李俐群，何平，宮建鋒

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué),先進(jìn)焊接與連接國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,哈爾濱,150001；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué),哈爾濱,150001)

0 序言

激光-MIG 電弧復(fù)合焊接技術(shù)越來(lái)越多地應(yīng)用于中厚板的焊接，成為造船、汽車(chē)等行業(yè)最具有發(fā)展?jié)摿Φ男乱淮附蛹夹g(shù)[1].由于電弧焊熱源與填充材料的介入，使得焊接過(guò)程控制與工藝的調(diào)節(jié)復(fù)雜度更大，因此關(guān)于激光-MIG 電弧復(fù)合熱源焊接的物理機(jī)制、基于模擬計(jì)算的工藝優(yōu)化等相關(guān)問(wèn)題近年來(lái)一直是研究的熱點(diǎn).

激光-MIG 復(fù)合焊接技術(shù)最早于英國(guó)[2]提出，與單熱源焊接技術(shù)相比，相對(duì)于單激光熱源和電弧熱源，復(fù)合焊接熱源之間相互耦合[3-4]，多物理場(chǎng)相互作用，匙孔和熔池流動(dòng)受到多種力的作用.此外匙孔的動(dòng)態(tài)行為也影響焊縫氣孔等缺陷的產(chǎn)生和激光能量的吸收，從而對(duì)焊縫的力學(xué)性能和組織特征產(chǎn)生一定的影響，熔池內(nèi)的流動(dòng)行為也會(huì)對(duì)小孔和氣泡逸出有不同的影響，因此了解熔池內(nèi)的流動(dòng)及匙孔瞬態(tài)行為十分重要.而熔池內(nèi)部流動(dòng)和傳熱行為非常復(fù)雜，通過(guò)傳統(tǒng)的試驗(yàn)方法對(duì)熔池內(nèi)部的流動(dòng)進(jìn)行直接觀察十分困難，因此采用數(shù)值模擬的方法模擬熔池內(nèi)部流動(dòng)現(xiàn)象，對(duì)實(shí)際焊接過(guò)程具有指導(dǎo)意義[5].利用數(shù)值計(jì)算研究復(fù)合焊接過(guò)程中的熔池流動(dòng)及匙孔穩(wěn)定性對(duì)復(fù)合焊接過(guò)程具有重要意義.

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于激光-MIG 復(fù)合焊接熱流場(chǎng)的數(shù)值模擬做了較多工作，其中胥國(guó)祥等人[6]通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果建立了4 種體熱源模型，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致；Chen 等人[7]認(rèn)為熔滴沖擊對(duì)于熔池內(nèi)部對(duì)流起增強(qiáng)作用，熔池內(nèi)部流動(dòng)更加充分；Xu 等人[8]通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算發(fā)現(xiàn)焊接電流增加內(nèi)部流動(dòng)增強(qiáng)，而有利于氣泡的逸出；Ting 等人[9]認(rèn)為隨著激光功率增加，匙孔振蕩振幅有所增加，但頻率幾乎沒(méi)有變化；Faraji 等人[10]認(rèn)為熔池中的流動(dòng)主要受表面張力所驅(qū)動(dòng)；李志寧等人[11]忽略了匙孔瞬態(tài)行為，認(rèn)為表面張力對(duì)熔寬有促進(jìn)作用，而電磁力對(duì)熔深有促進(jìn)作用.

文中基于Fluent 軟件，將熔池驅(qū)動(dòng)力及熔滴過(guò)渡等因素考慮在內(nèi)，建立了適用于激光-MIG 復(fù)合焊接數(shù)值模擬熱流耦合模型，并且通過(guò)數(shù)值計(jì)算，分析了熔滴對(duì)匙孔及熔池穩(wěn)定性的影響和規(guī)律.

1 數(shù)學(xué)模型

激光-MIG 復(fù)合焊接過(guò)程中涉及到熔化、蒸發(fā)和對(duì)流等很多復(fù)雜物理過(guò)程，為了描述常規(guī)試驗(yàn)方法難以獲得的焊接過(guò)程中熱場(chǎng)與流場(chǎng)的分布,建立了鋁合金激光-MIG 復(fù)合焊接的熱-流耦合模型，并作出了一些常見(jiàn)的基本假設(shè).

1.1 計(jì)算域與基本假設(shè)

采用Ansys 的DesignModeler 進(jìn)行計(jì)算域的三維建模,包括上下2 個(gè)區(qū)域:下方代表焊件，上方代表焊件上的空氣域.其中總計(jì)算域大小為30 mm ×10 mm×9 mm,為了提高計(jì)算效率縮短計(jì)算耗時(shí),所建立的三維模型為實(shí)際模型的一半，模型關(guān)于xOz平面對(duì)稱,計(jì)算域的大小及其尺寸如圖1 所示，其中原點(diǎn)O位于對(duì)稱面焊件與空氣域交界線處.圖1 中不同的顏色代表模擬計(jì)算中不同的邊界條件.由于焊接過(guò)程是一個(gè)熱力流耦合的復(fù)雜過(guò)程，因此將該過(guò)程中的全部因素考慮在內(nèi)是不實(shí)際的，要對(duì)一些問(wèn)題做簡(jiǎn)化處理，通過(guò)文獻(xiàn)[12]在該模型中作出了下述基本假設(shè).

圖1 三維模型和計(jì)算域(mm)Fig.1 Three-dimensional model and computational domain

熔池內(nèi)流體為三維牛頓粘性不可壓縮流體；浮力項(xiàng)采用布辛涅斯克假設(shè)進(jìn)行簡(jiǎn)化；工件材料5A06 鋁合金的熱物性參數(shù)較難獲得，因而假設(shè)其不隨溫度發(fā)生變化；焊絲與焊件的化學(xué)成分一致，共用一套熱物性參數(shù)，如表1 所示.

表1 5A06 鋁合金材料熱物性參數(shù)Table 1 Thermophysical properties of 5A06 aluminum alloy

1.2 邊界條件及流體驅(qū)動(dòng)力

工件側(cè)表面和底面為Wall 邊界條件,在實(shí)際焊接中4 個(gè)表面分別與周?chē)目諝饨佑|，而通過(guò)對(duì)流和輻射與外界環(huán)境發(fā)生熱交換.因此在上述表面的邊界條件表達(dá)式為

式中：λ為材料的熱導(dǎo)率；T為工件的溫度；n為工件上表面的法線方向；u，v，w分別為在x，y，z3 個(gè)坐標(biāo)軸上的分速度；qc和qr分別為工件上表面因熱對(duì)流與輻射導(dǎo)致的散熱，可以由下式進(jìn)行計(jì)算，即

式中：h為對(duì)流換熱系數(shù)；ε0為材料的熱輻射率；k為玻爾茲曼常數(shù).工件和空氣域?qū)ΨQ面表面定義為Symmetry，即對(duì)稱面.焊接溫度場(chǎng)與流場(chǎng)關(guān)于此對(duì)稱面對(duì)稱，其上熱量與動(dòng)量交換為0，表達(dá)式為

工件的上表面，在焊接過(guò)程中存在傳導(dǎo)、對(duì)流和熱輻射3 種傳熱行為，此外在焊件的上表面還存在激光和電弧兩種熱源與熔滴所帶來(lái)的熱焓遷移，因而工件上表面邊界條件可以描述為

式中：qs為焊接時(shí)包括激光、電弧及熔滴帶來(lái)的熱量的能量源項(xiàng)，這些將以UDF 形式加載到計(jì)算中.

工件上表面流體場(chǎng)速度的邊界條件為

式中：μ為熔化的液態(tài)金屬的粘度；? γ/?T為表面張力的溫度系數(shù)；?T/?x與?T/?y分別為x和y方向的溫度梯度.

空氣上表面由于存在有周期的熔滴過(guò)渡，定義為速度入口，以此通過(guò)UDF 實(shí)現(xiàn)熔滴周期的過(guò)渡[13]，并且通過(guò)文獻(xiàn)[14]定義熔滴過(guò)渡參數(shù)以此實(shí)現(xiàn)熔滴的周期過(guò)渡.工件側(cè)表面定義為壓力出口，保持默認(rèn).

除此以外，在熔池的自由表面上存在有各種作用力，各種力相互作用達(dá)到平衡，其表達(dá)式為

式中：P為熔池表面法向的壓力；R1和R2分別代表表面曲率；右式第一項(xiàng)代表著蒸發(fā)所產(chǎn)生的反沖壓力，文中采用Knight 模型[15]表達(dá)反沖壓力與溫度之間的公式,即

式中：A0為與壓強(qiáng)相關(guān)的一個(gè)常數(shù)，通常取值范圍為0.55～ 1；B0為蒸發(fā)常數(shù)，一般取值為1.78 ×1010；Tw為匙孔的壁面溫度；m為工件材料的摩爾質(zhì)量；Hv為材料的蒸發(fā)潛熱；Na為阿伏伽德羅常數(shù)，其數(shù)值為6.02×1023；k取值為1.38×10-23.第二項(xiàng)代表著熔滴落入所產(chǎn)生的沖擊力，最后一項(xiàng)則代表著表面張力所帶來(lái)的附加壓力，即楊氏拉普拉斯公式.R1和R2為自由表面的曲率半徑；γ為表面張力系數(shù)，計(jì)算式為

式中：γ0為在材料熔點(diǎn)時(shí)的表面張力系數(shù)；T為焊接溫度；T0為材料熔點(diǎn)；α為表面張力溫度系數(shù)，對(duì)于一般材料均取負(fù)數(shù).

浮力計(jì)算式為

式中：β為焊件的熱膨脹系數(shù)；ρ為材料的密度；g為重力加速度,取9.81 m/s2.

電磁力計(jì)算式為

式中：I為MIG 焊接的焊接電流；μm為真空磁導(dǎo)率,取1.256×10-6；r為電弧熱源中心與焊件任一點(diǎn)處之間的距離；σj為電流分布參數(shù)；L為焊件厚度.

1.3 熱源模型

激光熱源為高斯分布，由文獻(xiàn)[16]可得激光光束能量分布公式，即

式中：rL為激光加熱斑點(diǎn)半徑；v0為焊接速度.

文中模型考慮激光的菲涅爾吸收機(jī)制，文獻(xiàn)[12]可得激光焊接過(guò)程中的菲涅爾吸收系數(shù)表達(dá)式為

式中：ε為與激光質(zhì)量和材料相關(guān)的常數(shù).由式(25)所得激光熱源的熱流密度分布為高斯分布，且由上述菲涅爾吸收系數(shù)和一個(gè)沿熔深方向的衰減系數(shù)所得到.

對(duì)于電弧熱源來(lái)說(shuō)，實(shí)際情況近似為雙橢球的分布形式，其前后熱流密度分布分別表示為

式中：q為熱流密度；η為焊接過(guò)程的熱效率；U和I分別為焊接過(guò)程中的電弧電壓和焊接電流；a1，a2和b為熱源形狀參數(shù)；Q1，Q2為熱源前后的分配系數(shù).

1.4 模型驗(yàn)證

基于前述所建立的數(shù)值計(jì)算模型，通過(guò)“熔合線對(duì)比法”和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證.

提取焊接速度13.3 mm/s、激光功率2.6 kW、電弧功率2.4 kW 時(shí)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果，對(duì)比熔池橫截面與試驗(yàn)結(jié)果，如圖2 所示，由圖可以看到，兩者熔合線走勢(shì)基本一致，除此以外兩者之間也存在一定的差異，一方面是因?yàn)楸舅憷胁捎貌牧系奈镄詤?shù)在高溫下不易獲得，并且為了提高收斂性，將其定為常數(shù)，因此與實(shí)際材料相比具有一定的誤差，另一方面較多的假設(shè)也和實(shí)際有一定差異，因此導(dǎo)致模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相比存在一定誤差.總體來(lái)說(shuō)，在誤差允許的范圍內(nèi)，兩者基本吻合，模擬結(jié)果較為可靠.

圖2 焊縫橫截面的模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.2 Comparison of simulated and experimental results of weld cross section

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 熔滴過(guò)渡對(duì)匙孔穩(wěn)定性的影響

激光-MIG 復(fù)合焊接與常規(guī)激光焊接相比較，其熔池內(nèi)部受力十分復(fù)雜，因而對(duì)匙孔產(chǎn)生一定的沖擊作用[17]，此外熔滴的過(guò)渡也會(huì)沖擊匙孔，對(duì)焊接過(guò)程中匙孔的穩(wěn)定性也具有一定的影響.圖3 為復(fù)合焊接數(shù)值計(jì)算達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)后匙孔閉合到重新張開(kāi)的過(guò)程，圖3a～ 圖3f 為模擬焊接過(guò)程中513.2～529.2 ms 的熔池縱截面的流速分布情況.由圖3 可以看到在熔池中存在有上下兩個(gè)反向的漩渦流向，即圖中黑色箭頭所注方向，其一為上方的順時(shí)針流向，該流動(dòng)主要是由于熔滴沖擊熔池導(dǎo)致；其二為熔池底部匙孔后方的逆時(shí)針流向，該流動(dòng)主要是由于受到蒸發(fā)所造成的反作用力后，運(yùn)動(dòng)的液態(tài)金屬遇熔合線受阻所形成，這一現(xiàn)象在文獻(xiàn)[18]的數(shù)值模擬中給出了相似的結(jié)果，此外日本學(xué)者[19]也通過(guò)高速攝像證明了熔池內(nèi)部縱截面的這一流向.

圖3 熔滴沖擊對(duì)匙孔穩(wěn)定性的影響Fig.3 Effect of droplet impact on keyhole stability.(a) 513.2 ms; (b) 513.5 ms; (c) 513.7 ms; (d) 513.9 ms; (e) 520.2 ms;(f) 529.2 ms

隨焊接過(guò)程進(jìn)行，兩種流向?qū)?huì)在熔池內(nèi)部交匯從而改變流向，進(jìn)而對(duì)匙孔產(chǎn)生沖擊，如圖3a，3b所示；從而在匙孔后壁形成一個(gè)凸起，如圖3c 所示；隨后凸臺(tái)與匙孔前壁逐漸發(fā)生互連產(chǎn)生一個(gè)金屬液橋，致使匙孔閉合；而后液態(tài)金屬在受到蒸發(fā)反作用力影響被排斥而向下運(yùn)動(dòng)，致使液態(tài)金屬橋斷開(kāi)，匙孔重新張開(kāi)，如圖3f 所示.

2.2 熔滴落點(diǎn)對(duì)匙孔壁熔體流速的影響

在前述小節(jié)中發(fā)現(xiàn)在激光-MIG 復(fù)合焊接過(guò)程中，熔滴的沖擊會(huì)影響熔池中熔體的流動(dòng)行為，進(jìn)而影響到匙孔的穩(wěn)定性，而復(fù)合焊接過(guò)程中不同的光絲間距也會(huì)導(dǎo)致熔滴的落入位置不同，進(jìn)而對(duì)匙孔穩(wěn)定性產(chǎn)生不同的影響，因此文中主要研究不同熔滴落入位置對(duì)于匙孔穩(wěn)定性的影響.

如圖4 所示，右上角定義了光束中心軸與熔滴落點(diǎn)之間的距離為L(zhǎng)，分別研究L=1 mm 和L=2 mm 時(shí)熔滴過(guò)渡對(duì)于匙孔穩(wěn)定性的影響.分別提取L=1 mm 和L=2 mm 時(shí)匙孔壁面的金屬液體峰值流速隨時(shí)間波動(dòng).當(dāng)L=1 mm 時(shí)，其波動(dòng)的平均流速為1.07 m/s，而當(dāng)L=2 mm 時(shí)則為0.85 m/s，如圖虛線所示，而且L=1 mm 時(shí)其流速整體波動(dòng)頻率和幅度有所增加，波動(dòng)情況也更加劇烈.

圖4 不同熔滴落點(diǎn)位置匙孔壁面流速隨時(shí)間變化Fig.4 Relationship between the flow velocity of keyhole wall and time at different melting droplet location.(a) distance between melting droplet location and laser center L = 1 mm; (b) distance between melting droplet location and laser center L = 2 mm

提取了525～ 550 ms 不同距離L下匙孔壁金屬熔體波動(dòng)的峰值流速與平均流速，如表2 所示，由表2 可以看出L=1 mm 時(shí)，其金屬熔體波動(dòng)的平均流速為1.07 m/s，而當(dāng)L=2 mm 時(shí)金屬熔體波動(dòng)的平均流速為0.85 m/s，除此以外，L=1 mm時(shí)匙孔壁面金屬熔體的最大和最小流速也相應(yīng)較大，也就是說(shuō)當(dāng)L較小時(shí)，匙孔壁面金屬熔體受到熔滴的沖擊影響較大，從而造成其平均流速較大，而當(dāng)匙孔壁面金屬熔體平均流速較大時(shí)，匙孔壁面就會(huì)更容易達(dá)到受力不平衡的狀態(tài)，從而引起金屬液橋，進(jìn)而發(fā)生匙孔閉合的現(xiàn)象.最終可能導(dǎo)致熔池內(nèi)部氣體無(wú)法逸出，從而焊后引起氣孔缺陷的生成，進(jìn)而影響焊接的質(zhì)量和性能.

表2 不同熔滴落點(diǎn)條件匙孔壁面流速Table 2 Flow velocity of keyhole wall under different melting droplet location conditions

2.3 熔滴落點(diǎn)對(duì)匙孔形貌的影響

在前述小節(jié)中已經(jīng)闡述了不同熔滴落點(diǎn)對(duì)匙孔振蕩的影響.通過(guò)計(jì)算發(fā)現(xiàn)熔滴落點(diǎn)不同，對(duì)匙孔及熔池的沖擊作用不同，也會(huì)導(dǎo)致匙孔形貌的不同.圖5 為不同L下匙孔形貌的對(duì)比，其中圖5a，5b，5c 分別為L(zhǎng)=1 mm 時(shí)t=440，466，514 ms 的匙孔形貌，圖5d，5e，5f 為L(zhǎng)=2 mm 時(shí)相應(yīng)時(shí)刻下的匙孔形貌.

由圖5 可以看到，在同一時(shí)刻下，當(dāng)L=1 mm時(shí)的匙孔后壁的傾斜角度較大，即熔滴對(duì)匙孔后壁造成的影響較大，進(jìn)而導(dǎo)致匙孔上部直徑較大；而當(dāng)L=2 mm 時(shí)則恰恰相反，因而其匙孔后壁的傾斜角度較小，進(jìn)而導(dǎo)致匙孔上部的直徑也較小.

圖5 不同熔滴落點(diǎn)的匙孔形貌Fig.5 Keyhole shapes of different droplet location.(a) L = 1 mm, t = 440 ms; (b) L = 1 mm, t = 466 ms; (c) L = 1 mm,t = 514 ms; (d) L = 2 mm, t = 440 ms; (e) L = 2 mm, t = 466 ms; (f) L = 2 mm, t = 514 ms

匙孔上方直徑隨著時(shí)間變化的曲線，如圖6 所示，可以看到當(dāng)L=1 mm時(shí)，匙孔的上方直徑在較高數(shù)值范圍內(nèi)發(fā)生波動(dòng).除此之外L=1 mm 時(shí)匙孔上方直徑波動(dòng)的平均值為1.67 mm，與L=2 mm時(shí)的匙孔上方直徑波動(dòng)的平均值1.17 mm 相比，增加了接近40%.且熔滴落入位置影響著匙孔形貌，隨著L的不斷減小，匙孔的上方直徑有所增加，從而在寬度基本不發(fā)生變化的條件下,導(dǎo)致匙孔的深寬比有所增加.而對(duì)于激光能量的菲涅爾吸收，小孔的作用相當(dāng)于黑體，光線會(huì)受匙孔壁而發(fā)生多次反射現(xiàn)象，進(jìn)而促使激光吸收，而文獻(xiàn)[20]給出匙孔的形貌則對(duì)激光能量的菲涅爾吸收有著重要影響，當(dāng)匙孔的深寬比較大時(shí)，光線進(jìn)入匙孔后不易逸出，會(huì)發(fā)生多次反射從而增加激光能量的吸收率，而當(dāng)匙孔的深寬比較小時(shí)，光線進(jìn)入匙孔后經(jīng)過(guò)反射更易于逃離匙孔從而降低了激光能量的利用率.

圖6 不同熔滴落點(diǎn)匙孔開(kāi)口直徑波動(dòng)情況Fig.6 Fluctuation of the diameter above the keyhole at different droplet location

3 結(jié)論

(1)建立了5A06 鋁合金激光-MIG 復(fù)合焊接數(shù)值模擬熱流耦合模型，得到激光-MIG 復(fù)合焊接熔滴對(duì)匙孔的影響，認(rèn)為熔池中兩種相反的流向相遇后，改變方向造成對(duì)匙孔后壁的沖擊是匙孔閉合的主要原因.

(2)當(dāng)熔滴落入位置距激光熱源作用中心較近時(shí)(L=1 mm)，匙孔壁面平均流速較大為1.07 m/s，且匙孔壁面流速波動(dòng)頻率和幅度均有所增加，從而對(duì)匙孔的沖擊作用較大，進(jìn)而使匙孔更易于發(fā)生閉合，影響焊接過(guò)程的穩(wěn)定性.

(3)隨熔滴落點(diǎn)距激光中心距離L的減小，匙孔上方的直徑有所增加，進(jìn)而導(dǎo)致匙孔的深寬比有所減小，從而不利于激光能量在匙孔內(nèi)部的多次反射，即激光能量的菲涅爾吸收，從而降低了復(fù)合焊接過(guò)程中激光能量的利用率.