等離子超聲電弧焊接MGH956合金激勵頻率的計算機優化

謝偉峰， 雷玉成， 任聞杰

（江蘇大學材料科學與工程學院，江蘇鎮江 212013）

MGH956（Incoloy MA956）合金是典型的Fe基氧化物彌散強化（Oxide Dispersion Strengthened，ODS）高溫合金，該材料由于高溫力學性能和抗氧化性能十分突出，目前該材料已在航天與能源領域得到應用，比如先進航空渦輪發動機燃燒室部件［1，2］。MGH956 合金化學成分（質量分數/%）為Cr 19，Al 5，Ti 0.5，Y2O30.5，Fe余量。由機械合金化制備而成，通過熱等靜壓成型后再經熱擠壓變形而獲得高致密度的合金材料。經過再結晶退火后該合金常常出現3～7%的孔洞［3］。普通熔焊連接易使MGH956合金中原本均勻分布的超細氧化物強化相發生長大、聚集、甚至漂渣，失去強化作用［4～6］，也很容易會進一步導致焊縫中產生更多氣孔缺陷，對焊接操作要求較高。

超聲電弧是一種將電弧與超聲耦合的新型焊接技術，經高頻電流調制后，電弧既是熱源也是超聲發射源。超聲電弧的表現形式也并非通常所說的脈沖能量，而是通過改變引入擾動的頻率等參數對熔融金屬性能產生影響。基于已有研究證實，超聲電弧是一種可有效改善接頭質量，且適用性強、操作簡便的焊接方法［9～11］。但是，目前該領域的研究多限于超聲電弧形成機制與作用機理的研究，超聲電弧工藝的研究較少。針對焊接過程中最重要的工藝參數，即超聲激勵頻率的選擇還沒有統一的認識，在實際生產中，目前主要通過大量焊接試驗來優化頻率參數，效率較低。

本工作利用計算機模擬的方法，其中包括熱分析建立熔池三維模型與動力學模態分析求解模態頻率兩部分，針對等離子超聲電弧焊接MGH956合金激勵頻率的優化進行研究。

1 熔池諧振頻率求解

試驗材料為機械合金化方法制備并經過軋制的MGH956合金，加工狀態為熱軋、冷軋后在1350℃進行再結晶退火1h，在試驗中將板材線切割成尺寸為60mm×30mm×2.0mm。焊接為平板對接試驗，無填充材料。

1.1 溫度場模擬過程及結果

1.1.1溫度場模擬過程

超聲電弧焊接過程涉及熱、力、電等多方面因素，各因素作用環境和程度目前很難全面地描述;同時由于焊接過程局部加熱、熔化乃至沸騰、蒸發等特殊性的存在，而針對焊接熔池的一些高溫物理性能這方面的研究也甚少。由以上諸多因素的限制，為簡化分析和計算過程，本研究熔池模型的建立基于如下假設:（1）焊接過程中，熔池和電弧關于焊接中心平面對稱;（2）熔池中液態金屬為不可壓縮，忽略熔池內液體的流動作用;（3）熔池的自由表面為平面。（4）熔池內的熔化金屬在焊接過程中不發生化學反應，具有均勻穩定的表面性質;（5）材料為各向同性，密度恒定，其他熱物性參數隨溫度變化;（6）焊件初始溫度為室溫。

本工作采用雙橢球熱源分布模式［10］，能量密度分布情況如圖1所示，其數學表達式為:

式中，a，b，c1和c2為熱源形狀參數;f1，f2分別為熱流密度在熔池前后的分配系數，f1+f2=2;Qk為有效熱輸入;v0為焊接速率。

圖1 雙橢球體熱源模型Fig.1 Double ellipsoid heat source model

焊接過程是加熱非常不均勻的過程，焊縫處溫度梯度變化很大，劃分網格時一般不采取均勻的網格，而是在焊縫及其附近的部分用加密的網格，在遠離焊縫的區域，能量傳遞緩慢，溫度分布梯度變化較小，這時采用相對稀疏的單元網格。為減少計算工作量，只需取模型的一半進行分析，有限元模型如圖2所示。

圖2 有限元網格示意圖Fig.2 Schematic of finite element meshes

1.1.2 模擬結果

圖3所示為焊件開始運動26s時處于穩態溫度分布云圖。從圖3可以看出，表面溫度高于1480℃的區域集中在焊縫中心線兩側距焊縫中心線約3mm內，電弧直接作用區域的溫度最高，達1462℃，低于MGH956合金汽化溫度。熱源前方溫度梯度大，等溫線密集，熱源后方溫度梯度小，等溫線呈拉長的橢圓狀。熱源移動方向，熔池長約7mm，在垂直熱源移動方向上，熔池的最大寬度約5mm。

圖3 溫度場分布云圖（26s）Fig.3 Temperature contour（26s）

圖4為焊縫橫截面的計算結果和試驗結果對比圖。可以看出模擬計算的熔合線走向與試驗結果吻合較好。

根據溫度場模擬結果，經圖像處理，包括描點和線性擬合，按1∶1比例計算得到熔池上下表面邊界曲線。圖5為熔池上下表面模擬結果與計算結果對比圖。可以看出計算的熔合線走向與溫度場模擬結果基本吻合。

1.2 熔池模態分析

1.2.1 網格劃分

圖6為熔池模型及劃分網格。熔池模型劃分成三維二十節點Solid186單元，模型單元數為2.5×103，節點數為 4.2 ×103。

圖4 實際焊縫與模擬結果對比Fig.4 Comparison of the simulated result with the experiment one

1.2.2 最佳超聲空化頻率范圍求解

超聲空化效應是指存在于液體中的微小泡核在超聲波作用下，經歷超聲的稀疏相和壓縮相，體積生長、收縮、再生長、再收縮，多次周期性震蕩，最終高速度崩裂的動力學過程。空化過程中氣泡潰滅產生的沖擊波和微射流會對晶粒細化及焊件表面性能提高有影響，而空泡潰滅時產生的瞬時局部高溫和高壓影響內部化學反應。但是超聲頻率對空化泡半徑的變化有直接影響，頻率太高，只有少數氣泡可發生空化效應，作用不明顯;頻率太低，空化時間長，容易產生大氣泡來不及排除而在滯留焊縫中增加氣孔缺陷的存在，所以必須要求選擇合適的超聲頻率范圍，進而達到最佳空化效果。

熔池內部由于溫度分布不均，對不同大小空化泡存在有直接影響。根據空化閾值PB和氣泡初始半徑R0之間的關系，如圖7所示，選擇兩個溫度極限值，可確定半徑處于較大范圍內的氣泡產生最佳的空化效應，進而估算得到一個空化過程中空化泡半徑的上限與下限值。

超聲除了能夠在界面上產生強烈的沖擊和空化作用外，超聲波同聲波一樣也會產生反射、干涉、疊加和共振現象。對于密度為ρ的熔液，熔池中不同大小的空化泡對應不同的共振頻率fr。當超聲頻率

圖7 氣泡半徑與空化閾值的關系 （a）較小氣泡;（b）較大氣泡Fig.7 The relationship between bubble radius and cavitation threshold （a）smaller bubbles;（b）larger bubbles

1.2.3 計算結果

在頻率范圍14736Hz與27469Hz之間求得一階頻率19368Hz，此時熔池振動效果最強。圖8為頻率19368Hz時振動矢量云圖，熔池振動方向與焊接方向垂直，熔池具有水平向外擴展趨勢。

圖8 振動矢量云圖（19368Hz）Fig.8 Vibration vector figure（19368Hz）

2 試驗結果及討論

試驗系統主要包括等離子弧焊機部分和超聲頻功率電源兩部分，該系統原理圖如圖9所示。超聲頻率及功率可調。進行三組焊接實驗，超聲頻率分別選擇 0Hz，50000Hz（非諧振頻率）和19368Hz，其余焊接工藝參數相同，超聲功率均為600W，焊接電流為120A，焊接速率mm/min，等離子氣和保護氣均為氬氣，氣體流量分別為1.5和6L/min。對焊后接頭進行X射線氣孔檢驗，然后將焊接接頭制成金相試樣，借助LEICADM-2500M正置透反射顯微鏡，維氏顯微硬度計（HVS-1000）和萬能試驗機分別對接頭進行組織觀察和性能（硬度和抗拉強度）測定。

2.1 接頭宏觀形貌

圖10為超聲電弧作用下MGH956合金焊接接頭組織的焊縫區發生的變化，由圖可見，在0Hz時焊縫區面積最小，在19368Hz時焊縫面積達到最大，而50000Hz焊縫面積介于中間。這是由于19368Hz超聲電弧作用下熔池產生的振動效果最強，作為熱源熔池向外擴展，致使焊縫面積增大，符合模擬結果。微觀金相表明，在焊縫中心區有個很小的區域，在該區域內晶粒生長方向與母材晶粒方向垂直，這對焊縫性能有重要影響，理想情況下焊縫晶粒生長方向一致且平行于母材晶粒生長方向［11］。對比0Hz焊縫，在50000Hz時局部振動增強，靠近焊縫中心晶粒出現等軸化傾向，但由于焊縫變寬，形成了垂直于板面寬大的晶界。

2.2 焊縫區微觀組織

圖11為焊件母材與焊縫金屬金相組織。由圖可見，在0Hz時，焊縫區鐵素體晶粒多類似針狀，向焊縫中心區生長，最大長度可達1.5mm，與母材金屬晶粒方向間夾角較大;在50000Hz時，焊縫底部晶粒細化明顯，頂部晶粒比較粗大，最大寬度達250μm，生長方向性不明顯;在19368Hz時，晶粒生長與母材金屬晶粒方向間夾角趨于平角，整個焊縫晶粒細化程度最大。這主要原因是，諧振時整體振動比較均勻，超聲攪拌作用使固/液界面前沿液體相對固相產生強烈流動，強力流體的沖刷作用打斷初生樹枝晶臂而形成細小晶塊，這些碎晶在超聲攪拌作用下彌散分布于液體金屬中形成新的晶核。

2.3 氣孔率

焊縫中氣孔的存在會嚴重影響接頭的使用性能。圖12為采用X射線檢測焊縫中氣孔缺陷。結合圖11可以發現，MGH956合金焊縫在激勵頻率為50000Hz時，即非諧振條件下，中小氣孔發生聚集，且多位于熔合線附近，19368Hz時氣孔率最低，除氣效果最好，同等觀測條件下，焊縫底部氣孔數量降低。MGH956是以氧化物彌散強化，并采用機械合金化技術和粉末冶金方法生產的合金，其本身氣體含量就極高（質量分數O:0.1% ～0.3%，N:0.01%～0.03%），熔焊過程中，基體中的氣體受高溫影響會發生膨脹和釋放，而凝固過程，剩余未來得及釋放的氣泡則被保留，不可避免地會形成孔洞［12］。在超聲頻率為19368Hz時，介于最佳空化頻率范圍內，除了對熔池攪拌更充分造成氣孔大量上浮外，空化效應也是影響氣孔率低的主要因素。

2.4 接頭性能

圖13是MGH956合金超聲電弧焊件以焊縫中心區為原點顯微硬度分布情況。如圖13可見，焊縫區顯微硬度值均低于母材平均硬度值（約315HV）。在施加不同激勵頻率的超聲時，對焊縫區硬度影響顯著。在0Hz時，焊縫區平均硬度值為200HV;在50000Hz時，焊縫區平均硬度值為213HV;在19368Hz時，焊縫區平均硬度為224HV。圖14為母材和各焊接接頭抗拉強度對比圖。母材為718MPa，不同頻率的超聲電弧處理后的接頭斷裂位置均位于焊縫區，在0Hz時接頭抗拉強度最低，僅為483MPa;在50000Hz時，接頭抗拉強度為 530MPa，19368Hz時最大（581MPa），約為母材的80%。通過上述硬度與拉伸強度分析可說明在諧振頻率處理熔池后的接頭焊縫區軟化現象明顯改善。MGH956合金超聲電弧焊件焊縫軟化現象的原因主要由于彌散相尺寸粗化、數量減少所致。普通熔焊高溫使合金中原本均勻分布的超細氧化物強化相發生長大、聚集、甚至漂渣，進而導致尺寸粗化、數量減少。之所以在諧振頻率處理熔池后獲得接頭軟化效果得到改善，目前初步認定，在超聲電弧作用產生諧振條件下，熔池攪拌更充分，促進熔池彌散相的均勻分布，減緩漂渣，抑制了焊縫區急劇軟化。

3 結論

（1）通過有限元軟件ANSYS，選用雙橢球體熱源模型，對等離子超聲電弧焊接溫度場進行了有限元分析，發現熔池的基本形狀和演變規律與實驗結果基本一致。

（2）在頻率范圍從14736Hz至27469Hz之間，計算得到2.0mm厚的MGH956合金等離子超聲電弧焊接超聲最佳激勵頻率為19368Hz。

（3）在受激電弧與熔池產生諧振條件下，焊縫面積增大，組織細化效果較好，焊縫除氣效果明顯，同時焊縫區軟化現象得到改善。

（4）研究結果可對超聲電弧復合焊接其它材料超聲頻率參數選擇提供參考，也為進一步研究和優化超聲電弧復合焊接技術其他工藝參數提供了理論依據。

［1］美國金屬學會.金屬手冊:第七卷粉末冶金［M］.韓鳳麟，譯.第九版.北京:機械工業出版社，1994.

［2］楊崢，田耘，柳光祖.MGH956合金冷軋薄板粗大再結晶晶粒形成機理［J］.材料熱處理學報，2010，31（5）:1-4.

（YANG Z，TIAN Y，LIU G Z.Forming mechanism for large recrystallization grains in MGH956 alloy cold rolled sheet［J］.Transactions of Materials and Heat Treatment，2010，31（5）:1-4.）

［3］MIODOWNIK M A，MARTIN J W，LITTLE E A.Second-ary recrystallisation of two oxide disperrion strengthened ferritic superalloys MA956 and MA957［J］.Materials Science and Technology，1994，10（2）:102-109.

［4］KELLY T J，Joining mechanical alloys for fabrication［C］//BENJAMIN J S，BENN R C.Frontiers of High Temperature Materials II，London:IncoMap，1983:129-138.

［5］FLOREEN S，KANE R H，KELLY T J，et al.An evaluation of Incoloy alloy MA 956 for a high temperature heat exchanger application［C］//BENJAMIN J S.Frontiers of High Temperature Materials，New York:IncoMap，1981:94-99.

［6］POTTER W A.Fusion welding of incoloy alloy MA 956［C］//BENJAMIN J S.Frontiers of High Temperature Materials，New York:IncoMap，1981:120-120.

［7］吳敏生，何龍標，李路明，等.電弧超聲焊接技術［J］.焊接學報.2005，26（6）:40-44.

（WU M S，HE L B，LI L M，et al.Study on the welding technology of arc-ultrasonic［J］.Transactions of the China Welding Institution，2005，26（6）:40-44.）

［8］ZHANG C L，WU M S，DU J L.Improving weld quality by arc-excited ultrasonic treatment［J］.Tsinghua Science and Technology，2001，6（5）:475-478.

［9］LEI Y C，XUE H L，HU W X，et al.Effects of ac arc ultrasonic on plasma arc in situ welding of SiCp/6061Al MMCs［J］.Science and Technology of Welding and Joining，2011，16（6），561-566.

［10］GOLDAK J，CHAKRAVARTI A，BIBBY M.A new finite element model for welding heat sources［J］.Metallurgical Transaction B，1984，15（6）:299-305.

［11］MOLIAN P A，YANG Y M，PATNAIK P C.Laser welding of oxide dispersion-strengthened alloy MA754［J］.Journal of Materials Science.1992，27:2687-2694.

［12］田耘，郭萬林，楊崢，等.MGH956合金板材電子束焊和氬弧焊的接頭組織與性能研究［J］.航空材料學報.2011，31（4）:33-38.

（TIAN Y，GUO W L，YANG Z，et al.Microstructures and properties of MGH956 sheet joints with EB and TIG welding methods［J］.Journal of Aeronautical Materials，2011，31（4）:33-38.）