鋁合金T型接頭焊接溫度場熱源模型研究?

孫慧杰 楊少紅

（海軍工程大學 武漢 430030）

1 引言

焊接過程是材料鏈接領域中一個涉及許多學科的物理化學過程［1］，是一個非常復雜的非線性過程，其涉及的變量數目繁多，常通過數值模擬進行定量分析，改善焊接工藝。焊接熱過程即焊縫與熱影響區的溫度變化貫穿整個焊接過程的始終，焊接應力變形也是由于焊件受熱、冷卻不均勻和內部約束導致的，因此焊接溫度場的模擬是應力應變場模擬的前提，也是分析冶金過程、控制焊接工藝的前提。

1996年，蔡洪能、唐慕堯［2］引入了熱焓的概念和表面雙橢圓分布熱源模型，研制了TIG焊三維溫度場的分析程序。劉順洪等［3］編制了分析薄板激光焊溫度場的有限元程序，在考慮材料熱物性參數非線性變化的同時，深入分析了對流輻射以及熔化潛熱對溫度場的影響。李建強［4］利用ANSYS軟件對304不銹鋼的激光深熔焊溫度場進行了動態模擬，并根據激光特點，建立了組合體熱源模型。梁曉燕［5］利用高斯-雙橢球組合熱源，模擬并得出了焊接有效半徑、焊接速度以及對流系數對中厚板多道對接焊溫度場的影響。胡美娟［6］提出了圓錐形體熱源模型，并運用ANSYS對鈦合金電子束焊接溫度場進行了研究。王希靖等［7］提出簡化的熱輸入模型，并將其應用于鋁合金攪拌摩擦焊溫度場的研究。辜磊［8］提出了集層高斯體熱源模型，并通過對比不同熱源模擬的鋁合金中、厚板復合焊接溫度場，論證了該熱源的適用性。張華軍等［9］針對擺動電弧焊建立了動態雙橢球熱源模型，探究了擺動速度對焊接熔池的影響。宋榮武［10］采用高斯熱源、雙橢球熱源和熱流作用半徑在深度方向呈線性衰減的旋轉體熱源三種模型疊加的組合熱源模型，對鋁合金平板對接激光-MIG復合焊溫度場進行了數值模擬。

綜上所述，各種形式的平板對接焊縫溫度場的數值模擬日趨成熟，而針對T型接頭焊接溫度場的研究相對較少，特別是船用鋁合金T型接頭，焊接殘余應力大，在風浪作用下極易出現疲勞開裂［11］，非常具有研究價值。本文將利用ANSYS軟件，針對不同的雙橢球熱源形狀參數進行多組有限元模擬，探究適合本例的熱源參數；分別運用半球熱源、雙橢球熱源、簡化組合熱源對鋁合金T型接頭焊接溫度場進行數值模擬，探討不同熱源在鋁合金T型接頭分析中的適用性。

2 有限元模型

2.1 模型和網格

T型接頭的板材采用5083鋁合金，尺寸為600mm*300mm的長方形板，厚度7mm。型材采用6082鋁合金，尺寸為100mm*60mm*5mm，長度為600mm。板材寬度方向為X軸，T型材高度方向為Y軸，焊縫方向為Z軸。焊接方法為半自動MIG焊，焊接工作電流為140A，電壓為20V，效率為0.7。

通過循環語句改變加熱區域［12］和生死單元技術來實現熱源移動和焊縫金屬填充的過程。焊縫區域溫度梯度高，變化速率快，因此在焊縫和熱影響區域進行網格加密，底板和T型板采用漸變式網格劃分，遠離焊縫的構件網格逐漸增大，在保證溫度場計算精度的同時大大提高計算效率。焊縫處為不規則網格，因此先對截面劃分映射單元，之后拉伸成體網格。整個模型節點數為148938，單元數為126239。

圖1 有限元模型

2.2 焊接熱源

對于一般的手工電弧焊，電弧沖擊較小，熔深較小，數值模擬時可采用平面高斯熱源，對于電弧穿透作用較強的焊接方式如本文中的熔化極惰性氣體保護焊（MIG），電弧穿透效應較強，熔深較深，需采用體熱源模型模擬焊接熱輸入。錐形體熱源熔深大，適用于高能束焊接，因此本文選取半球熱源、雙橢球熱源、簡化均勻體-面組合熱源模擬T型接頭MIG焊接溫度場。

2.2.1 半球熱源模型

半球熱源模型分布函數為

其中R為電弧有效加熱半徑，r為任一點到加熱中心的距離。

2.2.2 雙橢球熱源模型

由于半球熱源本身的局限性，考慮熱源移動會導致實際焊接熔池不對稱，選取雙橢球熱源模型進行對比。雙橢球熱源廣泛應用于各種熔化焊接的溫度場模擬，包括高能束焊以及本例的MIG電弧焊［13～15］，前半部分橢球內熱源分布為

后半部分橢球內熱源分布為

式中f1、f2為能量分數且f1+f2=2，a、b、c相互獨立，可取不同值。熱源移動方向的半球溫度變化梯度較大，后半球較緩，通過選取合適的參數大小，可以更好反映熱源移動的實際情況。

2.2.3 簡化組合熱源

對于大型復雜構件，采用雙橢球熱源模型進行計算無疑會增加編程難度，計算過程緩慢。為提高計算效率，運用均勻面熱源表示焊縫表面的電弧熱，占總焊接熱的30%，均勻體熱源代表熔滴熱，占總焊接熱的70%。其分布函數分別為

η為電弧熱效率，Φs、Φω為總焊接熱占比。

2.3 材料參數、邊界條件與時間步

2.3.1 材料參數的處理

焊接過程熱輸入大，溫度變化劇烈，鑒于鋁合金的高導熱率，為確保仿真結果的準確性，考慮材料性能參數隨溫度變化產生非線性變化。焊接過程中主要涉及的熱物理性能參數有導熱系數Kxx(W·m-1·°C-1) 、比 熱 容c(J·kg-1·°C-1) 、密 度ρ(kg·m-3)。通過給出幾個關鍵溫度點對應值，由ANSYS線性插值或外推出其余溫度值，6082、5083鋁合金熱物性參數分別取自文獻［16～17］。

2.3.2 邊界條件的處理

在溫度場的模擬過程中，焊接熱通過傳導、對流、輻射三種形式傳遞，要研究焊件上的溫度分布及其隨時間的變化，應以熱傳導為主，適當考慮輻射和對流的作用。有實驗表明，焊接時的熱能損失主要通過輻射，而對流作用相對較小。溫度越高則輻射換熱作用越強，因此，輻射主要集中在焊縫及其附近的高溫區域且呈現高度的非線性分布。為方便計算，本文將對流和輻射邊界條件簡化為總換熱系數，取值15w/(m2·k)。

2.3.3 時間步的選擇

為方便不同熱源計算結果的比較，本文以熱源作用時間為步長，通過步長與熱源移動距離共同控制焊接速度，通過定義子步數來控制求解精度。并將冷卻階段分為三段，逐步增加步長，減少計算時間。

3 計算結果與分析

3.1 雙橢球熱源形狀參數的選取

由于雙橢球熱源形狀參數多，在具體算例中可通過調整參數以達到最佳的溫度場模擬結果［18］，分別取參數熔寬a=熔深b和前后半球長度c1、c2為變量，計算結果如表1所示。模型中焊縫的理論熔深與熔寬分別為3.53mm和7.07mm。

表1 不同熱源參數雙橢球熱源模型數值模擬結果

綜合表1結果，隨著a=b的增大，焊接過程最高溫度、焊根焊趾處溫度以及熔深、熔寬不斷減小；隨著前半球長度的減小以及后半球長度的增大，焊接過程最高溫度、焊根焊趾處溫度以及熔深、熔寬也呈現下降趨勢。經綜合考慮，本例取a=b≈焊縫理論熔深，取c1=3mm，c2=7mm。

3.2 不同熱源模型對溫度場結果的影響

3.2.1 計算溫度場與實際焊縫熔池對比

為驗證有限元仿真的準確性，現將140A電流情況下t=60s時不同熱源的焊接溫度場與實際焊縫熔池進行比較。如圖2所示為三種熱源模擬所得的熔池形狀及溫度分布，574℃等溫線（藍色外邊緣）均能達到焊縫外邊緣，三種體熱源模型均可焊透，且仿真熔池與實際熔池形狀基本吻合，說明熱源參數選取合理，有限元程序無誤，結果較為準確。

圖2 熔池形狀及溫度分布對比

對比三者的溫度場結果可以發現，半球熱源與雙橢球熱源熔深較簡化組合熱源稍大，半球熱源中心溫度最低，雙橢球熱源中心溫度最高且熱影響區范圍最大，三者熔合線均趨于半圓，簡化組合熱源熔合線與焊縫形狀更為接近且熱影響區范圍最小。

3.2.2 不同熱源溫度場演變結果對比

為研究不同熱源在溫度場模擬過程中的形態特點，對140A電流情況下不同熱源焊接瞬態溫度場結果進行對比。焊接共分為左右兩道，每道焊接為60s，考慮實際焊接儀器準備時間，取間隔60s。冷卻時間分為三段，共2100s后接頭接近室溫，采用變步長方法，在保證精度的情況下減少計算時間。如圖3所示，分別顯示了不同熱源焊接全過程的溫度場演變圖。

圖3 溫度場演變

由圖3可見，形成穩定溫度場后，熱源附近溫度分布大致呈現橢球狀，熱源前方等溫線密集，溫度梯度大，后方等溫線稀疏，溫度梯度小。熱源中心處，半球熱源呈現圓形，前段溫度變化梯度與后段無明顯區別；而雙橢球熱源呈現橢球形，前半球較短且等溫線較后段更為密集，溫度梯度更大；簡化組合熱源溫度分布較為均勻，由于均勻面熱源的施加，高溫區域面積更大。冷卻至接近室溫后，三種熱源的溫度場形態相似，底板溫度分布均勻，T型材腹板存在溫度梯度差。

4 結語

上述結果表明，本文針對T型接頭熔化極惰性氣體保護焊所選取的三種熱源均能準確模擬鋁合金T型接頭焊接溫度場的演變過程和熔池形態，通過分析三者所得的溫度場結果，可以得出如下結論：

1）由于三種熱源均在焊縫內部加載，有利于形成較深的熔池，對熔深較深的焊接方式較為適用。

2）雙橢球熱源能更好地反映熱源移動時前后半球溫度梯度不同的實際情況，在模擬導熱率高的金屬如鋁合金的焊接溫度場時，更加精確。但其形狀參數復雜，需針對焊例合理取值，對于本文，選取a=b≈焊縫理論熔深，取c1=3mm，c2=7mm較為合適。

3）在編制程序的過程中，半球熱源只需確定電弧作用半徑取R，雙橢球熱源需考慮f1等7個參數，簡化組合熱源則只需確定總焊接熱占比。且在控制單元生死和施加熱荷載的過程中，前兩者皆需定義局部柱坐標系，建立復雜的函數模型，而簡化組合熱源只需分段選取單元以及節點進行激活和施加熱荷載。實際計算中，簡化組合熱源用時最少，且仿真結果與實際吻合，準確性良好，通過合理選擇總焊接熱占比，可以控制焊接過程的最高溫度，調整熔池形狀，從而獲得更為滿意的結果。