铝合金T型接头焊接温度场热源模型研究∗

孙慧杰 杨少红

（海军工程大学 武汉 430030）

1 引言

焊接过程是材料链接领域中一个涉及许多学科的物理化学过程［1］，是一个非常复杂的非线性过程，其涉及的变量数目繁多，常通过数值模拟进行定量分析，改善焊接工艺。焊接热过程即焊缝与热影响区的温度变化贯穿整个焊接过程的始终，焊接应力变形也是由于焊件受热、冷却不均匀和内部约束导致的，因此焊接温度场的模拟是应力应变场模拟的前提，也是分析冶金过程、控制焊接工艺的前提。

1996年，蔡洪能、唐慕尧［2］引入了热焓的概念和表面双椭圆分布热源模型，研制了TIG焊三维温度场的分析程序。刘顺洪等［3］编制了分析薄板激光焊温度场的有限元程序，在考虑材料热物性参数非线性变化的同时，深入分析了对流辐射以及熔化潜热对温度场的影响。李建强［4］利用ANSYS软件对304不锈钢的激光深熔焊温度场进行了动态模拟，并根据激光特点，建立了组合体热源模型。梁晓燕［5］利用高斯-双椭球组合热源，模拟并得出了焊接有效半径、焊接速度以及对流系数对中厚板多道对接焊温度场的影响。胡美娟［6］提出了圆锥形体热源模型，并运用ANSYS对钛合金电子束焊接温度场进行了研究。王希靖等［7］提出简化的热输入模型，并将其应用于铝合金搅拌摩擦焊温度场的研究。辜磊［8］提出了集层高斯体热源模型，并通过对比不同热源模拟的铝合金中、厚板复合焊接温度场，论证了该热源的适用性。张华军等［9］针对摆动电弧焊建立了动态双椭球热源模型，探究了摆动速度对焊接熔池的影响。宋荣武［10］采用高斯热源、双椭球热源和热流作用半径在深度方向呈线性衰减的旋转体热源三种模型叠加的组合热源模型，对铝合金平板对接激光-MIG复合焊温度场进行了数值模拟。

综上所述，各种形式的平板对接焊缝温度场的数值模拟日趋成熟，而针对T型接头焊接温度场的研究相对较少，特别是船用铝合金T型接头，焊接残余应力大，在风浪作用下极易出现疲劳开裂［11］，非常具有研究价值。本文将利用ANSYS软件，针对不同的双椭球热源形状参数进行多组有限元模拟，探究适合本例的热源参数；分别运用半球热源、双椭球热源、简化组合热源对铝合金T型接头焊接温度场进行数值模拟，探讨不同热源在铝合金T型接头分析中的适用性。

2 有限元模型

2.1 模型和网格

T型接头的板材采用5083铝合金，尺寸为600mm*300mm的长方形板，厚度7mm。型材采用6082铝合金，尺寸为100mm*60mm*5mm，长度为600mm。板材宽度方向为X轴，T型材高度方向为Y轴，焊缝方向为Z轴。焊接方法为半自动MIG焊，焊接工作电流为140A，电压为20V，效率为0.7。

通过循环语句改变加热区域［12］和生死单元技术来实现热源移动和焊缝金属填充的过程。焊缝区域温度梯度高，变化速率快，因此在焊缝和热影响区域进行网格加密，底板和T型板采用渐变式网格划分，远离焊缝的构件网格逐渐增大，在保证温度场计算精度的同时大大提高计算效率。焊缝处为不规则网格，因此先对截面划分映射单元，之后拉伸成体网格。整个模型节点数为148938，单元数为126239。

图1 有限元模型

2.2 焊接热源

对于一般的手工电弧焊，电弧冲击较小，熔深较小，数值模拟时可采用平面高斯热源，对于电弧穿透作用较强的焊接方式如本文中的熔化极惰性气体保护焊（MIG），电弧穿透效应较强，熔深较深，需采用体热源模型模拟焊接热输入。锥形体热源熔深大，适用于高能束焊接，因此本文选取半球热源、双椭球热源、简化均匀体-面组合热源模拟T型接头MIG焊接温度场。

2.2.1 半球热源模型

半球热源模型分布函数为

其中R为电弧有效加热半径，r为任一点到加热中心的距离。

2.2.2 双椭球热源模型

由于半球热源本身的局限性，考虑热源移动会导致实际焊接熔池不对称，选取双椭球热源模型进行对比。双椭球热源广泛应用于各种熔化焊接的温度场模拟，包括高能束焊以及本例的MIG电弧焊［13～15］，前半部分椭球内热源分布为

后半部分椭球内热源分布为

式中f1、f2为能量分数且f1+f2=2，a、b、c相互独立，可取不同值。热源移动方向的半球温度变化梯度较大，后半球较缓，通过选取合适的参数大小，可以更好反映热源移动的实际情况。

2.2.3 简化组合热源

对于大型复杂构件，采用双椭球热源模型进行计算无疑会增加编程难度，计算过程缓慢。为提高计算效率，运用均匀面热源表示焊缝表面的电弧热，占总焊接热的30%，均匀体热源代表熔滴热，占总焊接热的70%。其分布函数分别为

η为电弧热效率，Φs、Φω为总焊接热占比。

2.3 材料参数、边界条件与时间步

2.3.1 材料参数的处理

焊接过程热输入大，温度变化剧烈，鉴于铝合金的高导热率，为确保仿真结果的准确性，考虑材料性能参数随温度变化产生非线性变化。焊接过程中主要涉及的热物理性能参数有导热系数Kxx(W·m-1·°C-1) 、比 热 容c(J·kg-1·°C-1) 、密 度ρ(kg·m-3)。通过给出几个关键温度点对应值，由ANSYS线性插值或外推出其余温度值，6082、5083铝合金热物性参数分别取自文献［16～17］。

2.3.2 边界条件的处理

在温度场的模拟过程中，焊接热通过传导、对流、辐射三种形式传递，要研究焊件上的温度分布及其随时间的变化，应以热传导为主，适当考虑辐射和对流的作用。有实验表明，焊接时的热能损失主要通过辐射，而对流作用相对较小。温度越高则辐射换热作用越强，因此，辐射主要集中在焊缝及其附近的高温区域且呈现高度的非线性分布。为方便计算，本文将对流和辐射边界条件简化为总换热系数，取值15w/(m2·k)。

2.3.3 时间步的选择

为方便不同热源计算结果的比较，本文以热源作用时间为步长，通过步长与热源移动距离共同控制焊接速度，通过定义子步数来控制求解精度。并将冷却阶段分为三段，逐步增加步长，减少计算时间。

3 计算结果与分析

3.1 双椭球热源形状参数的选取

由于双椭球热源形状参数多，在具体算例中可通过调整参数以达到最佳的温度场模拟结果［18］，分别取参数熔宽a=熔深b和前后半球长度c1、c2为变量，计算结果如表1所示。模型中焊缝的理论熔深与熔宽分别为3.53mm和7.07mm。

表1 不同热源参数双椭球热源模型数值模拟结果

综合表1结果，随着a=b的增大，焊接过程最高温度、焊根焊趾处温度以及熔深、熔宽不断减小；随着前半球长度的减小以及后半球长度的增大，焊接过程最高温度、焊根焊趾处温度以及熔深、熔宽也呈现下降趋势。经综合考虑，本例取a=b≈焊缝理论熔深，取c1=3mm，c2=7mm。

3.2 不同热源模型对温度场结果的影响

3.2.1 计算温度场与实际焊缝熔池对比

为验证有限元仿真的准确性，现将140A电流情况下t=60s时不同热源的焊接温度场与实际焊缝熔池进行比较。如图2所示为三种热源模拟所得的熔池形状及温度分布，574℃等温线（蓝色外边缘）均能达到焊缝外边缘，三种体热源模型均可焊透，且仿真熔池与实际熔池形状基本吻合，说明热源参数选取合理，有限元程序无误，结果较为准确。

图2 熔池形状及温度分布对比

对比三者的温度场结果可以发现，半球热源与双椭球热源熔深较简化组合热源稍大，半球热源中心温度最低，双椭球热源中心温度最高且热影响区范围最大，三者熔合线均趋于半圆，简化组合热源熔合线与焊缝形状更为接近且热影响区范围最小。

3.2.2 不同热源温度场演变结果对比

为研究不同热源在温度场模拟过程中的形态特点，对140A电流情况下不同热源焊接瞬态温度场结果进行对比。焊接共分为左右两道，每道焊接为60s，考虑实际焊接仪器准备时间，取间隔60s。冷却时间分为三段，共2100s后接头接近室温，采用变步长方法，在保证精度的情况下减少计算时间。如图3所示，分别显示了不同热源焊接全过程的温度场演变图。

图3 温度场演变

由图3可见，形成稳定温度场后，热源附近温度分布大致呈现椭球状，热源前方等温线密集，温度梯度大，后方等温线稀疏，温度梯度小。热源中心处，半球热源呈现圆形，前段温度变化梯度与后段无明显区别；而双椭球热源呈现椭球形，前半球较短且等温线较后段更为密集，温度梯度更大；简化组合热源温度分布较为均匀，由于均匀面热源的施加，高温区域面积更大。冷却至接近室温后，三种热源的温度场形态相似，底板温度分布均匀，T型材腹板存在温度梯度差。

4 结语

上述结果表明，本文针对T型接头熔化极惰性气体保护焊所选取的三种热源均能准确模拟铝合金T型接头焊接温度场的演变过程和熔池形态，通过分析三者所得的温度场结果，可以得出如下结论：

1）由于三种热源均在焊缝内部加载，有利于形成较深的熔池，对熔深较深的焊接方式较为适用。

2）双椭球热源能更好地反映热源移动时前后半球温度梯度不同的实际情况，在模拟导热率高的金属如铝合金的焊接温度场时，更加精确。但其形状参数复杂，需针对焊例合理取值，对于本文，选取a=b≈焊缝理论熔深，取c1=3mm，c2=7mm较为合适。

3）在编制程序的过程中，半球热源只需确定电弧作用半径取R，双椭球热源需考虑f1等7个参数，简化组合热源则只需确定总焊接热占比。且在控制单元生死和施加热荷载的过程中，前两者皆需定义局部柱坐标系，建立复杂的函数模型，而简化组合热源只需分段选取单元以及节点进行激活和施加热荷载。实际计算中，简化组合热源用时最少，且仿真结果与实际吻合，准确性良好，通过合理选择总焊接热占比，可以控制焊接过程的最高温度，调整熔池形状，从而获得更为满意的结果。