴熱焓合并考慮，并采用雙橢球體熱源表征，其熱流密度分布函數(shù)如下：

式中 η為熱效率;I為焊接電流;U為電弧電壓;qf、qr分別為熱源前、后部分的熱流密度分布函數(shù)，af、ar、bh、ch分別為雙橢球體熱源的分布函數(shù)。

采用熱流峰值指數(shù)遞增-錐體熱源模型表征激光能量，其熱流密度函數(shù)如式（3）、式（4）所示：

式中 r0（z）為z 坐標(biāo)處熱源半徑;ze和zi分別為熱源上、下表面z坐標(biāo);re和ri分別為熱源上、下表面半徑;Ql為激光有效熱輸入;χ為熱源上下表面熱流峰值比例系數(shù);Q0為計算常數(shù)。

2.2 激光復(fù)合焊接有限元網(wǎng)格模型

焊縫及熱影響區(qū)附近，溫度梯度較大，溫度場變化劇烈，因此該區(qū)域網(wǎng)格劃分得比較密集;遠離焊縫區(qū)域，溫度梯度變化較小，網(wǎng)格劃分較為稀疏，在保證了數(shù)值模擬精度的同時大大節(jié)約了計算時間，網(wǎng)格模型如圖4所示。

2.3 熱傳導(dǎo)方程及邊界條件

在焊接溫度場計算中，僅考慮固體熱傳導(dǎo)過程，忽略熔池內(nèi)流體流動。瞬態(tài)熱傳導(dǎo)方程如下：

式中 ρ為密度（單位：g/cm3）;c為熱容量（單位：J/g·℃）;λ為熱傳導(dǎo)率（單位：W/cm·℃）;T為溫度分布的函數(shù);Q為相變潛熱（單位：J）;t為時間（單位：s）。

數(shù)值仿真過程的約束邊界條件如圖5所示。

3 試驗結(jié)果

3.1 激光功率對宏觀焊縫成型的影響

激光功率為5.0 kW（編號2）、5.8 kW（編號3）時激光電弧復(fù)合焊焊接接頭的正面、背面宏觀表面形貌如圖6所示。從焊接接頭正面形貌可以明顯看出正面沒有咬邊缺陷，飛濺較少，但隨激光功率的增大，正面余高越來越小，到5.8 kW時，正面余高甚至不足。這是由于激光功率的增加使焊縫的熔深越來越大，而此時焊接速度過大，導(dǎo)致填絲速度跟不上焊接速度，使得正面熔融金屬向下塌陷所致。觀察焊縫背面形貌可以看出，激光功率為5.0 kW時焊縫并沒有焊透，而激光功率為5.8 kW時，焊縫發(fā)生全熔透，甚至有焊瘤的跡象，說明最佳的激光功率在5.0～5.8 kW之間。

激光功率為5.0 kW（編號2）、5.8 kW（編號3）時激光電弧復(fù)合焊焊接接頭的截面形貌如圖7所示，圖中虛線以上區(qū)域為電弧區(qū)，虛線以下區(qū)域為激光區(qū)。當(dāng)激光功率為5.0 kW時，焊接未完全焊透，焊縫形貌呈現(xiàn)“ 丁字形 ”，當(dāng)增大激光功率至5.8 kW后，焊件被完全焊透，焊縫形貌呈現(xiàn)“ 酒杯狀 ”。這表明激光功率可以顯著地改變焊接熔深，同時其對焊縫形貌也有一定的影響。

3.2 焊接電流對宏觀焊縫成型的影響

焊接電流對宏觀形貌的影響如圖8所示，從正面宏觀形貌可以看出，220 A（編號1）和300 A（編號4）的焊縫均成形良好。從背面宏觀形貌可以看出，當(dāng)焊接電流為220 A時背面成形良好，當(dāng)焊接電流增大至300 A后，焊件背面出現(xiàn)較多的焊瘤，背面成形的均勻性較差。

不同焊接電流下的截面形貌如圖9所示，當(dāng)焊接電流為220 A時，焊縫呈現(xiàn)顯著的“ 酒杯狀 ”。焊接電流增大至300 A后焊縫寬度顯著增大，激光區(qū)和電弧區(qū)的比例發(fā)生了一定改變。焊接電流對熔深的影響小于激光功率對熔深的影響，焊接電流對焊縫熔寬及形貌的影響較大。

3.3 激光復(fù)合焊接頭焊接組織特點

圖10、圖11為表2編號1焊接工藝參數(shù)下的顯微組織?？傮w而言，焊縫區(qū)顯微組織由均勻分布的細小針狀鐵素體和粒狀貝氏體組成。而對比激光區(qū)和電弧區(qū)顯微組織發(fā)現(xiàn)，電弧區(qū)針狀鐵素體分布更為均勻，這是因為電弧區(qū)的熱輸入較大，冷卻較慢，使得凝固生成的針狀鐵素體和粒狀貝氏體分布更加均勻，反之激光區(qū)的冷卻速度較大，組織來不及分布均勻就凝固了。雖然激光區(qū)和電弧區(qū)顯微組織較為類似，但激光區(qū)粒狀貝氏體更少，且生成了更多較為細小的針狀鐵素體組織。這是因為激光區(qū)的熱輸入較小，導(dǎo)致冷卻速度較快，從而生成了少量板條貝氏體。

焊接接頭粗晶區(qū)顯微組織如圖11所示，結(jié)合AH36鋼CCT曲線[6]，總體而言焊接接頭粗晶區(qū)顯微組織主要由粒狀貝氏體、鐵素體和馬氏體組成。而對比電弧區(qū)和激光區(qū)組織發(fā)現(xiàn)，電弧區(qū)組織較為粗大，這也是因為電弧區(qū)的高溫持續(xù)時間較長，奧氏體晶粒長大所致。另外，激光區(qū)的馬氏體和板條貝氏體較多，粒狀貝氏體含量較少。這是因為激光區(qū)冷卻速度比電弧區(qū)更大，所以生成了更多板條貝氏體和馬氏體，這同時也代表粗晶區(qū)韌性不如焊縫區(qū)。粗晶區(qū)處金屬雖未熔化，但處于過熱狀態(tài)。此時由于溫度較高導(dǎo)致奧氏體晶粒急劇長大，凝固冷卻后就得到了粗大的組織。

3.4 激光復(fù)合焊接頭的硬度及韌性特點

不同激光功率下的焊縫硬度分布由圖12可知，激光功率的變化對電弧區(qū)硬度影響不大，但對激光區(qū)有一定影響，焊縫硬度隨激光功率的增大而增加。但激光功率增加使得HAZ硬度降低，特別當(dāng)焊縫熔透后，硬度下降得很快。

不同焊接電流下的焊縫硬度分布如圖13所示，可以看出，焊接電流的變化對電弧區(qū)和激光區(qū)硬度均有影響，但對電弧區(qū)影響更大。焊接電流的增大會增大熱輸入，使得焊接接頭冷卻速度降低，鐵素體組織增加，從而導(dǎo)致硬度降低。

不同焊接工藝參數(shù)下的焊接接頭沖擊功如表3所示。根據(jù)DNV-OS-C401標(biāo)準，A36鋼的縱向沖擊功應(yīng)高于34 J，由表3可知，焊縫區(qū)最小的沖擊功為86 J，遠高于要求值，熔合線的沖擊功最低為52 J，高于A36鋼的沖擊功。盡管熔合線的沖擊功較焊縫小很多，是較為薄弱的環(huán)節(jié)，但是其也高于標(biāo)準。由此可見，文中試驗的焊接方法適用于船用鋼AH36鋼的焊接。

4 數(shù)值仿真結(jié)果

以表2中編號1的焊接工藝參數(shù)為例，進行了激光電弧復(fù)合焊的溫度場數(shù)值模擬。將復(fù)合焊接頭沿著焊接方向（見圖14a）切開，可以觀察到其焊縫縱截面處的熔池輪廓，如圖14b所示。焊縫上部呈典型的電弧焊熔池形貌，熔長尺寸大于激光區(qū)，焊縫根部由于熔化金屬滲透的影響其熔長大于焊縫中部。根據(jù)其熱循環(huán)曲線可以發(fā)現(xiàn)，激光復(fù)合焊熱影響區(qū)的t8/5一般在4～7 s之間。

文中針對6 m×6 m×6 mm 的大幅面板焊接變形情況進行了模擬，如圖15所示，分別對距焊縫中心100 mm、300 mm 的位置進行約束，并同時將焊件的兩端進行約束，焊后最大變形量分別為1.5 mm和2.0 mm。數(shù)值模擬表明，在進行實際焊接時約束位置越靠近焊縫中心，焊后變形量越小。

5 結(jié)論

（1）激光功率可以顯著的改變焊接熔深，同時其對焊縫形貌也有一定的影響。

（2）焊接電流對熔深的影響小于激光功率對熔深的影響，焊接電流對焊縫熔寬及形貌影響較大。

（3）激光復(fù)合焊焊縫區(qū)主要為均勻分布的針狀鐵素體和粒狀貝氏體。粗晶區(qū)組織主要為粒狀貝氏體、鐵素體和馬氏體。

（4）激光功率的變化對電弧區(qū)硬度影響不大，但對激光區(qū)有一定影響，焊縫硬度隨激光功率的增大而增加。焊接電流的增大會增大熱輸入，總體上使得焊縫區(qū)和熱影響區(qū)硬度降低。

（5）約束位置對焊接變形有種影響，約束位置距離焊縫中心越近，焊后變形量越小。

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