劉澤敏，饒慶慶，林嘉偉

（上?？臻g推進(jìn)研究所，上海201112）

激光脈沖圈焊工藝研究與應(yīng)用

劉澤敏，饒慶慶，林嘉偉

（上海空間推進(jìn)研究所，上海201112）

基于有限元軟件MSC.MARC軟件平臺Hypermesh軟件模塊仿真模擬了激光連續(xù)圈焊和激光脈沖圈焊的溫度場分布，模擬結(jié)果表明：激光脈沖圈焊可有效控制被焊工件溫度場分布，焊接熱影響區(qū)小，為此采用激光脈沖圈焊工藝焊接簧片式電磁閥簧片組件。研究了激光焊接頻率與焊點重疊率以及激光焊接速度與焊縫強(qiáng)度和焊點重疊率之間的關(guān)系，從而得出了激光脈沖圈焊焊接工藝規(guī)范，即激光峰值功率Pf=300 W，激光基值功率Pj=200 W，激光焊接速度v=3.33 mm/s，激光頻率f=20 Hz等，采用該焊接規(guī)范焊接完成的簧片式電磁閥已經(jīng)應(yīng)用于嫦娥五號探測器推進(jìn)分系統(tǒng)、軌道器子系統(tǒng)以及上升器推進(jìn)子系統(tǒng)的液體動力裝置之中，并已經(jīng)完成了飛行和月球探測任務(wù)。

激光脈沖圈焊；焊點重疊率；焊接熔深；焊接溫度

0 引言

簧片式電磁閥已經(jīng)應(yīng)用于嫦娥五號探測器推進(jìn)分系統(tǒng)、軌道器子系統(tǒng)以及上升器推進(jìn)子系統(tǒng)的液體動力裝置之中，用于控制25 N和10 N推力器推進(jìn)劑供應(yīng)，以實現(xiàn)推力器點火和關(guān)機(jī)等功能?；善诫姶砰y主要由線圈、簧片、濾網(wǎng)組件和閥座等組成，由激光焊接工藝實現(xiàn)焊接連接。

1 簧片式電磁閥結(jié)構(gòu)與焊接設(shè)計要求

簧片式電磁閥在線圈未通電時，靠工作介質(zhì)壓力和簧片力將與銜鐵連成一體的閥芯壓緊在閥座上，在電磁閥內(nèi)腔流道上形成有效的密封副，以密封工作介質(zhì)。此時，工作介質(zhì)被截斷，當(dāng)給簧片式電磁閥線圈通以一定電壓時，由軟磁合金材料構(gòu)成的殼體組件、簧片組件和罩殼被磁化，與線圈一起形成磁回路，對閥芯部件產(chǎn)生軸向吸力，該電磁吸力吸引閥芯部件向外運動，直至電磁吸力大于簧片力和工作介質(zhì)壓力時，電磁閥完全開啟，實現(xiàn)了工作介質(zhì)的供應(yīng)。只要簧片式電磁閥線圈持續(xù)通電，電磁閥則一直保持開啟狀態(tài)，以保證工作介質(zhì)供應(yīng)；當(dāng)切斷簧片式電磁閥線圈電信號時，電磁吸力下降到不足以克服簧片力和工作介質(zhì)壓力的合力時，簧片式電磁閥閥芯部件復(fù)位，電磁閥關(guān)閉，工作介質(zhì)被截流和截斷。簧片式電磁閥簧片組件由壓緊環(huán)，內(nèi)、外銜鐵，閥芯，簧片等組成，見圖1。

圖1 簧片式電磁閥簧片組件結(jié)構(gòu)示意簡圖Fig.1 Structure diagram of spring assembly in solenoid valve

內(nèi)、外銜鐵和壓緊環(huán)屬端面對接結(jié)構(gòu)，采用激光焊接，焊縫起固定作用。焊縫表面要求呈銀白色，不能存在裂紋、燒穿、氣孔、咬邊等缺陷，焊縫熔深要求達(dá)到0.1～0.3 mm。壓緊環(huán)材料為不銹鋼1Cr18Ni9Ti，內(nèi)、外銜鐵材料為軟磁合金Cr17NiTi，其化學(xué)成分見表1。由表1可見，2種材料的化學(xué)成分接近，冶金性能好，焊接工藝性好?；善诫姶砰y閥芯-氟塑料為低熔點非金屬材料，其牌號和工作溫度見表2。

表1 壓緊環(huán)和內(nèi)、外銜鐵材料化學(xué)成分含量Tab.1 Material chemical components of hold-down ring and armature

表2 簧片式電磁閥閥芯-氟塑料常用牌號和工作溫度Tab.2 Commonly-used nameplates and working temperature of fluoroplastic parts in solenoid valve

由表2可知：閥芯-氟塑料安全工作的最低溫度為120℃，為此，要求在焊接過程中，焊接熱量積累以及傳遞至閥芯位置處的溫度必須低于氟塑料的安全工作溫度?；善诫姶砰y簧片組件激光焊接不僅需要足夠的焊接線能量，以滿足焊縫熔深之需要；而且又要適當(dāng)控制激光焊接過程中的線能量，以避免焊接過程熱量積累過大，導(dǎo)致閥芯-氟塑料熔化，致使簧片式電磁閥密封失效。本文將從理論計算、焊接過程溫度場計算機(jī)數(shù)值仿真模擬以及焊接工藝試驗等方面研究激光脈沖焊接工藝參數(shù)對焊接過程熱量積累、焊縫熔深以及焊點重疊率之間的關(guān)系與影響，進(jìn)而得出最佳簧片式電磁閥激光焊接工藝規(guī)范，以實現(xiàn)簧片式電磁閥激光焊接。

2 激光脈沖圈焊溫度場分析

2.1 激光焊接過程溫度場分布仿真模擬

選用焊接有限元軟件MSC.MARC軟件平臺，對簧片式電磁閥簧片組件激光脈沖圈焊溫度場分布進(jìn)行計算機(jī)數(shù)值仿真模擬與計算。首先簡化焊接結(jié)構(gòu)，建立仿真幾何模型；其次采用Hypermesh軟件模塊進(jìn)行網(wǎng)格劃分；次之定義熱源模型，校核以及加載焊接過程參數(shù)；最后，優(yōu)化邊界條件，進(jìn)行仿真模擬與計算，以獲得能量收斂的計算結(jié)果，并根據(jù)時序提取仿真分析數(shù)據(jù)，以及簧片式電磁閥簧片組件激光脈沖圈焊溫度場分布進(jìn)行計算機(jī)數(shù)值仿真模擬并計算分析流程（見圖2）。

圖2 溫度場分布仿真模擬計算流程框圖Fig.2 Flow block diagram for analog computation of temperature field distribution

由圖1可知，簧片式電磁閥簧片組件壓緊圈和內(nèi)銜鐵待焊處焊接過程中積累的熱量對閥芯氟塑料影響最大。據(jù)此，可將焊接過程溫度場分布仿真模擬模型進(jìn)行簡化，簡化后的仿真模型結(jié)構(gòu)僅保留壓緊圈和內(nèi)銜鐵。

選用圓錐旋轉(zhuǎn)高斯體熱源模型，熱源模型的函數(shù)表達(dá)式為：

影響激光焊接溫度場導(dǎo)熱的形式有3種，即熱傳導(dǎo)、對流和輻射。其中輻射對導(dǎo)熱的影響很小，可以忽略不計，所以求解導(dǎo)熱微分方程的邊界條件僅需考慮熱傳導(dǎo)和對流2種形式對激光焊接溫度場的影響。由此，可得出求解激光焊接溫度場導(dǎo)熱微分方程的邊界條件：

式中:l,m和n分別是對應(yīng)于X，Y和Z方向的方向余弦；qs是初始熱流；ha是熱傳導(dǎo)系數(shù)；Ta是環(huán)境初始溫度即室溫。

本論文中的焊件未經(jīng)過熱處理，所以焊件初始溫度即為環(huán)境溫度，即

式中T0為室溫。

將邊界條件式 (10)和式 (11)代入簡化后的模擬焊接溫度場的導(dǎo)熱微分方程 (8)中，并改寫成矩陣形式，則可得：

式中 [C]矩陣代表各個節(jié)點的相應(yīng)的材料參數(shù)，其數(shù)值由輸入的材料參數(shù)獲得；［K1］矩陣是X，Y和Z 3個方向各個節(jié)點相應(yīng)的傳熱；［K2］是熱對流產(chǎn)生的熱傳導(dǎo)值；｛f｝是總的熱量；Ni和Nj是對應(yīng)i，j點的形函數(shù)。

式（12)是溫度T的函數(shù)，可以簡寫成

采用直接迭代法求解有限元溫度場非線性方程組，將第r次迭代的近似值代入H和F中，求得第r+1次的近似值，即

在迭代過程中需要設(shè)置迭代誤差

只要誤差小于容許值，則迭代停止，求解焊接溫度場導(dǎo)熱微分方程的結(jié)果才是收斂的。

整個仿真模擬計算與分析過程按照圖2所示的溫度場分布仿真模擬計算流程框圖進(jìn)行仿真模擬。通過迭代求解焊接溫度場導(dǎo)熱微分方程和計算機(jī)模擬仿真與計算的結(jié)果可知：焊接過程是一個動態(tài)過程，焊接過程圓形的熔池形貌會被拉長，從溫度云圖中可以發(fā)現(xiàn)，焊接熔池前方的溫度梯度較大，焊接熔池后方的溫度梯度較小，距離焊接熔池越遠(yuǎn)，焊件溫度梯度越小。利用有限元分析軟件平臺后處理功能，還可獲得焊接過程熔池最高溫度時刻，沿焊縫熔寬方向，不同位置的溫度分布情況，遠(yuǎn)離焊縫中心依次取點以確定溫度截面，以焊縫中心徑向位置為原點，沿切面依次取點，可獲得各溫度參數(shù)，從而發(fā)現(xiàn)各溫度截面有相同的溫度分布特點，均符合高斯分布特征，中心處溫度最高，靠近中心位置，溫度衰減梯度大，遠(yuǎn)離中心位置，溫度衰減梯度小。采用焊接有限元軟件MSC.MARC軟件平臺Hypermesh軟件模塊仿真模擬計算與分析了激光連續(xù)圈焊和激光脈沖圈焊溫度場沿熔寬方向遠(yuǎn)離焊縫中心的分布情況，見圖3。

圖3 激光連續(xù)圈焊和脈沖圈焊溫度場沿焊縫熔寬方向的分布Fig.3 Temperature field distribution along with welding seam width of laser continuous welding and impulse laser welding

由圖3可知，沿著熔寬方向，距離焊縫中心逾遠(yuǎn)，熔池最高溫度衰減愈大；與連續(xù)圈焊模式相比較，脈沖圈焊模式熔池最高溫度衰減愈明顯。這是由于脈沖圈焊模式可設(shè)置激光功率峰值和激光功率基值，且單個脈沖能量連續(xù)作用后，散熱效果優(yōu)于連續(xù)圈焊模式，因此脈沖圈焊模式焊接臨界溫度比連續(xù)圈焊模式的低。采用焊接有限元軟件MSC.MARC軟件平臺Hypermesh軟件模塊仿真模擬計算與分析焊接溫度場的結(jié)果表明：激光脈沖圈焊可有效控制被焊接的工件的溫度場分布，焊接熱影響區(qū)較小，焊接工件的質(zhì)量可滿足設(shè)計技術(shù)要求，所以簧片式電磁閥簧片組件選用激光脈沖圈焊工藝進(jìn)行焊接。

2.2 激光脈沖圈焊理論分析與工藝試驗

激光脈沖圈焊是以激光為熱源，通過調(diào)整激光能量與脈沖，待焊工件作勻速機(jī)械轉(zhuǎn)動，以實現(xiàn)激光脈沖圈焊的工藝技術(shù)。激光脈沖圈焊可有效控制被焊工件焊縫周向熔深的均勻性，可有效控制焊接過程熱輸入量，從而可減小焊接過程結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力，避免焊縫底部產(chǎn)生熱裂紋等缺陷。該工藝方法適用于微小閥門簧片組件焊接，可避免閥內(nèi)閥芯氟塑料變形與熔化，防止簧片式電磁閥由于焊接過程熱量積累而密封失效或者報廢。與激光連續(xù)圈焊相比較，激光脈沖圈焊在焊接過程中的熱量積累與控制方面具備顯著的優(yōu)勢，可調(diào)節(jié)性、可控制性和可操作性好。

2.2.1 焊點重疊率

激光脈沖圈焊工藝參數(shù)對焊縫成形、焊縫熔深以及焊縫質(zhì)量均有影響，焊點重疊率對焊縫成形后焊縫的密封性有決定性的影響作用，焊點重疊率與焊接速度、脈沖頻率、焊點直徑之間的關(guān)系為

式中：D為焊點直徑，mm；f為激光脈沖頻率；k為系數(shù)；V為焊接速度；Φ為焊點重疊率。

2.2.2 頻率與焊點重疊率之間的關(guān)系

在激光基值功率Pj=200 W；激光峰值功率Pf=300 W；激光焊接速度v=3.33 mm/s；激光頻率f=10 Hz，f=20 Hz，f=30 Hz，f=40 Hz，f=50 Hz的條件下，由激光焊接材料為1Cr18Ni9Ti-Cr17NiTi標(biāo)準(zhǔn)試樣的試驗數(shù)據(jù)可以得出如圖4所示的激光焊接頻率與焊點重疊率之間的關(guān)系曲線。由圖4可見，隨著頻率增加，焊點重疊率亦增加，當(dāng)激光脈沖頻率為5 Hz時，焊點重疊率為50%；當(dāng)激光脈沖頻率為50 Hz時，焊點重疊率為96%；當(dāng)激光脈沖頻率為20 Hz時，焊點重疊率為90%，此時，焊縫正面成形良好，焊縫質(zhì)量滿足設(shè)計技術(shù)指標(biāo)要求。所以選擇激光頻率20 Hz作為焊接簧片式電磁閥簧片組件的激光焊接工藝規(guī)范。

圖4 激光焊接頻率與焊點重疊率之間的關(guān)系曲線Fig.4 Relationship between laser welding frequency and overlapping rate of welding spot

2.2.3 焊接速度與焊縫強(qiáng)度和焊點重疊率之間的關(guān)系

在激光基值功率Pj=200 W；激光峰值功率Pf=300 W；激光焊接速度v=3.33 mm/s，v=6.67 mm/s，v=10 mm/s，v=13.33 mm/s的條件下，由激光焊接材料為1Cr18Ni9Ti-Cr17NiTi標(biāo)準(zhǔn)試樣的試驗數(shù)據(jù)可以得出如圖5所示的激光焊接速度與焊縫強(qiáng)度和焊點重疊率之間的關(guān)系曲線。由圖5可見，隨著焊接速度增大，焊點重疊率減小，當(dāng)焊接速度增至v=13.32 mm/s，焊點重疊率Φ= 59%，此時，焊縫成形差，焊縫質(zhì)量不能滿足設(shè)計技術(shù)要求。要形成良好和優(yōu)質(zhì)的焊縫，必須滿足焊點重疊率Φ＞60%，此時，焊縫密封性才能滿足使用要求；當(dāng)焊接速度v=3.33 mm/s時，焊點重疊率Φ=96%，此時焊縫成形良好，焊縫形貌和質(zhì)量滿足設(shè)計技術(shù)指標(biāo)要求。隨著焊接速度增大，焊縫強(qiáng)度下降，當(dāng)焊接速度v≤10 mm/s時，焊縫斷裂強(qiáng)度σ≥430 MPa，焊縫強(qiáng)度系數(shù)η≥82.7%；當(dāng)焊接速度v=3.33 mm/s時，焊縫斷裂強(qiáng)度σ=450 MPa，焊縫強(qiáng)度系數(shù)η=86.5%，此時焊縫成形良好，焊縫形貌、質(zhì)量和強(qiáng)度滿足設(shè)計技術(shù)指標(biāo)要求，所以選擇激光焊接速度v=3.33 mm/s作為焊接簧片式電磁閥簧片組件的激光焊接工藝規(guī)范。

圖5 激光焊接速度與焊縫強(qiáng)度和焊點重疊率之間的關(guān)系曲線Fig.5 Laser welding velocity versus welding joint strength and overlapping rate of welding spot

3 簧片式電磁閥簧片組件激光焊接工藝

3.1 焊接設(shè)備與焊接工藝流程

簧片式電磁閥簧片組件激光脈沖圈焊是采用德國通快 (TRUMPF)公司制造的HL2006D+ LASMA1054型連續(xù)激光焊機(jī)完成的，該焊機(jī)采用YAG燈泵浦固體激光器。Nd：YAG激光器發(fā)射的激光波長λ=1.06 μm，最大平均輸出功率，激光功率穩(wěn)定性ψ=±1%，光束質(zhì)量：25 mm·rad，光纖直徑Ф=600 μm，工作距離L=150 mm，激光功率可在200～2000 W之間無級調(diào)節(jié)。簧片式電磁閥簧片組件激光脈沖圈焊工藝流程框圖見圖6。

3.2 焊接工藝規(guī)范

由有限元軟件 MSC.MARC軟件平臺Hypermesh軟件模塊仿真模擬激光連續(xù)圈焊和激光脈沖圈焊溫度場的結(jié)果可知，激光脈沖圈焊可有效控制被焊接的工件的溫度場分布，焊接熱影響區(qū)較小，焊接工件的質(zhì)量滿足設(shè)計技術(shù)要求，所以簧片式電磁閥簧片組件選用激光脈沖圈焊工藝進(jìn)行焊接。根據(jù)式 (21)、激光焊接頻率與焊點重疊率以及激光焊接速度與焊縫強(qiáng)度和焊點重疊率之間的關(guān)系可得出簧片式電磁閥簧片組件激光脈沖圈焊工藝規(guī)范，見表3。

圖6 簧片式電磁閥簧片組件激光脈沖圈焊工藝流程框圖Fig.6 Process flow diagram of laser pulse welding for spring assembly in solenoid valve

表3 簧片式電磁閥簧片組件激光脈沖圈焊工藝規(guī)范Tab.3 Process specification of impulse laser welding for spring assembly in solenoid valve

4 簧片式電磁閥試驗與驗證

簧片式電磁閥簧片組件、壓緊圈和內(nèi)外銜鐵激光脈沖圈焊后，焊縫表面光滑，無氧化、無裂紋，無虛焊?；善诫姶砰y簧片組件通過了簧片力測試試驗，簧片式電磁閥簧片組件簧片力設(shè)計技術(shù)要求和實測數(shù)據(jù)見表4。

表4 簧片組件簧片力測試結(jié)果Tab.4 Stress test result of spring assembly in solenoid valve

簧片式電磁閥亦通過了氦質(zhì)譜檢漏測試，其設(shè)計技術(shù)要求以及試驗結(jié)果見表5。

表5 簧片式電磁閥氦質(zhì)譜檢漏試驗結(jié)果Tab.5 Leakage test result of solenoid valve by helium mass spectrometer

由表4和表5可知，簧片式電磁閥簧片組件激光脈沖圈焊焊接質(zhì)量滿足設(shè)計技術(shù)要求。該閥門已經(jīng)應(yīng)用于嫦娥五號探測器推進(jìn)分系統(tǒng)、軌道器子系統(tǒng)以及上升器推進(jìn)子系統(tǒng)的液體動力裝置之中，并已經(jīng)完成了飛行和月球探測任務(wù)。

5 結(jié)論

采用有限元軟件 MSC.MARC軟件平臺Hypermesh軟件模塊仿真模擬分析了激光連續(xù)圈焊和激光脈沖圈焊溫度場的分布情況。由仿真模擬分析結(jié)果可知，激光脈沖圈焊可有效控制被焊接的工件的溫度場分布，焊接熱影響區(qū)較小，焊接工件的質(zhì)量滿足設(shè)計技術(shù)要求，故簧片式電磁閥簧片組件選用激光脈沖圈焊工藝進(jìn)行焊接。在此基礎(chǔ)之上，研究了簧片式電磁閥簧片組件激光焊接頻率與焊點重疊率以及激光焊接速度與焊縫強(qiáng)度和焊點重疊率之間的關(guān)系，由此得出了簧片式電磁閥簧片組件激光脈沖圈焊焊接工藝規(guī)范，即激光峰值功率Pf=300 W，激光基值功率Pj= 200 W，激光焊接速度v=3.33 mm/s，激光頻率f= 20 Hz，占空比ω=60%，氬氣流量Ω=6 bvL/min等。采用該工藝規(guī)范焊接完成的簧片式電磁閥焊縫表面成形光滑、無咬邊，焊點有核心、光亮、無氧化色、無裂縫、焊點重疊均勻；脈沖焊點周向熔深分布均勻，均在0.22～0.23 mm范圍內(nèi)，滿足設(shè)計技術(shù)要求；焊點重疊均勻，焊點重疊率Φ可達(dá)90%；焊縫斷裂強(qiáng)度σ=450 MPa，焊縫強(qiáng)度系數(shù)η=86.5%。該閥門已經(jīng)應(yīng)用于嫦娥五號探測器推進(jìn)分系統(tǒng)、軌道器子系統(tǒng)以及上升器推進(jìn)子系的統(tǒng)液體動力裝置之中，并已經(jīng)完成了飛行和月球探測任務(wù)。

[1]北京北冶功能材料有限公司.Cr17NiTi抗蝕軟磁合金熱鍛棒材技術(shù)協(xié)議:BYG06JX353-2015[S].北京:北京北冶功能材料有限公司,2015.

[2]撫順特殊鋼（集團(tuán)）有限責(zé)任公司.1Cr18Ni9TiA不銹鋼型材技術(shù)協(xié)議:撫新1672-2003[S].撫順:撫順特殊鋼（集團(tuán)）有限責(zé)任公司,2003.

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（編輯：陳紅霞）

Research and application of impulse laser welding technology

LIU Zemin,RAO Qingqing,LIN Jiawei
（Shanghai Institute of Space Propulsion,Shanghai 201112,China）

The temperature field distribution of continuous welding and impulse laser welding was simulated by means of finite element software MSC.MARC and software module Hypermesh.The simulation result shows that the pulse laser welding can effectively control the temperature field distribution of the workpiece under welding,and the zone affected by its welding heat is small,so the pulse laser welding technology is used to weld the spring assembly of the solenoid valve.The relation between laser welding frequency and welding overlapping rate,and the relation among laser welding velocity,seam strength and overlapping rate of welding spot are researched in this paper.The optimum technological standard is that the laser peak power Pfis 300 W,the laser basic value power Pjis 200 W, the laser welding velocity is 3.33 mm/s and the laser frequency is 20 Hz.The solenoid valves welded with this technological standard had been installed in the liquid thrust devices of propulsion subsystem, orbiter subsystem and Jumar subsystem in ChangE 5,and finished the flyingand lunar exploringtasks.

impulse laser welding;overlapping ratio of welding spot;welding penetration; welding temperature

V434-34

A

1672-9374(2016)06-0074-07

2016-02-25；

2016-06-27

劉澤敏（1984—），女，工程師，研究領(lǐng)域為激光焊接、材料熱處理