曹淑芬，陳鐵平，易 杰，郭鵬程，李落星

(1. 湖南大學 汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，長沙 410082；2. 湖南經(jīng)閣鋁業(yè)科技股份有限公司，長沙 410082)

能源短缺及環(huán)境污染已成為制約我國汽車產(chǎn)業(yè)可持續(xù)發(fā)展的突出問題。汽車輕質(zhì)化，在保證汽車強度和安全性能的前提下，提高汽車的動力性、減少燃料消耗和降低尾氣污染是汽車節(jié)能減排的重要手段。鋁合金由于質(zhì)量輕、強度高、耐腐蝕性好，可循環(huán)利用等優(yōu)點，已成為實現(xiàn)汽車輕量化的重要途徑之一[1-2]。然而，相對于傳統(tǒng)鋼鐵材料，鋁合金的焊接性較差，制約了其在汽車上的大規(guī)模應用。熔化極氬弧焊(Metal inert gas arc welding, MIG)生產(chǎn)率高、易實現(xiàn)自動化，是鋁合金焊接生產(chǎn)的主要工藝方法之一。但是，傳統(tǒng)MIG焊熱輸入量大，在焊接鋁合金薄板時電弧穩(wěn)定性較差，易產(chǎn)生熔透、燒穿、熔池下榻等缺陷[3]。為了提高MIG焊的焊接質(zhì)量，近年來，雙脈沖MIG焊(Double pulsed-MIG welding)首次被OTC集團引入國內(nèi)，其主要是在脈沖MIG焊的基礎上加入低頻調(diào)制脈沖，該方法能有效地控制熱輸入量，改善焊接接頭性能，在得到清晰連續(xù)的魚鱗狀焊縫外觀的同時，提高焊接接頭的綜合性能[4]。

目前，國內(nèi)外對鋁合金雙脈沖MIG焊的研究主要集中在工藝參數(shù)、電弧行為、熔滴過渡、焊接性能等。SILVA等[5]研究鋁合金雙脈沖MIG焊的氣孔行為，結果表明雙脈沖MIG焊不僅保持了傳統(tǒng)脈沖MIG焊氣孔率低的優(yōu)勢，而且其性能也得到了一定的提高，更適合實際工業(yè)生產(chǎn)。姚屏等[6]和LIU等[7]采用雙脈沖MIG焊研究工藝參數(shù)對鋁合金焊接的熔滴過渡形式、熔池形貌和焊縫成形性的影響，得到了各參數(shù)之間的匹配關系，指出雙脈沖MIG焊較單脈沖其性能均有所提高。

但是，鋁合金薄板焊接時由于局部快速加熱和隨后冷卻過程，易產(chǎn)生較大的局部應力和變形，在很大程度上影響了焊件的質(zhì)量和精度，已成為人們關注的焦點。采用數(shù)值模擬對焊接過程進行仿真，能夠模擬焊接過程中溫度場和應力應變場，有效預測焊后接頭整體變形和應力分布，目前該方法已在焊接研究和設計領域得到了廣泛應用。T型接頭作為汽車車身焊接的主要形式，其質(zhì)量和精度對整車剛度及被動安全性尤為重要。文獻[8]和[9]中的作者分別對鋁合金T型接頭激光焊和TIG焊進行了仿真和實驗，研究焊接過程中的殘余應力及變形分布規(guī)律，為實際生產(chǎn)起了很好的指導作用。然而，有關T型接頭雙脈沖MIG焊的殘余應力及變形行為的研究報道罕見，且焊接過程中熱輸入變化對T型接頭溫度及應力的作用仍鮮見報道，因此，采用有限元手段對T型接頭雙脈沖MIG焊接過程進行模擬尤為重要。

本文作者基于熱彈塑性有限元技術，對6061-T6鋁合金薄板T型接頭的雙脈沖MIG焊進行模擬，獲得焊件殘余應力分布及整體變形，并對焊接過程中溫度與應力應變的變化規(guī)律及分布特征進行研究。同時結合實驗，驗證模擬的準確性，為6061薄板鋁合金雙脈沖MIG焊接工藝制定提供參考。

1 實驗

雙脈沖MIG焊是通過低頻脈沖(0.5～50 Hz)對控制熔滴過渡的高頻脈沖(50～300 Hz)進行調(diào)節(jié)，使單位脈沖強度，即焊接電流和電壓，在強和弱之間以低頻周期性切換，得到周期性變化的強弱脈沖群(Thermal pulse and thermal base)，其原理圖如圖1所示，其中強脈沖階段和弱脈沖階段的平均電流分別用Iavs和Iavw來表示。

本研究中采用實驗材料為2 mm厚的6061-T6鋁合金薄板，T型接頭翼板和腹板尺寸分別為200 mm×80 mm和200 mm×50 mm。采用自制夾具進行固定，其中用來固定腹板的夾具開有一寬3 mm、深5 mm的小槽，以防止其在焊接過程中發(fā)生偏移，夾具及實際裝配情況如圖2所示。焊前先用丙酮將接口擦洗干凈，然后用不銹鋼刷子清理預定焊縫及其附近表面，直至露出金屬光澤。選用直徑為1.2 mm的ER5356焊絲，干伸長為17 mm，保護氣體為99.999%的氬氣，氣流量為25 L/min。為了保證焊接過程中熔滴達到一脈一滴過渡，以實現(xiàn)電弧穩(wěn)定燃燒，雙脈沖MIG焊的工藝參數(shù)如表1所示。焊接實驗均在日本OTC自動化焊機(DP400)上進行。

在雙脈沖MIG焊接過程同時，采用K型熱電偶對距焊縫中心距離分別為5、10、15 mm的A、B、C點進行溫度采集(見圖2)，得到各點的溫度循環(huán)曲線。隨后在T型接頭焊縫中心處截取截面，以測量熔池尺寸。最后將模擬結果與實驗測量值進行對比，驗證模擬的準確性。

圖3所示為T型接頭整體變形情況及焊縫表面形貌。由圖3可知，焊縫所在一側(cè)的翼板產(chǎn)生了一定角變形，其垂直方向偏移量約為1.1 mm。焊縫整體成形清晰連續(xù)，表面的魚鱗紋清晰流暢、美觀規(guī)則，且焊縫與兩側(cè)母材熔合較好，因此該焊接參數(shù)選取合適。

圖1 雙脈沖MIG焊的原理Fig. 1 Principle of double pulsed-MIG welding

圖2 T型接頭焊接裝配和溫度測點示意圖Fig. 2 Experimental setup (a) and schematic diagram of temperature measuring points (b) of T-joint

表1 雙脈沖MIG焊接工藝參數(shù)Table 1 Technique parameters of double pulsed MIG welding

圖3 T型接頭焊后整體變形和焊縫形貌Fig. 3 Overall deformation and appearance of T-joint after welding

2 T型接頭有限元模型的建立

應用大型非線性分析軟件ABAQUS對T型接頭焊接過程進行模擬。根據(jù)T型接頭實際尺寸，建立三維有限元模型并對其進行網(wǎng)格劃分，如圖4所示。模型中網(wǎng)格采用三維8節(jié)點單元，整個模型的節(jié)點數(shù)為40200，單元總數(shù)為28000。網(wǎng)格劃分時，為兼顧計算精度和時間，焊縫及其附近區(qū)域的網(wǎng)格劃分比較稠密，最小網(wǎng)格尺寸為1 mm×1 mm×1 mm，而遠離焊縫區(qū)域的網(wǎng)格劃分相對稀疏一些。

焊接時熔池凝固對溫度場的影響較大，故模擬時需考慮相變潛熱、6061鋁合金的熔化潛熱、固相線溫度和液相線溫度分別取3.9×105J/kg、585 ℃和659℃。溫度場模擬時，采用生死單元技術[10]和移動熱源來模擬焊絲的填充和移動過程，單元生死法的控制可通過ABAQUS中控制單元生死功能來實現(xiàn)。應力-應變場模擬時，將溫度場產(chǎn)生的數(shù)據(jù)作為載荷導入模型進行計算，實現(xiàn)溫度場對應力應變場的間接耦合。

3 溫度場模擬及分析

3.1 熱源模型和邊界條件

雙脈沖MIG焊采用一組低頻脈沖對高頻單脈沖進行調(diào)制，可視為高頻脈沖與低頻脈沖的疊加。高頻脈沖的頻率高達250 Hz，其峰值電流與基值電流之間的轉(zhuǎn)換極快，可取其平均值對高頻脈沖電流進行描述；而低頻脈沖的頻率為4 Hz，焊接強度按低頻脈沖頻率周期性變化。因此，在對雙脈沖MIG焊進行模擬時，焊接熱輸入可簡化為以低頻脈沖頻率周期性在強脈沖群與弱脈沖群變化。結合表1的焊接參數(shù)可知，強弱脈沖階段焊接熱輸入功率分別為1.6 kW和1.0 kW，占空比為50%。采用Fortran語言對雙脈沖MIG焊熱源子程序進行編寫并將移動熱源加載到焊接的邊界節(jié)點上，實現(xiàn)雙脈沖MIG焊熱源的施加。

圖4 T型接頭三維有限元網(wǎng)格模型Fig. 4 3-D finite element mesh model of T-joint

焊接模擬時熱源的選取至關重要。熔化極氬弧焊由于電弧沖力效應較大，常采用雙橢球熱源分布函數(shù)進行描述，該模型能比較靈活地處理電弧挺度對焊接過程的影響[11]，其模型如圖5所示。

圖5 雙橢球形熱源模型Fig. 5 Double ellipsoid heat source model

前半橢球內(nèi)熱源分布為

后半橢球內(nèi)熱源分布為

式中：Q為熱輸入功率；af、ar、b和c為熱源形狀參數(shù)；ff和fr分別為模型前后橢球的能量分配系數(shù)，ff+fr=2。對于MIG焊來說，一般取ff=0.4，fr=1.6。

焊接時腹板上端面和翼板底面均與不銹鋼夾具接觸。本文作者將接觸傳熱耦合到對流傳熱中，焊件與周圍環(huán)境的相互作用可簡化為對流傳熱和輻射傳熱，從而簡化整個計算過程。其表達式如下[12]：

式中：hconv為熱對流表面換熱系數(shù)；ε為輻射系數(shù)；σ為斯蒂芬玻爾茲曼常數(shù)；T焊件表面瞬時溫度；T0為室溫。焊件與夾具接觸處的對流換熱系數(shù)取400 W/(K·m2)[13]，6061鋁合金焊件自由表面換熱系數(shù)與溫度的關系見參考文獻[14]。T0取318 K，ε取0.08，σ取5.68×10-8J/(K4·m2·s)。

3.2 溫度場模擬分析

圖6 強脈沖與弱脈沖的溫度分布和熔池尺寸Fig. 6 Temperature distribution and weld pool dimension of thermal pulse (a) and thermal base (b) during welding process

圖6所示為雙脈沖MIG焊在強脈沖和弱脈沖階段的溫度分布云圖和熔池截面圖。其中，弱脈沖群階段熔池溫度最高為796.6 ℃，當轉(zhuǎn)換至強脈沖群時，由于熱輸入變大，熔池最高溫度升至920.5 ℃，兩者溫度相差近124 ℃。熔池溫度的變化導致熔池尺寸也隨之變化，由此便形成了一個典型魚鱗紋，焊接過程中強弱脈沖群的周期性交替便形成了連續(xù)順暢的魚鱗狀焊縫(見圖2)。

焊縫中心截面的熔池尺寸和圖2中A、B、C點和溫度循環(huán)曲線的模擬結果與實驗的對比如圖7所示。由圖7可知，實驗熔池寬度和深度分別為5.8 mm和6 mm，沒有產(chǎn)生未熔合和熔透等焊接缺陷。與模擬相比，實驗熔池尺寸稍微偏小，這可能是由于焊縫呈魚鱗狀，熔池截面選取有一定偏差。由溫度循環(huán)曲線可知，3個溫度測量點都經(jīng)過了快速加熱和隨后的冷卻過程，且靠近焊縫處溫度梯度大，遠離焊縫處的溫度梯度較小，而且實驗和模擬的整體趨勢一致，測量點的加熱速度、峰值溫度和冷卻速度吻合較好，表明熱源及其參數(shù)選取合理，能較好地模擬雙脈沖MIG焊的溫度場。

圖7 焊縫中心處截面的熔池尺寸和圖2中A、B、C點溫度的循環(huán)模擬結果與實驗結果的對比Fig. 7 Comparison between simulation and experiment results of weld pool size at middle section of welding center(a) and temperature cycle of points A, B, C shown in Fig. 2(b)

4 應力-應變場模擬及分析

溫度場模擬完成后，將模型的傳熱單元改為結構單元，并將溫度場產(chǎn)生的結果文件作為載荷導入應力場中進行計算。熱彈塑性分析時，假定材料在屈服時服從米賽斯屈服準則。將米賽斯應力定義為等效應力，當其超過屈服強度時，材料發(fā)生屈服。

4.1 邊界條件

焊接應力應變場模擬時，根據(jù)T型接頭實際裝卡情況施加邊界條件。在模型邊界D節(jié)點(見圖4)處施加完全固定約束，以防止焊件剛性移動。翼板上端面由于卡槽的作用，將端面節(jié)點約束為只能沿著x方向運動。由于T型接頭翼板與夾具底板相互接觸，焊接過程中焊件受到熱脹冷縮的作用，所以翼板會與底板產(chǎn)生相對運動。模擬時將摩擦作用考慮進去，其中底板簡化為一個剛性面，取其摩擦因數(shù)為0.57[15]。

4.2 T型接頭焊后殘余應力和變形分析

圖8所示為T型接頭冷卻后的等效應力分布和放大10倍的變形云圖。分析等效應力云圖可知，由于鋁合金自身良好的導熱性和較低的熔點，角焊縫處的液態(tài)金屬冷卻收縮較快，且鋁合金凝固時的體積收縮率較大，接頭殘余應力主要分布于焊縫及其附近，其最大值為273 MPa，而T型接頭周邊由于未受到約束，可自由變形，殘余應力值較小。然而，T型接頭根部直角本身對應力比較敏感，當焊件受到外部作用力時，容易造成焊縫開裂，應予以注意。此外，翼板受力明顯大于腹板，一方面，焊接時熱量大部分作用在翼板上，導致腹板上端的熱輸入明顯小于翼板；另一方面翼板底面與夾具底板接觸，使得翼板底面較上表面散熱較快，造成一定的內(nèi)應力。焊件殘余應力的作用導致T型接頭產(chǎn)生一定的角變形，且焊縫一側(cè)翼板的角變形較大。表2所列為T型接頭翼板Z方向偏移量與角變形量的模擬和實驗結果。由表2可知，模擬與實驗結果基本一致，從而驗證了殘余應力和變形模擬過程及其結果的準確性。

4.3 應力分布及變化規(guī)律

焊接過程中強脈沖與弱脈沖在熔池附近的應力分布對比如圖9所示。強脈沖階段熔池所受應力約為50 MPa，而周邊未熔金屬所受的最大應力為230 MPa；弱脈沖階段，熔池和周邊金屬所受的最大應力分別增至80 MPa和250 MPa。分析焊接過程中熔池附近總體受力可知，由于熔池處的金屬處于熔融狀態(tài)，其應力被釋放，而周邊金屬受熱膨脹而產(chǎn)生較大的壓應力，從而導致熔池中心處的應力遠小于其周邊處的。然而，比較強、弱脈沖階段受力可知，近熔池區(qū)域在弱脈沖階段的受力大于強脈沖階段的，這是因為強脈沖時，熔池溫度較高，體積較大，當轉(zhuǎn)換至弱脈沖時，熔池溫度降低，體積收縮，導致熔池附近的金屬壓應力增大。而遠離熔池區(qū)的金屬主要由焊件整體受力控制，因此，該區(qū)域在強脈沖和弱脈沖階段的受力基本一致。因此，雙脈沖MIG焊接過程中，強、弱脈沖的周期性轉(zhuǎn)換會引起熔池受力的周期性變化，熔池受到連續(xù)壓力差的作用，能夠促進熔池的流動。T型接頭冷卻后，垂直熔池方向(沿著Y軸方向)的受力與焊接過程中的受力截然相反(見圖10)。熔池周邊金屬在高溫冷卻過程中發(fā)生收縮，受到母材的制約而產(chǎn)生拉應力，而遠離焊縫處金屬則受到相應的壓應力，因此，焊縫處的縱向殘余應力最大值出現(xiàn)在焊縫處，其值約為270 MPa，且沿著遠離焊縫的方向，拉應力不斷降低，并逐漸向壓應力轉(zhuǎn)化。而垂直焊縫方向的橫向殘余應力在焊縫附近主要表現(xiàn)為壓應力，而遠離焊縫處的殘余應力幾乎為零。

圖8 焊后T型接頭殘余應力和變形分布云圖Fig. 8 Residual stress distribution (a) and welding deformation (b) of T-joint after welding

表2 T型接頭焊接變形模擬值與實驗值的對比Table 2 Comparison of simulation and experiment results of welding deformation of T-joint

圖9 焊接強脈沖和弱脈沖階段的應力對比Fig. 9 Stress comparison between thermal pulse and thermal base

通過上述分析可知，雙脈沖MIG焊接過程中，由于強、弱脈沖的周期性轉(zhuǎn)換產(chǎn)生了一定的壓力差，從而促進熔池的攪拌作用，使熔池中的氣體和難熔雜質(zhì)在強、弱脈沖轉(zhuǎn)換時的逸出更加充分。此外，攪拌作用還能有效地打斷熔池在凝固過程中所形成的柱狀晶粒，促進熔池的非均勻形核，從而得到由細小、均勻晶粒所組成的焊縫組織，獲得綜合性良好的焊縫。圖11所示為T型接頭薄板鋁合金雙脈沖與單脈沖MIG焊的焊縫金相顯微組織。雙脈沖MIG焊的焊縫組織呈等軸枝晶狀分布，組織基體是α(Al)固溶體，焊縫中心為α(Al)+β+Mg2Si的共晶網(wǎng)絡狀組織。與單脈沖MIG焊相比，雙脈沖MIG焊的焊縫組織相對細小均勻，且晶界和枝晶間分布的共晶組織呈均勻分布的球狀或細小的片狀。

圖10 焊后垂直焊縫方向的縱向和橫向殘余應力分布Fig. 10 Longitudinal and transverse residual stress distribution perpendicular to weld line

圖11 雙脈沖與單脈沖MIG焊的顯微組織Fig. 11 Microstructures of double pulsed (a) and single pulsed (b) MIG welding

5 結論

1) 將雙脈沖MIG焊的熱源簡化成以低頻脈沖頻率在強、弱脈沖之間周期性轉(zhuǎn)換能較好模擬焊接溫度場。強弱脈沖群之間的周期性轉(zhuǎn)換是雙脈沖MIG焊獲得連續(xù)美觀魚鱗狀焊縫的主要原因。

2) 焊后T型接頭殘余應力主要分布在焊縫附近，致使T型接頭產(chǎn)生了一定的角變形，翼板Z方向偏移量和角變形量分別為1.1 mm和1.61°，模擬結果與實驗結果吻合較好。

3) 焊接過程中，熔池區(qū)域在弱脈沖階段的受力大于強脈沖階段的，而遠離熔池區(qū)的受力基本一致。強、弱脈沖的周期性轉(zhuǎn)換引起熔池受力的周期性變化，促進了熔池攪拌，有利于氣體和難熔雜質(zhì)的逸出，并能有效地打斷熔池在凝固時所形成的柱狀組織，促進非均勻形核，獲得綜合性良好的焊縫。

[1] MILLER W S, ZHUANG L, BOTTEMA J, WITTEBROOD A J,SMET P D, HASZLER A, VIEREGGE A. Recent development in aluminum alloys for the automotive industry[J]. Materials Science and Engineering A, 2000, 280: 37-49.

[2] 王 冠, 周 佳, 劉志文, 李落星. 鋁合金汽車前碰撞橫梁的輕量化設計與碰撞性能分析[J]. 中國有色金屬學報, 2012,22(1): 90-98.WANG Guan, ZHOU Jia, LIU Zhi-wen, LI Luo-xing.Lightweight design and crash performance analysis of automotive aluminum bumper[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2012, 22(1): 90-98.

[3] PALANI P K, MURUGAN N. Selection of parameters of pulsed current gas metal arc welding[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2006, 172: 1-10.

[4] 仝紅軍, 上山智之. 低頻調(diào)制型脈沖MIG 焊接方法的工藝特點[J]. 焊接, 2011(11): 33-35.TONG Hong-jun, TOMOYUKE U. Features of low frequency modulated type pulsed MIG welding process[J]. Welding &joining, 2001(11): 33-35.

[5] SILVA C L M, SCOTTI A. The influence of double pulse on porosity formation in aluminum GMAW[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2006, 171: 366-372.

[6] 姚 屏, 薛家祥, 蒙萬俊, 朱思君. 工藝參數(shù)對鋁合金雙脈沖MIG焊焊縫成形的影響[J]. 焊接學報, 2009, 30(3): 69-74.YAO Ping, XUE Jia-xiang, MENG Wan-jun, ZHU Si-jun.Influence of processing parameters on weld forming in double pulse MIG welding of aluminum alloy[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2009, 30(3): 69-72.

[7] LIU A, TANG X, LU F. Study on welding process and prosperities of AA5754 Al-alloy welded by double pulsed gas metal arc welding[J]. Materials and Design, 2013, 50: 149-155.[8] ZAEEM M A, NAMI M R, KADIVAR M H. Prediction of welding buckling distortion in a thin wall aluminum T joint[J].Computational Materials Science, 2007, 38: 588-594.

[9] ZAIN-UL-ABDEIN M, NELIAS D, JULLIEN J F, DELOISON D. Experimental investigation and finite element simulation of laser beam welding induced residual stresses and distortions in thin sheets of AA 6056-T4[J]. Materials Science and Engineering A, 2010, 527: 3025-3039.

[10] AKBARI MOUSAVI S A A, MIRESMAEILI R. Experimental and numerical analyses of residual stress distributions in TIG welding process for 304L stainless steel[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2008, 208: 383-394.

[11] 鄭振太. 大型厚壁結構焊接過程的數(shù)值模擬研究與應用[D].天津: 天津大學, 2007.ZHENG Zhen-tai. Numerical simulation of welding process and the application of large thick-walled structures[D]. Tianjin:Tianjin University, 2007.

[12] SHANMUGAM N S, BUVANASHEKARAN G,SANKARANARAYANASAMY K, KUMAR S R. A transient finite element simulation of the temperature and bead profiles of T-joint laser welds[J]. Materials and Design, 2010, 31:4528-4542.

[13] 張建強, 張國棟, 趙海燕, 岳紅杰, 張海泉, 鹿安理. 鋁合金薄板焊接應力三維有限元模擬[J]. 焊接學報, 2007, 28(6): 5-9.ZHANG Jian-qiang, ZHANG Guo-dong, ZHAO Hai-yan, YUE Hong-jie, ZHANG Hai-quan, LU An-li. 3D-FEM numerical simulation of welding stress in thin aluminum alloy plate[J].Transactions of the China Welding Insitution, 2007, 28(6): 5-9.

[14] BIKASS S, ANDERSSON B, PILIPENKO A, LANGTANGEN H P. Simulation of initial cooling rate effect on the extrudate distortion in the aluminum extrusion process[J]. Applied Thermal Engineering, 2012, 40: 326-336.

[15] ZAIN-UL-ABDEIN M, NELIAS D, JULLIEN J F, DELOISON D. Prediction of laser beam welding-induced distortions and residual stresses by numerical simulation for aeronautic application[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2009,209: 2907-2917.