馮 睿, 王 磊, 陸萬全, 王光宇, 喬及森*

(1.蘭州理工大學 材料科學與工程學院, 甘肅 蘭州 730050; 2.蘭州理工大學 省部共建有色金屬先進加工與再利用國家重點實驗室, 甘肅 蘭州 730050)

金屬三明治結構由于其優(yōu)異的比剛度、比強度以及良好的吸能特性被廣泛應用于船舶制造等領域[1].傳統(tǒng)I型三明治板常采用T形搭接激光焊的方法實現上下面板與中間芯板的連接[2].研究表明，激光焊接常使得T形接頭連接寬度不足，進而對構件承載能力造成一定影響[3].為解決這一問題，FBCA焊被應用于金屬三明治板制造中[4]，利用焊劑片對焊接電弧特有的固壁約束作用以及熱壓縮作用有效抑制超窄間隙焊道內電弧攀升，從而獲得面板與芯板熔合良好的T形接頭，解決了超窄間隙焊道內壁熔寬不足以及焊根部成形不良等問題[5].

焊接過程不均勻的溫度場分布將會對接頭組織及焊接質量造成一定影響.針對高強鋼厚板打底焊接過程中常發(fā)生的焊接缺陷等問題，楊東青等[6]采用數值模擬方法從溫度場的角度研究了不同裝配精度對打底焊縫根部熔合情況的影響，發(fā)現鈍邊量及錯邊量之和不超過4 mm時，可獲得熔合良好的根部焊縫，為實際厚板雙弧焊的應用提供了合適的工藝窗口.胥國祥等[7]則從宏觀傳熱學角度出發(fā)，根據焊縫橫斷面幾何形貌特征建立了適用于求解搖動電弧窄間隙GMAW溫度場的熱源模型并對其熱過程進行分析，對此類方法后續(xù)工藝參數的優(yōu)化提供了理論指導.為有效改善異種金屬間的連接問題，王岑等[8]建立了鎂/鈦異種合金薄板在CMT焊作用下的有限元模型并對其溫度場分布特征進行研究，發(fā)現送絲速度的增加可有效改善接頭間的成形質量.在FBCA三明治板焊接過程中，壓縮電弧在特殊直角坡口內燃燒，一次性完成T形接頭單道焊三面成形工作，其熱源模型既不同于常規(guī)厚板窄間隙條件下的約束電弧熱源，也不同于普通薄板雙面成形下的焊接熱源，而是一種新的特殊熱源模式，是實現高強鋼三明治板焊接制造的關鍵技術.因此，研究FBCA焊作用下T形接頭的熱過程對于后續(xù)提升構件整體質量具有重要意義.

本文基于ABAQUS非線性有限元軟件，開發(fā)了一種適用于FBCA焊接T形接頭溫度場計算的有限元模型.利用紅外熱像測量技術對待焊材料的發(fā)射率進行標定并將溫度場計算結果與實際測量結果相比較，驗證了所開發(fā)有限元模型準確性的同時還詳細探討了FBCA焊作用下T形接頭的溫度場分布特征，有效預測了T形接頭的熱影響區(qū)范圍.

1 試驗材料及方法

采用OTC FD-V6示教型焊接機器人對裝配好的T形接頭進行FBCA焊接試驗，焊接電流280 A、焊接電壓25 V、焊接速度7.5 mm/s，工件裝配及焊劑片的貼敷如圖1所示.T形接頭試樣由三塊尺寸均為150 mm×50 mm×5 mm的BS960低合金高強鋼構成，填充材料為直徑1.2 mm的ER120S-G高強鋼專用焊絲，母材與焊材的化學成分見表1.

表1 母材與焊材化學成分(質量分數)

圖1 FBCA焊T形接頭裝配示意圖

圖2為T形接頭FBCA焊后表面成形及截面形貌.由圖2可知，T形接頭FBCA焊后表面成形良好.焊后的構件采用線切割取樣，經砂紙打磨，拋光，4%硝酸酒精溶液腐蝕后即可獲得T形接頭的截面輪廓形貌,并將其應用于后續(xù)熱源模型的建立及校核.

圖2 T形接頭FBCA焊后表面成形及其截面形貌

使用FLIR A655sc型紅外熱像儀對T形接頭焊接過程溫度場進行實時采集.該儀器像素為640 pixel×480 pixel，試驗中儀器最大測溫為100～2 000 ℃，拍攝頻率為50 Hz.

紅外熱像儀測溫原理基于Stefan-Boltzmann定律展開：

ET=εσT4

(1)

式中：ET為輻射能；σ為Stefan-Boltzmann常數；T為所測物體的熱力學溫度；ε為材料發(fā)射率，取值介于0～1.為減小紅外熱像儀溫度測量誤差，需對待測工件發(fā)射率進行標定.圖3a為BS960鋼的發(fā)射率標定示意圖，點A距起弧點15 mm處；采用K型熱電偶結合紅外熱像儀實時標定校準紅外測量設備，調整待測材料發(fā)射率直至紅外熱像儀與熱電偶所測A點溫度近似相等為止[9].圖3b為K型熱電偶與紅外熱像儀測量點熱循環(huán)曲線對比圖，經多次校準后取焊接材料的紅外發(fā)射率為0.85.經對比，A點采用K型熱電偶與紅外熱像儀測溫所得結果平均誤差為4.37%，滿足后續(xù)溫度場測試精度要求.

圖3 紅外熱像儀測量系統(tǒng)

2 焊接溫度場有限元計算方法

2.1 有限元模型

為保證溫度場求解精度，構建了與實際待焊構件相同尺寸的有限元模型.選用熱傳遞分析步來計算T形接頭的焊接熱過程，將整個時間域劃分為焊接過程與冷卻過程兩部分，其中焊接過程所用時間為20 s，工件整體冷卻時間為600 s，計算所用到的分析步總時間為620 s.如圖4所示，為平衡計算精度與求解效率之間的關系，采用過渡網格的劃分方法對T形接頭進行網格劃分[10].模型整體選用八節(jié)點六面體單元，焊縫處最小網格尺寸為1 mm×1.25 mm×1.25 mm，遠離焊縫處最大網格尺寸為6 mm×5.5 mm×2.5 mm.溫度場求解過程中的網格單元類型為DC3D8[11]，節(jié)點數及網格數量分別為17 998和14 250，并采用“Model Change”功能模擬焊絲的填充過程.

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圖4 T形接頭3D有限元網格模型

2.2 邊界條件與材料熱物理性能

對于焊接熱分析而言，采用非線性傳熱方程描述焊接電弧所產生的熱在工件內部傳導過程：

(2)

式中：ρ為材料密度,kg/m3；c為材料比熱容,J/(kg·K)-1；Q為內熱源,W/m3.考慮工件表面通過對流與輻射兩種方式向環(huán)境散熱，其表達式為

式中：qc與qr分別為對流及輻射傳熱；hc為對流散熱系數，設為15 W/(m2·K)；ε為輻射換熱系數，取值為0.85；σ為玻爾茲曼常數；Ts為構件表面溫度；T0為環(huán)境溫度，取值20 ℃.采用增大接觸面間的對流散熱系數簡化實際焊接過程中T形接頭面板底部及芯板側壁與夾具間的接觸散熱過程，經多次試驗選取接觸面間的對流散熱系數為25 W/(m2·K).圖5所示為BS960高強鋼的材料參數[12]，由于焊材與母材同材質,因此取焊縫金屬與母材金屬相同的材料屬性，求解過程中還考慮了材料的熱物理性能隨溫度變化這一特點.

圖5 材料熱物理性能參數

2.3 熱源模型

在T形接頭FBCA焊接溫度場的求解過程原則上可以考慮任何復雜的化學問題，但為了獲得有限元計算過程的數值解，通常采用分布函數來替代實際的熱源模型并在用分布函數解析求解焊接過程中的溫度場時，常將工件中的熱量傳遞問題視為純導熱問題，忽略焊接過程中化學反應過程及熔池內部流體的流動過程[13].根據圖2中T形接頭FBCA焊后截面形貌倒立梯形特點，為了更好地體現出T形接頭在FBCA焊作用下所表現出的截面形貌分布規(guī)律，采用復合式移動熱源模型[14]模擬FBCA焊接T形接頭的熱輸入，如圖6所示.其中高斯面熱源用于描述焊接電弧對工件表面的加熱情況，圓錐體熱源用于描述焊劑片作用下電弧對面板側壁及芯板底部的加熱過程，復合熱源熱流密度表達式為

圖6 復合熱源模型

式中：Qs為高斯面熱源功率；Qv為圓錐體熱源功率；Q為復合熱源有效熱功率；η為焊接熱效率，取值0.75；U為焊接電壓，取值25 V；I為焊接電流，取值280 A；β為熱源分配系數，此處取值0.45；z為圓錐體熱源作用方向，即為工件沿Z軸正方向；R為離開熱源中心的距離；H為圓錐體熱源的作用深度;R0為高斯面熱源有效作用半徑;Rs為圓錐體熱源有效作用半徑，通過此三者的定義將T形接頭FBCA焊接過程中焊劑片對熱源形貌的影響考慮在內，經對圖2中T形接頭FBCA焊后截面形貌測量，三者取值分別為0.006、0.005與0.002 7.

3 結果與討論

3.1 FBCA焊接T形接頭溫度場分布特征

圖7所示為計算得到的不同時刻FBCA焊接T形接頭整體溫度場分布云圖.其中灰色部位為峰值溫度高于1 480 ℃的區(qū)域，屬于焊縫區(qū)；淺藍色分界面為215 ℃，淺藍色與灰色之間的區(qū)域為焊接熱影響區(qū)；深藍色部分則為母材區(qū)域，溫度介于20～141 ℃.如圖7a所示，在前0.5 s起弧階段內熱源尺寸較小，溫度波動范圍較大，這是由于起弧階段的熱流密度沒有完全加載到模型中所致，此時峰值溫度僅為1 193 ℃；隨著時間推移，如圖7b和圖7c所示，熱源作用區(qū)域各點溫度逐漸升高，最終熱源作用中心區(qū)域的峰值溫度保持在2 045 ℃左右且溫度場分布特征基本保持穩(wěn)定；T形接頭的 FBCA焊接過程中熱影響區(qū)范圍較大，熱源沿焊接方向呈現不規(guī)則橢圓狀，熱源前端等溫線密集，后端等溫線稀疏；由于焊接過程中的熱積累效應使得圖7d中t=20 s時T形接頭沿焊縫中心線結束點的最高溫度要遠高于起弧階段處.圖7e和圖7f分別為T形接頭冷卻27 s與600 s時的溫度場分布云圖，由于T形接頭同材質，使得其溫度場分布特征自始至終沿焊縫中心均勻分布且由于構件兩端相對于中部而言其與環(huán)境接觸的比表面積更大，對流散熱能力要略高于中部，由此使得冷卻結束后構件的溫度分布主要集中于中心部位.

圖7 T形接頭溫度場演變

3.2 FBCA焊接T形接頭熱循環(huán)曲線對比

為全面了解FBCA焊接T形接頭溫度場的分布規(guī)律，分別對比沿面板和芯板兩條路徑各點處的熱循環(huán)曲線.圖8a所示為T形接頭路徑及特征點示意圖，點C位于焊縫中心區(qū)域、點D、E、F分別位于路徑1焊道邊緣的面板部位；點G、H、I則位于路徑2焊道邊緣的芯板部位.圖8b經計算所得點C、D、E、F的峰值溫度分別為2 043、1 832、1 450、870 ℃.由于C點處的熱循環(huán)曲線在計算過程采用“Model Change”功能模擬焊絲的填充過程，因此在初始階段焊縫中心處網格節(jié)點處于未激活狀態(tài)且處于室溫，直至熱源到達相應位置后特定位置的網格節(jié)點被依次激活，溫度快速上升至2 043 ℃左右后空冷至室溫；由于點D、E、F均未被熱源直接加熱，由此導致其峰值溫度遠小于焊縫中心處.圖8c計算所得芯板處點G、H、I的峰值溫度分別為1 485、869、568 ℃，遠小于相同距離處面板部位各點峰值溫度，由此說明FBCA焊接T形接頭面板和芯板部位的熱量分配不一致，具體表現為熱量主要集中作用于T形接頭面板區(qū)域.

圖8 不同路徑熱循環(huán)曲線對比

3.3 試驗驗證

如圖9所示，截取t=12 s時焊接動態(tài)過程相對穩(wěn)定狀態(tài)下的T形接頭橫截面溫度場分布云圖并與相同工藝參數下FBCA焊接T形接頭的截面形貌相對比.結果表明，計算所得到的焊縫截面形貌與實際接頭吻合良好，均呈現出上寬下窄的倒立梯形狀，計算所得結果與實際接頭形貌滿足焊縫截面形貌邊界準則，有效驗證了所建立復合熱源模型的合理性.

圖9 T形接頭截面形貌對比

3.3.2測量點熱循環(huán)曲線對比

采用紅外熱像儀對T形接頭FBCA焊過程中上面板表面溫度動態(tài)變化進行記錄，測量點位置如圖10a所示，隨后將試驗測量結果與計算結果相對比.如圖10b所示，采用紅外熱像儀測量得到的特征點熱循環(huán)曲線與計算結果基本吻合；點A試驗測量得到的峰值溫度為1 214 ℃，計算得到的峰值溫度為1 233 ℃，誤差為1.6%；點B試驗測量得到的峰值溫度為888 ℃，計算得到的峰值溫度為910 ℃，誤差為2.5%；由于紅外熱像儀最低記錄溫度為100 ℃，且計算過程中忽略了熔池波動和工件表面對流散熱系數隨溫度變化，導致降溫階段的實測結果與計算結果有一定誤差.但總體而言，所開發(fā)的有限元模型可以對T形接頭FBCA焊接溫度場進行有效計算.

圖10 測量點熱循環(huán)曲線對比

3.3.3T形接頭熱影響區(qū)寬度預測

圖11a所示為采用低倍光學顯微鏡拍攝到的FBCA焊接T形接頭宏觀形貌及熱影響區(qū)分布圖.T形接頭可分為WZ(焊縫區(qū))，HAZ(熱影響區(qū))與BM(母材區(qū)).由于母材供貨狀態(tài)為淬火結合低溫回火態(tài)，因此T形接頭熱影響區(qū)的分布介于回火溫度(230 ℃)與熔點(1 480 ℃)之間.圖11b所示為計算所得熱影響區(qū)分布形貌，其與實際接頭熱影響區(qū)形貌分布規(guī)律相同，最終計算所得面板處熱影響區(qū)寬度約為4.8 mm，芯板處熱影響區(qū)寬度約為2.7 mm，FBCA焊接T形接頭面板處的熱影響區(qū)寬度遠大于芯板處，由此表明FBCA焊接T形接頭熱量集中作用于面板部位，所開發(fā)的有限元模型可以為后期FBCA焊接T形接頭的工藝參數優(yōu)化及預測不同區(qū)域的焊后組織狀態(tài)奠定基礎.

圖11 T形接頭熱影響區(qū)分布圖

4 結論

1)基于ABAQUS非線性有限元軟件，建立了適用于求解T形接頭FBCA焊接溫度場的三維有限元計算模型，結果表明，所開發(fā)的有限元模型可以很好地還原FBCA焊接T形接頭的溫度場變化情況.

2)通過焊縫及焊接熱影響區(qū)處的溫度演化試驗測試及有限元計算分析發(fā)現，焊接過程中面板熱影響區(qū)寬度遠大于芯板處，FBCA焊接T形接頭熱量分布主要集中作用于面板部位.

3)采用復合式移動熱源模型計算所得接頭形貌與實際FBCA焊接T形接頭截面形貌相一致，同時測量點熱循環(huán)曲線與計算結果基本吻合，試驗結果驗證了所開發(fā)的有限元計算模型在求解T形接頭FBCA焊接溫度場是可靠的.

致謝：本文得到省部共建有色金屬先進加工與再利用國家重點實驗室聯合基金培育項目(18LHPY007)的資助，在此表示感謝.