王傳財(cái)，高作文，權(quán)力偉

1.天津中德應(yīng)用技術(shù)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，天津 300355

2.中鋁瑞敏股份有限公司，福建 福州 350015

3.河北工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300401

0 前言

鋁合金具有較好的比強(qiáng)度、比剛度、高吸能性、型材斷面設(shè)計(jì)自由度大等優(yōu)點(diǎn)，成為汽車輕量化的理想材料。但鋁基白車身在推廣低成本的弧焊連接方式時(shí)，焊接接頭存在氣孔、夾雜等冶金缺陷，以及焊縫接頭軟化、焊接變形大等問題。尤其在采用熔化極惰性氣體保護(hù)焊（MIG）進(jìn)行薄壁車身件的焊接過程中，因熱輸入大、熱源在接頭各部位分布不均，且鋁合金熱導(dǎo)率和膨脹系數(shù)大，導(dǎo)致鋁材焊后收縮大且收縮不均勻，薄壁白車身弧焊后變形嚴(yán)重，無法滿足汽車行業(yè)嚴(yán)格的形位公差要求，限制了鋁合金材料在汽車領(lǐng)域的規(guī)模應(yīng)用［1-2］。

為解決變形問題，各汽車制造商往往采用試錯(cuò)法或矯形調(diào)修法等，但因焊接涉及電弧物理、傳熱、冶金和力學(xué)，涉及到溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)和變形場(chǎng)、顯微組織狀態(tài)等多場(chǎng)耦合問題，過程非常復(fù)雜，僅憑試驗(yàn)無法從根本上解決問題，且大量的試驗(yàn)增加了生產(chǎn)成本［3］。為快速找到焊接變形問題的解決方案，科研工作者開始進(jìn)行有限元模擬在焊接過程的應(yīng)用研究。Rykalin對(duì)焊接傳熱進(jìn)行了系統(tǒng)研究，提出了點(diǎn)線面三種焊接熱源，Adames等根據(jù)熱傳導(dǎo)微分方程建立了不同情況的傳熱公式，1975年加拿大Paley等人利用有限元研究焊接溫度場(chǎng)，至20世紀(jì)末焊接熱模擬得到快速發(fā)展［4-6］。國(guó)內(nèi)西安交通大學(xué)唐慕堯等人在1981年編制熱傳導(dǎo)分析程序并開展薄板準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)的計(jì)算，上海交大陳楚等人建立了溫度場(chǎng)計(jì)算模型，蔡洪能等人建立了雙橢圓熱源模型［7-9］。綜合這些研究成果可以看出，焊接溫度場(chǎng)的準(zhǔn)確計(jì)算是模擬分析的基礎(chǔ)，而對(duì)溫度場(chǎng)影響較大的因素是焊接熱源模型，精準(zhǔn)的熱源模型是測(cè)量焊接過程殘余應(yīng)力的關(guān)鍵。熱源模型是作用在焊件空間域和時(shí)間域上的熱輸入的數(shù)學(xué)表達(dá)，鋼鐵領(lǐng)域常見的熱源模型有高斯熱源模型和雙橢球熱源模型，其中高斯熱源模型中的電弧熱源是通過加熱斑點(diǎn)形成一定作用面積給工件傳遞熱量，該加熱面上熱量分布極不均勻，中心多、邊緣少，一般用于模擬熱流密度比較集中的焊接方式；雙橢球熱源模型考慮了電弧前進(jìn)過程中前進(jìn)側(cè)與后側(cè)電流密度的區(qū)別，根據(jù)熔池前半部分溫度梯度較陡、后半部分較緩的分布特點(diǎn)，將熱源設(shè)計(jì)成雙半橢球形，焊接前方加熱區(qū)域的熱能小于后方，在熔池寬度上與MIG、TIG等弧焊接近。但因鋁合金熔化潛熱大、表面氧化膜吸熱多、膨脹系數(shù)大等特點(diǎn)，這兩種模型并不能完全匹配鋁合金的焊接過程。

因此為提高鋁合金焊接模擬精度，以2 mm厚6082-T6鋁合金T形接頭為對(duì)象，采用模擬與試驗(yàn)相結(jié)合的方法進(jìn)行鋁合金MIG焊專屬熱源模型研究。通過單一典型熱源模型的參數(shù)對(duì)比，優(yōu)化迭代設(shè)計(jì)鋁合金的專屬熱源模型，為6系薄壁鋁合金MIG焊變形的精準(zhǔn)模擬提供參考。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 材料與設(shè)備

試驗(yàn)材料為6082-T6鋁合金型材。腹板及翼板尺寸為200 mm×300 mm×2 mm、100 mm×300 mm×2 mm，焊腳5 mm。焊絲為ER5356，直徑1.2 mm。母材屈服強(qiáng)度299 MPa，抗拉強(qiáng)度331 MPa，延伸率6%。焊接試驗(yàn)采用自動(dòng)MIG焊接，焊機(jī)及送絲裝置為福尼斯系統(tǒng)，焊接過程對(duì)試樣進(jìn)行剛性?shī)A持，焊接裝置如圖1所示。典型焊接參數(shù)及工藝條件為：100% Ar氣保護(hù)，氣體流量20 L/min，環(huán)境和工件初始溫度20 ℃，焊接電流100 A、電壓18.1 V、焊接速度50 cm/min，焊接熱輸入1 737 J/cm（有效系數(shù)η=0.8）。為驗(yàn)證焊后變形，使用游標(biāo)卡尺測(cè)量工件翼板4個(gè)端點(diǎn)的位移。

圖1 MIG自動(dòng)焊機(jī)及夾持裝置Fig.1 MIG automatic welding machine and clamping device

1.2 有限元模型的建立及網(wǎng)格劃分

按圖2的流程開展6082-T6型材T形接頭MIG焊的有限元模擬和驗(yàn)證。

圖2 MIG焊接熱源模型的建立與驗(yàn)證流程Fig.2 Establishment and verification process of MIG welding heat source model

1.2.1 建立焊接模型

模擬中將焊接看作準(zhǔn)靜態(tài)的熱彈塑性問題，假定材料各向同性，材料變形遵循體積不變?cè)瓌t，假定高溫熔池是固體，散熱為工件與空氣熱對(duì)流和熱輻射［10］。

以T形接頭為例，通過VE-MESH軟件建模。建模時(shí)各輸入條件：材料參數(shù)取自6082-T6實(shí)際測(cè)得的參數(shù)，焊接參數(shù)、工件尺寸、邊界條件與試驗(yàn)工件相同，熱源模型采用2D高斯、3D高斯、雙橢球及優(yōu)化模型，網(wǎng)格模型為三維實(shí)體疏密過渡的方式，網(wǎng)格劃分尺寸：焊縫及其附近尺寸為1 mm×1 mm×1 mm，其他區(qū)域按熱輸入分布不同分別為2 mm×2 mm×2 mm和4 mm×4 mm×4 mm。

1.2.2 求解及驗(yàn)證

通過Sysweld運(yùn)算求解得到焊接的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)及位移場(chǎng)，通過VE-view展示模擬結(jié)果的數(shù)據(jù)信息。將模擬得到的熔池截面形貌、焊后變形量與實(shí)際的焊接結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

2 典型單一熱源模型的模擬分析結(jié)果

2.1 熱源校核與驗(yàn)證

計(jì)算了2D高斯、3D高斯、雙橢球三種典型熱源模型的熔池形貌，并與實(shí)際T形接頭熔池形貌校核對(duì)比，結(jié)果如圖3所示，三種模型計(jì)算結(jié)果都與實(shí)際熔池形貌不一致。2D高斯熱源熱流過小，難以達(dá)到MIG焊熱流輻射范圍，焊縫區(qū)熔池寬度和深度明顯小于實(shí)際熔池尺寸，該種模型僅適用于表面熔覆模擬，不適于具有一定熔深和熔寬的焊接方式，因此后面的分析不再列入。3D高斯熱源熱流密度大，熔池?cái)嗝娉叽缭趯挾群蜕疃确较蚨悸源笥趯?shí)際熔池。雙橢球熱源的熔池尺寸在上部寬度方向與實(shí)際熔池相近，但明顯熱流沿熔池深度方向作用不足，熔池較淺?？梢娙N典型單一熱源模型各有特點(diǎn)，單靠某一個(gè)熱源模型無法得到與實(shí)際熔池接近的模擬結(jié)果。

圖3 三種典型單一熱源模型的熔池形貌對(duì)比Fig.3 Comparison of molten pool morphology of three typical single heat source models

2.2 焊接變形分析與驗(yàn)證

3D高斯、雙橢球熱源模型的偏移量及實(shí)際焊接變形如圖4所示，4個(gè)測(cè)量點(diǎn)的位移偏移量如表1所示。由圖可知，兩種熱源模型的變形趨勢(shì)一致。同一熱源下沿焊接方向，焊接變形都是從起弧處到收弧區(qū)變形逐漸增大，至收弧區(qū)變形最大（位置1），這是因?yàn)楹附娱_始時(shí)總體熱輸入小，隨著焊接的進(jìn)行，總體熱輸入疊加，至收弧處熱量累計(jì)最多。此外，收弧區(qū)最后凝固，在凝固收縮時(shí)受剛性?shī)A持及其他已凝固金屬的牽制和制約，殘余應(yīng)力大，解除夾持后沿自由端釋放應(yīng)力，故收弧區(qū)變形最大。同一熱源下垂直于焊接方向，焊縫端變形相對(duì)較?。ㄎ恢?和位置1），遠(yuǎn)離焊縫的自由端變形大（位置4和位置3）。所有變形都是由于熱量分布不均或溫度分布不均勻?qū)е碌摹?/p>

表1 單一熱源模型模擬變形量與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比Table 1 Comparison between simulated deformation of single heat source model and measured results

圖4 T形接頭變形模擬結(jié)果與實(shí)際接頭變形對(duì)比Fig.4 Comparison of T-joint deformation simulation results with ac‐tual joint deformation

兩種熱源對(duì)比發(fā)現(xiàn)，采用雙橢球熱源模型時(shí)，焊縫端變形程度小于3D熱源模型，這可能是由于雙橢球深度方向熱輸入小或者熱源分布更加均勻。

兩種熱源模型與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比發(fā)現(xiàn)，兩種模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)際測(cè)量值均有一定偏差，也進(jìn)一步驗(yàn)證了單一熱源模型并不能精確地描述焊接過程和變形行為。

3 復(fù)合焊接熱源模型的開發(fā)

3.1 復(fù)合熱源模型設(shè)計(jì)

結(jié)合上述分析，雙橢球熱源模型熔池上部寬度與實(shí)際熔池接近、3D高斯熱源模型可體現(xiàn)熱流沿厚度方向變化的特點(diǎn)，因此開發(fā)上部雙橢球+下部3D高斯的復(fù)合熱源模型，按實(shí)際熔池尺寸反求兩種模型比例［11］，總熱輸入功率按一定比例進(jìn)行分配［12］：

式中xS、xG為功率分配系數(shù)，xS+xG=1。

復(fù)合熱源的函數(shù)分布為

采用SYSWELD軟件中熱源擬合工具，依據(jù)實(shí)際熔池尺寸，利用反求法，通過多次調(diào)節(jié)H（雙橢球熱源模型計(jì)算的熔池深度）、d值（熔深）及功率分配系數(shù)，無限逼近地修正熱源模型，確定在54%雙橢球和46%3D高斯比例的熱源模型條件下，獲得最接近熔池形貌的模擬熱源。

3.2 復(fù)合熱源模型校核

圖5和表2列出了3D高斯、雙橢球及復(fù)合熱源模型的熔池形貌及截面典型數(shù)據(jù)對(duì)比。數(shù)據(jù)分析可見，單一的3D高斯熱源熱流密度更大，熔池寬度和深度數(shù)值均較高；單一的雙橢球熱源雖然在寬度上與實(shí)際熔池寬度接近，但熔池深度僅為1.8 mm，遠(yuǎn)小于實(shí)際熔池深度（3.9 mm）。優(yōu)化熱源模型的熔深、熔寬與實(shí)測(cè)結(jié)果相近，熔池輪廓吻合度高，比對(duì)吻合度達(dá)90%，說明優(yōu)化的模型能夠比較精準(zhǔn)地模擬6082 T6狀態(tài)型材T形焊接接頭的形貌。

表2 復(fù)合熱源模型模擬熔池與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比Table 2 Comparison between simulated molten pool with compound heat source model and measured results

圖5 三種熱源模型與實(shí)際熔池形貌對(duì)比Fig.5 Comparison of three heat source models and actual weld pool morphology

3.3 復(fù)合熱源模型變形分析與驗(yàn)證

表3為優(yōu)化熱源T形接頭的模擬變形量，并與雙橢球、3D高斯模型及實(shí)際工件變形量進(jìn)行對(duì)比?？梢钥闯?，三種模型模擬的變形趨勢(shì)均與工件實(shí)際變形趨勢(shì)一致，但復(fù)合熱源的偏移量與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)更為接近，因此認(rèn)為優(yōu)化的復(fù)合熱源模型基本可以代表實(shí)際焊接水平。

表3 復(fù)合熱源模型模擬變形量與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison between simulated deformation of composite heat source model and measured results

4 結(jié)論

在提取鋁合金材料實(shí)際性能參數(shù)、疏密過渡劃分網(wǎng)格的基礎(chǔ)上，開展了不同熱源模型對(duì)6082-T6鋁合金T形接頭MIG焊接模擬分析及校核，結(jié)果表明：

（1）采用典型單一熱源模型模擬MIG焊分析與對(duì)比發(fā)現(xiàn)，2D高斯、3D高斯和雙橢球模型的模擬結(jié)果在熔池形貌和變形量上均與實(shí)測(cè)值有一定差異，無法精確描述焊接過程和變形行為。

（2）經(jīng)用反求法建立了結(jié)合雙橢球和3D高斯兩種熱源優(yōu)點(diǎn)的復(fù)合熱源模型，熔池上部以雙橢球熱源模型為主，下部以3D高斯熱源為主，新型熱源模型模擬精度達(dá)90%，可用于6082-T6鋁合金T形接頭MIG焊接的精準(zhǔn)模擬。