熱輸入對2219 鋁合金激光鏡像焊接匙孔動態(tài)特征的影響

劉源，李悅，王建峰，王磊磊，占小紅

(南京航空航天大學,南京,211106)

0 序言

2219 鋁合金由于其具有低密度、高比強度等特點，已大量應用于航天領域[1-3].為滿足航空航天領域輕質(zhì)、高強的需求，采用激光焊接技術代替?zhèn)鹘y(tǒng)的電弧焊接工藝.相較于傳統(tǒng)的電弧焊接工藝，激光焊接速度更快、效率更高[4].目前的激光焊接主要通過一側(cè)施加激光熱輸入實現(xiàn)平板對接結(jié)構的連接，但激光焊接對間隙精度要求高，橋接能力較差，難以適用于中厚板鋁合金的焊接.此外，單側(cè)焊接需要采用相對較高的熱輸入，導致匙孔波動程度加劇，構件變形較大，進而影響接頭質(zhì)量.

中厚度板材激光焊接過程中的匙孔行為難以直觀地觀察，通?？刹捎脭?shù)值模擬的方式進行研究.張聃[5]針對激光-電弧復合焊接開展仿真研究，探明了復合焊接熔池與匙孔的演變過程，并深入地研究了激光功率、焊接電流及焊接速度對熔池流動和匙孔行為的影響.梁融[6]考慮了激光焊接過程中“小孔”行為對焊縫成形的影響，開發(fā)了相關焊接熱流固耦合數(shù)值模擬方法.通過與實驗結(jié)果的對比，該模型能夠很好地預測焊縫背面形貌.Jahn 等人[7]基于激光焊接過程建立了數(shù)值模型，證明了多域方法與有限元方法相結(jié)合的靈活性.采用基于匙孔壁面能量平衡的解析方法計算了匙孔的形狀，采用多域方法，解決了包含兩個不連續(xù)點的耦合問題.彭根琛[8]通過建立三維熱流耦合模型的方法研究了真空度對鋁合金激光焊接匙孔動態(tài)行為的影響.研究結(jié)果表明，隨著真空度的提高，匙孔的開口尺寸增大，匙孔內(nèi)壁上的凸起減少，材料沸點將會有所降低，金屬的蒸發(fā)行為更加活躍，產(chǎn)生更大的反沖壓力，提高匙孔穩(wěn)定性.占小紅等人[9]提出激光鏡像焊接方法，并對鋁合金中厚板進行了焊接實驗，研究發(fā)現(xiàn)匙孔在焊接過程中具有明顯的波動，結(jié)合熔池上方等離子體/金屬蒸氣的波動行為，可以得到匙孔開口波動與等離子體/金屬蒸氣波動呈正相關.

通過上述國內(nèi)外學者的研究可以發(fā)現(xiàn)，針對中厚度鋁合金，可以采用鏡像焊接的方式進行連接.鏡像激光焊接技術不僅具有單激光束焊接的優(yōu)點[10-12]，并且可以通過雙側(cè)熱源造成的變形相互抵消，實現(xiàn)構件“零變形”，可以有效提升焊接質(zhì)量.目前針對熱輸入對2219 鋁合金激光鏡像焊接匙孔動態(tài)特征的影響機理尚不明確

文中以面向航空航天大型結(jié)構需求的2219 鋁合金中厚板連接技術為研究背景，開展2219 鋁合金對接結(jié)構激光鏡像焊接工藝與仿真研究.同時，對比不同焊接工藝參數(shù)對匙孔行為的影響及機理研究.研究結(jié)果為激光鏡像焊接工藝在航空航天領域的應用奠定理論基礎.

1 試驗方法

采用尺寸為100 mm×50 mm×6 mm 的2219 鋁合金材料進行激光鏡像焊接試驗，其熱處理狀態(tài)為T87 態(tài)，化學成分如表1 所示[13].

表1 2219 鋁合金化學成分(質(zhì)量分數(shù)，%)Table 1 Chemical composition of 2219 aluminum alloy

激光鏡像焊接技術是指在工件兩側(cè)以鏡像形式控制雙熱源同步運動的技術.試驗所采用的激光鏡像焊接如圖1 所示，包含兩個鏡像對稱激光焊接頭、兩臺KUKA 高精度六軸機器人、龍門系統(tǒng)、TruDisk-12003 萬瓦級碟片式激光器及分光器.激光器可通過分光器實現(xiàn)激光“一分為二”，并采用兩臺KUKA 機器人實現(xiàn)對接結(jié)構的鏡像焊接.此外，焊接過程使用高速攝像對焊接過程匙孔行為進行動態(tài)監(jiān)測，采集周期為50 ms.試驗所采用的激光鏡像焊接工藝參數(shù)如表2 所示.

圖1 激光鏡像焊接示意圖Fig.1 Schematic of laser mirror welding. (a) the equipment of laser mirror welding;(b) schematic diagram of laser mirror welding;(c) sectional drawing of laser mirror welding

表2 激光鏡像焊接工藝參數(shù)Table 2 The process parameters of laser mirror welding

2 熱流耦合模型的建立

2.1 物理模型

考慮到焊接全過程的仿真難度，文中將模型簡化為20 mm×20 mm×18 mm，其中2219 鋁合金及其兩側(cè)的氣相所對應的模型尺寸均為20 mm ×20 mm×6 mm.在對這3 個區(qū)域進行網(wǎng)格劃分時，通過細化焊接區(qū)域的網(wǎng)格，保證計算結(jié)果更準確、效率更高.優(yōu)化區(qū)域的網(wǎng)格尺寸為0.15 mm，而其他區(qū)域網(wǎng)格的尺寸為0.3 mm，并確保各區(qū)域之間的網(wǎng)格能夠進行平滑過渡，模型如圖2 所示.

圖2 激光鏡像焊接網(wǎng)格模型Fig.2 Mesh model for laser mirror welding

2.2 焊接過程受力分析

2219 鋁合金激光鏡像焊接物理過程主要包含熔化、汽化和凝固3 個物理過程.對激光鏡像焊接熔化過程的受力情況進行分析，如圖3 所示.激光加熱金屬，使其瞬間達到熔融態(tài)，熔池內(nèi)部存在著粘性力、熱浮力和重力的相互作用.其中，熔池內(nèi)部金屬的對流形成粘性力，熱浮力的大小取決于熔池溫度以及該溫度下的金屬熱物理性能.在熔池邊緣存在著未熔化金屬引起的拖拽力.在熔池的表面也存在著復雜的受力情況，包括熔池表面的表面張力、匙孔波動產(chǎn)生的反沖壓力以及激光束作用產(chǎn)生的沖擊力.

圖3 激光鏡像焊接過程受力示意圖Fig.3 Force analysis in laser mirror welding process

2.3 熱源模型

激光鏡像焊接過程存在著兩個對稱的激光熱源，分別對金屬兩側(cè)進行加熱熔化.由于金屬蒸發(fā)而形成匙孔，在熔池上方形成等離子體與金屬蒸汽.其中等離子體的溫度最高可達到20 000 K，對金屬吸收激光能量有著重要影響.文中將熔池上方的高能量等離子體等效于面熱源，其作用是在金屬表面/熔池上方持續(xù)輻射能量.熔池內(nèi)部由于不斷吸收激光能量，導致匙孔壁存在液態(tài)金屬的持續(xù)蒸發(fā)現(xiàn)象，金屬蒸汽會有一部分充滿匙孔內(nèi)部，可等效為具有一定深度的體熱源.

因此，采用了組合熱源模型來模擬激光束對金屬進行的能量傳輸，具體采用由高斯面熱源模型和高斯旋轉(zhuǎn)體熱源模型.其中高斯面熱源熱流分布函數(shù)為[14]

式中：η為母材的能量吸收率；Qs為面熱源能量；αr為修正系數(shù)；rs為熱源有效作用半徑.高斯體熱源熱流分布函數(shù)為

式中：Qv為體熱源能量；H為熱源深度.

2.4 邊界條件

為了實現(xiàn)激光鏡像焊接物理過程再現(xiàn)，需要對模型賦予特定的邊界條件，使模型邊界上的物理量與周圍環(huán)境之間的質(zhì)量、動量、能量實現(xiàn)正常的傳輸.激光鏡像焊接的工件表面受到十分復雜的熱-力耦合效應，可將其邊界條件分為以下幾類：

(1) 能量邊界條件，即

(2) 動量邊界條件，即

式中：FS為界面表面張力；PV為反沖壓力；PM為熔池流體靜壓力；FV為熔池流體動壓力.其中，反沖壓力和表面張力在熔池流動過程中作為主要的驅(qū)動力，對熔池表面及內(nèi)部的流體流動有著重要的影響.

2.5 計算模型的試驗驗證

為了驗證計算模型結(jié)果的正確性，進行了鏡像激光焊接試驗.試驗所用的材料、工藝參數(shù)等與模擬時輸入?yún)?shù)嚴格一致.選取激光功率為3 kW、焊接速度為2.3 m/min 的試驗組，觀察熔池宏觀形貌，并將焊縫熔池的形貌與模擬值進行比較，對比結(jié)果見圖4.試驗結(jié)果與仿真結(jié)果基本吻合，說明選用的熱源模型較為合理.

圖4 計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比Fig.4 Comparison of weld formation between experimental and simulation results in laser mirror welding

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 匙孔面積特征

如圖5a 為不同熱輸入下激光鏡像焊接過程匙孔開口波動情況.對比3 組試驗結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)，從3 組試驗中可得到，熱輸入增大時，匙孔的開口面積增大，耦合程度增大，波動減小，穩(wěn)定性增大，并且不同的增加方式導致的增大幅度不同.

圖5 匙孔開口波動行為Fig.5 Fluctuation behavior of keyhole opening.(a)keyhole opening at different times;(b) fluctuation curve of keyhole opening area

如圖5(b)為匙孔開口面積波動情況，可以看出橫焊過程中匙孔開口變化趨勢相似，匙孔開口面積逐漸增大并趨于平緩，在40～ 60 ms 和90～ 110 ms之間產(chǎn)生較大波動.在40～ 60 ms 之間，兩側(cè)匙孔開始耦合，熔池對匙孔產(chǎn)生較大的沖擊力，導致匙孔產(chǎn)生較大波動；在90～ 110 ms 之間，焊接已經(jīng)進行一段時間，匙孔熱積累達到一定值，導致匙孔運動時的能量突然增大，破壞了與熔池能量之間的平衡，從而產(chǎn)生較大波動.同時，匙孔開口面積增加幅度隨焊接熱輸入增加方式改變而改變.

圖6 為激光鏡像焊接過程匙孔橫截面面積的波動曲線.可以發(fā)現(xiàn)，隨著時間增加，激光鏡像焊接過程匙孔面積持續(xù)增大并趨于平緩，且波動較小.其中，在40 ms 之前，匙孔未耦合，隨著激光能量持續(xù)輸入，兩側(cè)匙孔逐漸增大，直到發(fā)生耦合；在40～60 ms，匙孔開始耦合，匙孔的面積基本保持不變，僅在小范圍內(nèi)波動.匙孔完成耦合后繼續(xù)吸收能量，匙孔面積繼續(xù)增加，直到120 ms 左右，匙孔面積不再增加，而在一定范圍內(nèi)波動.

圖6 激光鏡像焊接匙孔橫截面面積波動曲線Fig.6 Fluctuation curve of keyhole cross-sectional area in laser mirror welding

隨著熱輸入增加，匙孔整體面積也有所增大，匙孔的耦合程度增加，匙孔穩(wěn)定性增加.這是由于熱輸入增大時，匙孔單位時間內(nèi)吸收的能量增大，匙孔發(fā)生擴展，使其面積增大.并且，匙孔面積與匙孔開口面積的變化趨勢基本一致，可進一步驗證在鏡像焊接橫焊過程中，匙孔的波動不大，保持著較高的耦合穩(wěn)定性.

3.2 熱輸入對匙孔波動行為的影響

為進一步探究熱輸入對匙孔動態(tài)特征的影響，對激光鏡像焊接過程的匙孔行為進行仿真模擬.圖7～ 圖9 為不同熱輸入下激光鏡像焊接熔池橫、縱截面形貌.對比三組試驗結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)不同熱輸入增加的方式均會導致匙孔截面面積增大，即匙孔耦合程度增加.

圖7 787.67 J/cm 下激光鏡像焊接熔池截面形貌Fig.7 Cross-sectional morphology of molten pool in laser mirror welding under 787.67 J/cm

圖8 857.14 J/cm 下激光鏡像焊接熔池截面形貌Fig.8 Cross-sectional morphology of molten pool in laser mirror welding under 857.14 J/cm

圖9 913.12 J/cm 下激光鏡像焊接熔池截面形貌Fig.9 Cross-sectional morphology of molten pool in laser mirror welding under 913.12 J/cm

為更直觀的研究內(nèi)部匙孔形貌，提取如圖10 所示的不同熱輸入下的匙孔三維形貌及匙孔開口面積.對比分析可以發(fā)現(xiàn)，焊接熱輸入的增加會導致匙孔耦合處薄弱區(qū)域逐漸減小，即匙孔耦合程度逐漸增加，而匙孔開口區(qū)域面積也會隨焊接熱輸入的增加而增加，但會因為增加方式的不同而略有差別.

圖10 不同熱輸入下激光鏡像焊流場仿真結(jié)果Fig.10 Flow field simulation results of laser mirror welding with different heat input.(a) Threedimensional morphology of keyhole under 787.67 J/cm;(b) Three-dimensional morphology of keyhole under 857.14 J/cm;(c) Threedimensional morphology of keyhole under 913.12 J/cm;(d) Keyhole opening area under different heat inputs

圖11～ 圖13 所示為不同熱輸入下熔池截面流場分布.激光鏡像焊接過程中，兩側(cè)匙孔并非完全對稱，而是一側(cè)匙孔不斷長大至與另一側(cè)匙孔耦合，流體會向高速區(qū)域流動，導致耦合區(qū)域流體流速分布較為混亂.當熱輸入較低時，兩側(cè)熔池流體流速相差較大，匙孔耦合區(qū)域流體流速分布不均勻，導致匙孔耦合程度低，穩(wěn)定性差；隨著熱輸入增加，兩側(cè)熔池流體流速差值減小，匙孔耦合區(qū)域流體流速分布均勻化，導致匙孔耦合程度增加，穩(wěn)定性提高.

圖11 787.67 J/cm 下熔池截面流場分布Fig.11 Flow field distribution of molten pool crosssection under 787.67 J/cm.(a) cross section;(b) longitudinal section

圖12 857.14 J/cm 下熔池截面流場分布Fig.12 Flow field distribution of molten pool crosssection under 857.14 J/cm.(a) cross section;(b) longitudinal section

圖13 913.12 J/cm 下熔池截面流場分布Fig.13 Flow field distribution of molten pool crosssection under 913.12 J/cm.(a) cross section;(b) longitudinal section

3.3 不同熱輸入增加方式對匙孔的影響機理研究

結(jié)合上述激光鏡像焊接過程熔池、匙孔形貌及行為模擬結(jié)果，分析可得熱輸入的增加均會導致匙孔開口面積增大，耦合程度提高，波動性減弱.但不同的熱輸入增加方式對匙孔的影響程度不同，如圖14 所示.

圖14 不同熱輸入對激光鏡像焊接匙孔的影響機理Fig.14 Influence mechanism of keyhole in laser mirror welding as a function of welding heat input

首先，在焊接過程中，激光能量密度達到深熔焊的條件產(chǎn)生匙孔，熔池向外輻射能量.隨著焊接過程的進行，兩側(cè)匙孔發(fā)生耦合，匙孔向熔池輻射一定的能量.熱輸入為857.14 J/cm 時，即激光功率不變、焊接速度減小，1 ms 內(nèi)熔池及匙孔向前移動的距離較小，熔池向外輻射能量的變化并不明顯，但匙孔開口區(qū)域受激光沖擊增大，匙孔壁吸收的能量明顯增多，從而導致匙孔開口面積增幅較大，匙孔耦合部位仍存在部分薄弱區(qū)域；當熱輸入為913.12 J/cm 時，即焊接速度不變，激光功率增大，1 ms 內(nèi)匙孔與熔池向前移動的距離較大，熔池向外輻射能量明顯增大，匙孔開口區(qū)域受激光沖擊變化不大，但激光能量增大，匙孔向熔池中輻射的能量增大，匙孔壁吸收的能量較少，導致匙孔開口面積增幅較小，匙孔耦合部位薄弱區(qū)域幾乎不存在，即穩(wěn)定性提高.

綜上所述，增加激光功率會提高匙孔耦合穩(wěn)定性，降低焊接速度會增加匙孔開口面積.因此，針對6 mm 厚2219 鋁合金進行激光鏡像焊接，采用2.3 m/min 的焊接速度時，激光功率應在3300～3500 W 之間進行選?。划敳捎?.5 kW 的激光功率時，焊接速度應在2.2～ 2.3 m/min 之間選取.

4 結(jié)論

(1)激光鏡像焊接過程中，匙孔開口面積及橫截面面積均呈現(xiàn)逐漸增加并趨于平緩的趨勢，并且由于匙孔耦合階段的沖擊力增大以及熱積累的影響，在焊接開始后40～ 60 ms 和90～ 110 ms 之間匙孔面積特征產(chǎn)生較大波動.

(2)匙孔耦合后，增加激光功率或降低焊接速度，均會增加匙孔橫截面面積，提高匙孔耦合程度，同時匙孔耦合區(qū)域流體流速分布均勻化，有利于提高匙孔穩(wěn)定性.

(3)匙孔耦合后，焊接速度的降低，對熔池表面的匙孔開口面積影響較大，對匙孔耦合區(qū)域影響較?。患す夤β实脑黾?，對熔池內(nèi)部的匙孔耦合區(qū)域影響較大，對匙孔開口面積影響較小.

(4)針對6 mm 厚2219 鋁合金鏡像焊接試驗，采用2.3 m/min 的焊接速度時，激光功率應在3300～ 3500 W 之間進行選??；當采用3500 W 的激光功率時，焊接速度應在2.2～ 2.3 m/min 之間選取.