表面張力對激光深熔焊熔池小孔的影響

何林基， 張天雷， 徐 剛， 顧廣石， 馬春偉*

(1.上海工程技術大學 材料工程學院， 上海 201620； 2.北京遙感設備研究所， 北京 100854；3.沈陽新松機器人自動化股份有限公司， 遼寧 沈陽 110169)

激光焊接作為一種借助電氣自動化設備易于實現智能制造的加工技術，適用的材料類型多，具有極大的應用前景[1-2]。由于激光焊接過程中激光光束與材料之間的相互作用異常復雜，同時影響熔池行為的因素眾多，因此隨著計算機科學的發展，借助有限元方法對激光焊接熔池進行可視化的研究成為了可能[3]。

表面張力對焊接熔池的流動行為具有極大的影響作用。郭超博[4]使用FLUENT研究了表面張力溫度系數對TIG焊接熔池的影響。龐盛勇[5]研究了在2種不同的表面張力溫度系數下小孔耦合行為的差異。李俐群等[6]通過活性劑改變焊接熔池的表面張力，研究了不同表面張力溫度系數對于激光焊接熔池行為以及焊縫形貌的影響。課題組基于FLUENT對在不同表面張力系數下小孔穩定性進行了研究。

1 物理模型的建立

1.1 基本的假設

激光深熔焊過程涉及的物理與化學行為較為復雜，既要考慮材料的熔化與凝固的2種相變過程，還要考慮金屬蒸氣的反沖壓力對熔池的擠壓而形成小孔的問題。為了簡化模型，作如下基本假設[7]：①熔池中的液態金屬為不可壓縮，且為層流；②材料是各向同性的，熱物理性質都不隨溫度變化，同時固-液相變時金屬液體密度固定不變；③不考慮熔池與氣體間的化學反應。

1.2 數值模型的建立

為了減少計算時間，模型采用對稱模型，基板金屬上層為空氣域，其厚度為1 mm。模型的尺寸為30 mm×5 mm×6 mm，網格數量小于100 000。幾何模型如圖1所示。

圖1 計算幾何模型Figure 1 Computational geometry mode

1.3 數值計算的邊界條件

1.3.1 焊接熱源

考慮到激光焊接過程中激光束流能量密度在板厚方向上逐步衰減，因此采用旋轉曲面高斯熱源作為焊接熱源。熱源方程為：

(1)

式中：η為熱效率，文中取0.7；H為熱源高度，P為激光焊接輸入功率；R為熱源最大有效半徑。

熱源示意圖如圖2所示，圖中R0為最大的熱源半徑，Re為底部熱源半半徑，Q0為最大熱流密度。

圖2 熱源示意圖Figure 2 Schematic diagram of heat source

1.3.2 反沖作用力

激光焊接過程中由于材料蒸發產生的反沖蒸氣力而形成小孔。筆者采用Semak等[8]提出的模型來簡化小孔受到的蒸氣反沖壓力。

(2)

式中：A，B0均為與材料相關的常數；U，T和k分別為原子的蒸發潛熱、小孔的壁面溫度以及玻爾茲曼常數。

1.3.3 邊界的計算條件

焊接過程，基板與焊縫的熱量傳遞主要依靠的是輻射、對流以及熱傳導進行，因此邊界的能量守恒方程可以寫為：

(3)

式中：Q為輸入的熱流密度；h為對流換熱系數,取27 W/m2；ε為黑體輻射系數，取0.3；σ為斯忒潘-茲曼系常數，σ=5.66×10-8。

2 計算參數以及仿真結果驗證

2.1 材料熱物理性能及計算參數

本研究中計算所采用的基板材料為奧氏體不銹鋼，其熱物理性能參數如表1所示[9]。

表1 A304熱物理參數值Table 1 A304 thermophysical property parameters

焊接參數如表2所示，分別計算了表面張力系數在0.8和1.2 N/m時的流場分布。計算軟件為FLUENT，采用PISO算法進行計算，時間步長1E-5，總計算時間為1 s。

表2 焊接參數Table 2 Welding parameters

2.2 仿真結果驗證

為了驗證熔池仿真模型的準確性，采用如表2所示的焊接參數進行了激光焊接試驗。

圖3所示為仿真熔池三維視圖以及實際焊縫橫截面與仿真結果的對比圖，可以看出實際焊縫的熔合線輪廓與仿真得到焊縫截面吻合較好。

圖3 仿真結果Figure 3 Example of simulation results

3 仿真結果與分析

3.1 不同表面張力下小孔的行為

圖4是在不同表面張力系數下，小孔的形成過程。從圖4可以看出，開始時刻金屬液面受到反沖壓力的作用，液面下凹，隨著時間的推移，焊接熱量不斷地輸入，凹面的向下的程度增加，形成一個盲孔。表面張力系數為0.8 N/m時，小孔深度達到1.48 mm，且在小孔的前壁形成一個凸臺。而當表面張力系數為1.2 N/m時，形成的小孔的深度為0.91 mm,同時在小孔的壁面未形成凸臺。這是因為熔池的液態金屬在表面張力的作用下不斷向熔池邊緣流動，表面張力的方向是沿著液面的切線方向；金屬液面在反沖力的作用下呈凹面，此時表面張力的方向是沿著小孔壁面向上，與反沖壓力的方向相反；當張力系數較大時，會對小孔的底部的金屬液體有一個向上的拖拽，從而使得小孔的深度降低。金屬液體在流體靜水壓力的作用下以及反沖壓力的作用下，向小孔中心流動，較小的表面張力難以抵消2者的作用，在熔池前端壁面各項力平衡后，形成如圖4(c)所示凸臺。而表面張力較大時，在靜水壓以及反沖壓力作用下仍能使得金屬液體向熔池邊緣流動，因此沒有形成凸臺。

圖4 不同表面張力系數下小孔形成過程Figure 4 Formation process of keyholes under different surface tension coefficients

圖5所示為不同表面張力系數形成穩定小孔時的流場分布。圖5(a)和(b)分別為表面張力系數為0.8 N/m時縱截面、頂部流場分布。圖5(c)和(d)分別為表面張力系數為1.2 N/m時縱截面、頂部流場分布。

從圖5(a)中可以看出熔池沿小孔壁面向熔池后部與前端流動，形成回流。圖5(b)顯示金屬液體從小孔中心向熔池邊緣流動，同時越是靠近熔池邊緣，流動速度越慢。這是因為熔池邊緣區域溫度比熔池中心溫度低，而金屬液體的黏度系數隨溫度降低而增加，降低了溶液的流動性。對比圖5(a)和(c)可以發現表面張力系數為1.2 N/m時，流動速度明顯加快。同時在小孔前壁未存在凸臺，熔池的穩定性因此提高。

圖5 熔池流場分布Figure 5 Molten pool flow field distribution

3.2 表面張力對小孔震蕩的影響

圖6所示為2種不同表面張力系數下，小孔深度隨時間變化的曲線。

從圖6中可以看出，焊接小孔并不是一個穩定存在，而是隨著熱源的移動而動態變化的。激光深熔焊在焊接過程中小孔的行為可以分為2個階段，即小孔的快速形成與動態平衡[10]。表面張力系數為1.2 N/m時，在0.00～0.30 s內平均小孔深度約為0.89 mm；而張力系數為0.8 N/m時，小孔的平均深度約為1.28 mm。同時表面張力系數為1.2 N/m時，小孔深度變化周期在6～15 ms之間；而張力系數為0.8 N/m時，小孔深度變化在10～40 ms之間。相對比之下，表面張力系數小，小孔深度增加，而小孔的穩定性下降。因為較小的表面張力，使得金屬流體在流體靜水壓與反沖壓力下將流向熔池底部，但同時又難以維持小孔壁面的穩定，易于在小孔壁面形成凸臺，隨著熱源的移動，凸臺接觸小孔壁面，使得小孔坍縮。

圖6 小孔深度隨時間變化曲線Figure 6 Keyhole depth versus time curve

如圖7所示，在開始階段，材料在激光光源的作用下，開始熔化和蒸發， 產生等離子體，由此形成的向下

圖7 小孔閉合Figure 7 Keyhole closure

的蒸氣反沖力直接作用于熔化的金屬上。流動的金屬不存在剛度，熔池迅速變形，向下凹陷，形成小孔。同時流動的金屬液體將熱能帶到了熔池的底部，使得小孔在深度方向進一步拓展。當小孔達到一定深度后，材料的熔化與蒸發消耗了大量的熱量，隨著激光光源的移動，使得在厚度方向上能量密度下降，反沖作用力也隨之降低，同時在表面張力、流體的靜水壓力的作用下，使得小孔無法維持并閉合。同時在不同的表面張力系數下，小孔的深度有明顯的不同。表面張力對熔池的作用明顯，激光深熔焊小孔的穩定性主要受表面張力、流體靜水壓、蒸氣反沖力的影響。

4 結語

課題組建立了激光深熔焊的熔池三維仿真模型，并以奧氏體不銹鋼為基板進行焊接試驗，驗證了模型的準確性；研究了在不同表面張力系數下，激光焊接小孔行為的差異。得出以下結論：

1) 激光深熔焊接過程中，表面張力系數較小時，激光焊接小孔較深，有利于熱量向下傳遞，能夠獲得更大焊縫深度；表面張力系數較大時，焊接小孔的深度有所降低，但熔池與小孔更加穩定。

2) 激光焊接過程中，可以通過改變材料表面張力數值來調整焊接熔池流動行為，提高焊接熔池的穩定性，降低焊接缺陷率，提高焊接接頭的質量。