張雪紅 吳世彪 谷曉燕 米志宏 劉艷霞

摘要：采用激光填絲焊與MIG焊焊接SUS301L不銹鋼搭接角焊縫，對比了兩種焊接方法的焊縫成形差別，并運用Simufact.Welding軟件對兩種焊接方法進行了焊接仿真。結(jié)果表明，計算得到的焊接熔池形狀與實驗結(jié)果基本吻合。對不同焊接方法下的溫度場、應(yīng)力場與變形進行了分析。激光填絲焊與MIG焊過程都屬于快速加熱與冷卻過程，但MIG的熱輸入相對較大，冷卻速度相對激光填絲焊較慢;兩種焊接方法得到的焊縫熱影響區(qū)處均存在較大的等效應(yīng)力，焊后工件完全冷卻后均發(fā)生變形，MIG焊變形量較大。

關(guān)鍵詞：激光填絲焊;MIG焊;不銹鋼;熔池;溫度場;應(yīng)力場

中圖分類號：TG457.1 ? ? ?文獻標志碼：A ? ? ? ? 文章編號：1001-2003（2021）06-0045-06

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.06.08

0 ? ?前言

目前，不銹鋼車頂結(jié)構(gòu)中的波紋板和邊梁搭接的20 m余長的焊縫仍使用傳統(tǒng)的熔化極氣體保護焊，該方法對焊前的裝配要求低，但焊縫成形不良、變形大、焊接效率低，且極易將上層的薄板焊穿[1-2]。激光焊是一種高能束的精密焊接方法，并且具有速度快、深度大、變形小等一系列優(yōu)點，但對工件精度要求很高，而激光填絲焊可以降低工件的裝配要求[3-4]。為了節(jié)約成本，避免耗費大量的人力物力，選擇通過數(shù)值模擬來指導(dǎo)試驗研究方向，且關(guān)于激光填絲焊模擬計算方面的研究較少。文中探討了不銹鋼搭接角焊縫激光填絲焊與MIG焊兩種焊接方法中的熱源模型，分析其各自的成形特點以及溫度場與應(yīng)力場分布規(guī)律，研究了兩種焊接方法焊后工件的變形特點，為焊接工藝的改進提供參考。

1 試驗材料和方法

試驗用母材為奧氏體不銹鋼SUS 301L，材料尺寸為150 mm×100 mm×1 mm與150 mm×100 mm×2 mm;填充焊絲為308A（D=1.2 mm），搭接量30 mm，母材和焊絲的化學(xué)成分如表1所示。

試驗中激光填絲焊所用設(shè)備主要包括IPG YLS-2000光纖激光器、KUKA焊接機器人和福尼斯送絲機，焦距300 mm，焦點直徑0.2 mm。激光填絲焊接時，激光垂直入射，送絲方式為前置送絲，焊絲與工件的夾角為40°，焊接時采用純氬氣進行保護。MIG焊使用的設(shè)備為福尼斯TPS5000，焊接時采用純氬氣進行保護。兩種焊接方法所采用的工藝參數(shù)如表2所示。焊接完成后，切成1 mm×1 mm金相試樣，經(jīng)打磨、拋光、腐蝕后，利用ZEISS光學(xué)顯微鏡進行組織觀察。

2 數(shù)值模擬方法

2.1 激光填絲焊熱源模型

根據(jù)焊縫截面金相圖，激光填絲焊采用高斯分布面熱源和圓柱體熱源的組合熱源模型。熱源有效功率如式（1）～式（4）所示[5]，熱源模型如圖1a所示。

面熱源公式為

體熱源公式

式中 P為熱源的總有效功率;PS為面熱源功率; Pv為體熱源功率;η為焊接熱效率，取0.9;λ為體熱源分配系數(shù)（0：無體熱源功率;1.0：無面熱源功率，推薦值：0.7～0.9），取 0.9;v為焊接速度，取26 mm/s;qm為面熱源的熱流密度;σ為熱流分布參數(shù);α為熱源集中參數(shù);Qm為體熱源的熱流密度;m<0為內(nèi)生熱的衰減系數(shù);b為內(nèi)生熱集中系數(shù);r0為圓柱有效半徑。在該軟件自帶的面體熱源模型中，激光體熱源圓柱有效半徑r0取0.75 mm。

2.2 MIG焊熱源模型

根據(jù)焊縫截面金相圖，MIG焊采用雙橢球的熱源模型。雙橢球熱源模型是基于焊接熱源前端溫度上升迅速，后半端溫度下降緩慢的考慮，提出雙橢球熱源分布函數(shù)，在焊接方向上，焊接能量分成前后兩個1/4橢球來描述熱源。前后兩個部分熱源的熱流密度分布函數(shù)分別見式（7）、式（8）[6]，熱源模型如圖1b所示。

式中 a、b、cf為橢球形狀特征參數(shù);Q為熱源功率;ff、fb分別為熱源前、后部分的能量分配系數(shù)，ff + fb=2。在此次實驗中經(jīng)過多次對熱源模型的校核，金相腐蝕后測得的熔寬b和熔深d分別為2.886 mm與1.179 mm。af取值1.2 mm，ar取3 mm。

2.3 材料的熱物理性能

試驗用母材為SUS301L不銹鋼，其部分熱物理性能部分來源于Simufact.Welding材料庫，部分參數(shù)來源于Jmatpro的計算。在本次模擬計算中，密度、比熱容、熱膨脹系數(shù)隨著溫度變化而變化。

2.4 幾何模型的建立與網(wǎng)格劃分

使用COMSOL Multiphysics軟件建立實體焊接模型并進行網(wǎng)格劃分，如圖2所示。模型由焊件、固定裝置、支撐臺、墊板組成，搭接焊接板的平臺設(shè)置、夾具固定及散熱邊界條件與試驗時保持一致，初始溫度為室溫20℃。劃分網(wǎng)格后，1 mm板共有8 064個單元，11 052個節(jié)點，2 mm板共有45 944個單元，55 970個節(jié)點，其中最小單元的尺寸均為0.5 mm×1 mm×0.5 mm，最大單元為10 mm×10 mm×0.5 mm。

3 試驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比分析

3.1 熔池形態(tài)對比

激光填絲焊與MIG焊接頭的金相截面與對應(yīng)的模擬結(jié)果如圖3所示。由于激光填絲焊接熱輸入未超過形成“ 小孔 ”的閾值，所以兩種焊接方法得到的熔池類型均屬于“ 熱導(dǎo)焊 ”形狀。圖3中溫度超過1 500 ℃的紅色區(qū)域即為焊接熔池，最靠近紅色區(qū)域的線可認為是熔合線，可以看出越靠近熔合線的區(qū)域，等溫線越密集，說明在固相金屬中此區(qū)域溫度梯度越大。因此，在焊縫結(jié)晶過程中靠近熔合線區(qū)域的熔池容易產(chǎn)生柱狀晶。由于熔池形態(tài)由其流動狀態(tài)以及熔滴過渡方式共同決定，在模擬計算中時利用“ 生死單元 ”方法預(yù)置了填充金屬，未考慮激光、電弧對熔池表面的作用、表面張力梯度產(chǎn)生的液態(tài)金屬對流等，因此實際熔池形狀與模擬計算結(jié)果有所差異，但總體基本吻合。

3.2 溫度場的分析

激光填絲焊與MIG焊兩種焊接方法下的溫度場分布如圖4所示。由圖4a、4c可知，兩者的溫度場分布均呈拉長的橢圓形，熱源前方等溫線密集，說明此區(qū)域的溫度梯度大;熱源后方等溫線稀疏，溫度梯度小。另外，激光填絲焊形成的熔池小于MIG焊的，這是因為激光填絲焊的熱能集中，加熱面積較小。因此，激光填絲焊焊縫較窄，MIG焊焊縫較寬。由圖4b、4d可知，MIG焊背面受熱源的影響程度比激光填絲焊大，在MIG焊接過程中，焊接區(qū)域受熱源作用時間長，熱影響區(qū)范圍大，MIG焊焊縫背面溫度高。結(jié)果可以很好地對應(yīng)實際焊接過程中兩種焊接方法焊縫背面顏色狀態(tài)。

分別在激光填絲焊與MIG焊的焊縫處、熱影響區(qū)位置以及距離焊縫6.0 mm處選取3個節(jié)點，監(jiān)測其焊接過程與冷卻后的溫度與應(yīng)力變化情況。無論是激光填絲焊還是MIG焊，節(jié)點處的溫度變化趨勢基本一致，熱源靠近后溫度急劇升高，焊縫處達到母材熔點超過1 500 ℃，熱影響區(qū)節(jié)點溫度達到1 000 ℃，遠離焊縫處的母材溫度較低。熱源離開后，節(jié)點處溫度快速下降。兩種焊接方法節(jié)點處的熱循環(huán)曲線如圖5所示。由圖5可知，激光填絲焊節(jié)點處的峰值溫度約為2 760 ℃，MIG焊節(jié)點處的峰值溫度約為2 400 ℃，這是由于激光能量密度大，熔池溫度較高。焊縫背面距離相同的5個節(jié)點的熱循環(huán)曲線如圖6所示?？梢钥闯觯す馓罱z焊焊接過程中焊縫背面最高溫度僅為710 ℃，且冷卻速度很快，因此對焊縫背面影響較小，焊接痕跡顏色較淺。MIG焊焊接過程中焊縫背面的最高溫度為1 100 ℃，并且冷卻速度相對于激光焊速度較慢，因此在MIG焊縫的背面母材受熱作用較為明顯，焊接痕跡顏色較深。

3.3 應(yīng)力場的分析

激光填絲焊與MIG焊焊縫、熱影響區(qū)與母材節(jié)點處的三向應(yīng)力變化情況如圖7所示?？梢钥闯觯诤附舆^程中，當(dāng)熱源接近焊縫節(jié)點處時，與熱源毗鄰的焊縫節(jié)點與熱影響區(qū)處的金屬熱膨脹受到周圍金屬的限制，產(chǎn)生不均勻的壓縮塑性變形，形成自身平衡的內(nèi)應(yīng)力，最大約為250 MPa。隨后在熱源作用下焊縫處的金屬熔化，應(yīng)力急劇下降，只有幾兆帕，可以認為是零應(yīng)力狀態(tài);熱影響區(qū)的金屬未被熔化，但與周圍金屬溫度梯度減小，應(yīng)力值也有所下降，降至約100 MPa。在工件冷卻過程中，殘余應(yīng)力逐漸增加，最終趨于穩(wěn)定。激光填絲焊與MIG焊接頭的殘余應(yīng)力均表現(xiàn)為X向應(yīng)力（焊縫長度方向）較為明顯，其中激光填絲焊接頭焊縫X向應(yīng)力穩(wěn)定在339 MPa，熱影響區(qū)處X向應(yīng)力穩(wěn)定在362 MPa，母材區(qū)域的X向應(yīng)力為135 MPa;而MIG焊同等位置處X向應(yīng)力分別為300 MPa、350 MPa和202 MPa。根據(jù)熱彈塑性理論，等效應(yīng)力高于材料在相應(yīng)溫度瞬間的屈服強度時，材料進入塑性狀態(tài)，低于時材料處在彈性狀態(tài)。由于MIG焊的熱輸入大，作用區(qū)域范圍大，因此其等效應(yīng)力大于屈服強度的區(qū)域更大，產(chǎn)生塑性變形的區(qū)域更大[7]。

焊接過程中焊接熱源具有瞬時性與局部集中性，由于中工件受熱不均勻，金屬受高溫膨脹，產(chǎn)生瞬態(tài)熱變形，在焊后冷卻時不同位置上金屬收縮不均勻，導(dǎo)致工件變形。焊接過程中的瞬態(tài)熱變形與室溫條件下的殘余變形如圖8所示。圖8a、8b為焊接剛開始時，激光填絲焊與MIG焊的工件變形情況。由于工件受到熱源不均勻加熱時間較短，加之固定裝置的約束作用，因此工件兩側(cè)幾乎沒有變形，焊縫處發(fā)生較小變形，激光填絲焊焊縫最大變形量為0.14 mm，MIG焊焊縫變形量為0.25 mm。隨著焊接的進行，變形逐漸增大，由于加熱不均勻性與固定裝置的約束作用，變形量較小，主要發(fā)生在2 mm板處，激光填絲焊與MIG焊的變形情況相似，變形量也相同，如圖8c、8d所示。

焊接結(jié)束后，去除固定裝置，工件自由變形。工件完全冷卻到室溫時，變形趨于穩(wěn)定，模擬結(jié)果如圖9所示。激光填絲焊工件主要發(fā)生的是角變形，根本原因是焊縫冷卻后，橫向收縮在板厚度的分布不均勻，導(dǎo)致2 mm工件發(fā)生翹曲，產(chǎn)生角變形，最大變形量0.58 mm，如圖9a所示;MIG焊工件不僅發(fā)生了角變形，而且發(fā)生了彎曲變形，這是由于MIG焊焊接速度較慢，熱輸入大，同時引起焊縫橫向與縱向收縮，2 mm工件發(fā)生翹曲與彎曲變形，如圖9b所示。

工件冷卻到室溫后的變形情況如圖10所示。由圖10a、10b可知，激光填絲焊2 mm板單側(cè)變形量為0.6 mm;MIG焊2 mm板不僅發(fā)生角變形，還發(fā)生了彎曲變形，變形情況如圖10c、10d所示。工件實際變形量與模擬結(jié)果變形情況基本吻合，但實際變形量比模擬計算的變形量稍大一些，可能是在焊接前板材本身存在少量變形，造成結(jié)果有所偏差。

4 結(jié)論

（1）激光填絲焊與MIG焊兩種焊接方法通過模擬計算得到的熔池形貌與實際熔池形貌基本吻合;由于激光填絲焊的能量集中，MAG焊能量較為分散，并且MIG焊的熱輸入大，高溫作用區(qū)域較大，焊縫正面成形較好時，背面受熱影響變形嚴重。

（2）在兩種焊接方法的焊接過程中，等效應(yīng)力的最大值與熱源同步向前移動。兩種焊接方法的焊縫、熱影響區(qū)等效應(yīng)力大小近似，但靠近焊縫相同位置的母材處，MIG焊約為激光填絲焊的2倍，一次MIG焊的變形趨勢大;焊后除去夾具約束后，激光填絲焊焊后的實際工件變形小于MIG焊，模擬計算結(jié)果與實際變形情況基本吻合。

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