碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料與6061 鋁合金激光連接仿真

徐良，谷世偉，楊海鋒，宋坤林，李康寧，韓來慧

(1.哈焊國創(chuàng)(青島)焊接工程創(chuàng)新中心有限公司,青島,266111；2.國家高速列車青島技術(shù)創(chuàng)新中心,青島,266108；3.中國石油大學(xué)（華東）材料科學(xué)與工程學(xué)院,青島,266580)

0 序言

碳纖維增強(qiáng)熱塑性材料(carbon fiber reinforced thermoplastic composite，CFRTP)以其高強(qiáng)度、耐蝕、耐熱等特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于航空航天、軌道交通等領(lǐng)域，同樣鋁合金因其輕量化、強(qiáng)度高的特點(diǎn)在這些領(lǐng)域中應(yīng)用也較為廣泛，因此CFRTP 與鋁合金的連接成為不可避免的問題，由于兩種材料性能差異較大，CFRTP 與鋁合金的有效連接存在一定難度.激光焊以其能量集中、熱影響區(qū)小的特點(diǎn)在CFRTP 和鋁合金連接方面具有明顯的優(yōu)勢(shì)[1-3].

激光焊接過程中的界面溫度至關(guān)重要，溫度場(chǎng)分布直接影響著接觸界面的樹脂熔化情況.因此通過仿真手段分析異種材料激光焊接過程中的溫度場(chǎng)演化規(guī)律對(duì)于實(shí)際焊接工藝摸索具有重要的指導(dǎo)意義.目前在異種材料焊接的仿真方面，王強(qiáng)等人[4-8]均采用ANSYS 軟件以高斯面熱源模型作為激光熱源模型，主要對(duì)不銹鋼和以PPS 為基的碳纖維材料的焊接溫度場(chǎng)進(jìn)行研究，用來預(yù)測(cè)工藝參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響；賈少輝[9]對(duì)CFRTP(PA 樹脂為基體)/鋁合金的激光攪拌焊接試驗(yàn)及溫度場(chǎng)做出了研究分析，利用有限元法預(yù)測(cè)分析了激光攪拌焊接過程中的溫度場(chǎng)；李云[10]構(gòu)建刻蝕6061 鋁合金與CFPEEK 激光連接過程有限元模型，開展激光連接過程溫度場(chǎng)仿真研究；Hussein 等人[11]對(duì)PMMA/不銹鋼激光焊接過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，計(jì)算模擬結(jié)果和實(shí)際測(cè)量結(jié)果基本吻合；黃創(chuàng)[12]利用ANSYS 軟件建立了鈦合金與碳纖維聚合物材料的激光焊接溫度場(chǎng)有限元模型，研究了激光功率、焊接速度及離焦量等工藝參數(shù)對(duì)焊接溫度場(chǎng)的影響規(guī)律；黃怡潔[13]通過不銹鋼與聚合物材料激光焊接的有限元模型，對(duì)焊接過程中的溫度場(chǎng)進(jìn)行，數(shù)值模擬分析，一定程度上揭示了連接機(jī)理；景若木等人[14]利用ABAQUS 軟件對(duì)鈦合金和CFPEEK 激光焊接溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬，獲得了鈦合金CFPEEK 連接的工藝窗口.而關(guān)于以PA66 樹脂為基體的碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的激光焊接仿真鮮有報(bào)道，且涉及到的工藝參數(shù)較少.

文中以高速列車輕量化需求為背景，以6061 鋁合金和CF/PA66 樹脂基碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料為研究對(duì)象，通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的手段，利用SYSWELD 有限元軟件對(duì)6061 鋁合金和CF/PA66 激光焊接溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬，研究激光功率、焊接速度、搭接寬度、冷卻條件、工裝導(dǎo)熱條件對(duì)接頭溫度場(chǎng)演化的影響規(guī)律.

1 有限元數(shù)值模擬模型

6061 鋁合金和CF/PA66 材料搭接激光焊接原理如圖1 所示，激光照射到鋁合金表面，在高密度能量的作用下形成熔池，熱量通過熱傳導(dǎo)的方式傳遞到6061 鋁合金和CF/PA66 接觸界面，使CF/PA66表面樹脂熔化，最后在壓力的作用下與鋁合金表面有效貼合.

圖1 鋁合金/CFRTP 搭接激光焊接示意圖Fig.1 Schematics of laser welding of aluminum/CFRTP

針對(duì)鋁合金/CFRTP 搭接構(gòu)件建立幾何模型，鋁合金板尺寸為150 mm × 50 mm × 1.5 mm，CFRTP 板尺寸為50 mm × 25 mm × 3 mm，如圖2 所示.

圖2 幾何模型Fig.2 Model of geometry

對(duì)6061 鋁合金/CFRTP 搭接構(gòu)件的幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，考慮到計(jì)算效率和計(jì)算時(shí)間，在保證計(jì)算結(jié)果不失真的情況下，對(duì)于網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行優(yōu)化，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3 所示，對(duì)CFRTP 板上距離界面0.5mm 以內(nèi)區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)分，鋁合金板上搭接區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)格劃分密集，搭接區(qū)域外的網(wǎng)格劃分稀疏，且距離焊縫越遠(yuǎn)，網(wǎng)格越稀疏，最小網(wǎng)格尺寸為0.25 mm × 0.18 mm × 0.05 mm，最大網(wǎng)格尺寸為3.2 mm × 1.5 mm × 0.5 mm.

為考慮搭接寬度對(duì)接頭溫度場(chǎng)的影響，建立不同搭接寬度的有限元模型，如圖4 所示，a為焊縫中心至鋁合金板端部距離，b為焊縫中心至CFRTP 板端部距離，a默認(rèn)為15 mm.

圖4 搭接示意圖Fig.4 Diagram of lap joint

熱源模型的選取直接關(guān)系著激光焊接模擬的準(zhǔn)確性，結(jié)合前期試驗(yàn)結(jié)果，選用“高斯面熱源+指數(shù)旋轉(zhuǎn)拋物線體熱源”的復(fù)合熱源模型[15]，即

式中：Q為激光焊接時(shí)的總功率，qs和qv分別表示高斯面熱源和指數(shù)旋轉(zhuǎn)拋物線體熱源的熱流密度，η表示熱效率，Qs和Qv分別表示兩種熱源模型的有效功率，α表示能量集中系數(shù)，R0表示指數(shù)旋轉(zhuǎn)拋物線體熱源的開口半徑，H表示旋轉(zhuǎn)體高度.

在激光焊接過程中，鋁合金在激光熱源的作用下升溫，其熱物理性能參數(shù)隨溫度的升高發(fā)生改變，這一情況在焊接仿真過程中也應(yīng)考慮，6061 鋁合金材料的熱物理性能參數(shù)如圖5 所示[10].

圖5 6061 鋁合金熱物理性能夠參數(shù)Fig.5 Thermal properties of 6061 aluminum alloy.(a)thermal conductivity;(b) specific heat

文中采用的CFRTP 材料是以PA66 樹脂為基體，30%短棒碳纖維為增強(qiáng)相通過注塑工藝形成的，該材料在厚度方向上的熱導(dǎo)率小于其他兩個(gè)方向，且假設(shè)CFRTP 材料的熱物理性能參數(shù)不隨溫度發(fā)生改變，熱物理性能參數(shù)如表1 所示[16].

表1 CFRTP 熱物性參數(shù)Table 1 Thermal properties of CFRTP

為考慮工裝導(dǎo)熱情況對(duì)激光焊接過程中搭接接頭溫度場(chǎng)的影響，將工裝夾具簡化為焊縫兩側(cè)添加導(dǎo)熱塊的有限元網(wǎng)格模型，如圖6 所示，導(dǎo)熱塊長度為25 mm，分布于焊道兩側(cè)，內(nèi)側(cè)間距為10 mm，導(dǎo)熱塊材質(zhì)分別為導(dǎo)熱性能優(yōu)良的T2 紫銅[17]、與鋁板材質(zhì)相同的6061 鋁合金、導(dǎo)熱性能一般的Q345 鋼[18]，3 種材料的熱導(dǎo)率如表2 所示.

表2 3 種材料熱導(dǎo)率 (W·m-1·K-1)Table 2 Thermal conductivity of three materials

圖6 導(dǎo)熱塊網(wǎng)格模型Fig.6 Mesh model of heat conduction block

為考慮冷卻方式對(duì)焊接過程中接頭溫度場(chǎng)的影響情況，設(shè)定兩種散熱方式；一種是工件外表面與空氣輻射和自然對(duì)流換熱，另一種是鋁合金板下表面搭接區(qū)域之外強(qiáng)制水冷，如圖7 所示，空冷換熱系數(shù)為29 W/m2·℃)，水冷換熱系數(shù)取1 800 W/(m2·℃)[19].

圖7 冷卻條件Fig.7 Cooling condition.(a) air cooling;(b) water cooling

為研究激光功率、焊接速度、搭接寬度、冷卻條件和工裝導(dǎo)熱條件對(duì)6061 鋁合金和CFRTP 搭接激光焊接溫度場(chǎng)的影響，分別進(jìn)行不同工藝參數(shù)下構(gòu)件的有限元仿真，工藝參數(shù)如表3 所示.

表3 工藝參數(shù)Table 3 Welding parameters

2 模型驗(yàn)證

2.1 試驗(yàn)材料與激光參數(shù)

6061 鋁合金板和CFRTP 板尺寸分別為150 mm × 50 mm × 1.5 mm 和50 mm × 25 mm × 3 mm，試驗(yàn)前將CFRTP 板放在超聲波清洗機(jī)中用丙酮進(jìn)行清洗，然后放入烘干箱中進(jìn)行烘干，激光焊接試驗(yàn)采用IPG 公司YLS-6000 光纖激光器，為避免激光反射至光路，將激光槍頭前傾10°，焊接過程中采用25 L/min 的氬氣作為保護(hù)氣體，激光功率為500 W，焊接速度為5 mm/s，離焦量為+10 mm.

2.2 試驗(yàn)結(jié)果及模擬結(jié)果

選用與2.1 中相同的工藝參數(shù)進(jìn)行6061 鋁合金和CFRTP 板搭接激光焊數(shù)值模擬，圖8 為6061 鋁合金和CFRTP 激光焊接試驗(yàn)結(jié)果與熱源參數(shù)校核后的仿真結(jié)果對(duì)比，左側(cè)為激光焊接鋁合金焊縫橫截面宏觀形貌，右側(cè)為相同工藝參數(shù)下的仿真結(jié)果，由于6061 鋁合金熔點(diǎn)為650 ℃，因此將仿真結(jié)果中溫度高于650 ℃的區(qū)域作為熔池區(qū)域，可以看出，數(shù)值模擬獲得的熔池形態(tài)與實(shí)際焊縫橫截面形態(tài)基本吻合，計(jì)算得到的熔寬和熔深結(jié)果與實(shí)際焊縫熔寬熔深基本一致.

圖8 實(shí)際焊縫形貌與有限元仿真結(jié)果對(duì)比Fig.8 Comparison of experimental and finite element simulation

圖9 為焊接時(shí)間4.26 s 時(shí)焊縫橫截面的溫度場(chǎng)云圖，可以看出，鋁合金和CFRTP 界面處的等溫線更為密集，溫度梯度較大，且由于PA66 的熱導(dǎo)率遠(yuǎn)小于6061 鋁合金，高溫區(qū)域在CFRTP 側(cè)的厚度較小；提取路徑1 上各節(jié)點(diǎn)的溫度，如圖10 所示，溫度隨著距離起始點(diǎn)位移大小的增大而降低，由于兩種材料的熱物性差異巨大，因此曲線在界面處存在拐點(diǎn)，CFRTP 材料熔化深度約為0.265 mm，且界面處溫度超過PA66 數(shù)值的分解溫度，分解區(qū)寬度約為0.104 mm.圖11 為路徑1 上Z=0 mm、Z=1.5 mm、Z=1.7 mm 處的溫度隨時(shí)間的變化曲線，可以看出，距離鋁合金上表面越遠(yuǎn)，最高溫度越低，且Z=0 mm、Z=1.5 mm 處溫度達(dá)到最大值時(shí)，Z=1.7 mm 處溫度還未達(dá)到最大值，滯后時(shí)間約為0.3 s.

圖9 焊縫橫截面溫度場(chǎng)云圖Fig.9 Temperature field of the cross-section of joint

圖10 路徑1 上溫度分布Fig.10 Temperature distribution on the Path 1

圖11 路徑1 上溫度隨時(shí)間變化Fig.11 Temperature changes on the Path 1

圖12 為CFRTP 表面實(shí)際熔化寬度與仿真計(jì)算結(jié)果的對(duì)比，可以看出，二者趨勢(shì)基本相近，CFRTP 熔化寬度沿焊接方向逐漸增大，中后部位置的熔化情況存在差異，可能是由于試驗(yàn)條件下鋁合金下表面與CFRTP 上表面搭接部分未能完全接觸；從溫度場(chǎng)云圖中也可發(fā)現(xiàn)，CFRTP 表面存在一定寬度的分解區(qū)域.

圖12 CFRTP 表面實(shí)際熔化寬度與溫度場(chǎng)云圖對(duì)比Fig.12 Comparison of actual melting width and temperature field nephogram of CFRTP surface

3 結(jié)果和分析

3.1 激光功率的影響

為分析激光功率對(duì)搭接界面處熔化和分解情況的影響規(guī)律，提取不同激光功率作用下的搭接界面處的溫度場(chǎng)分布云圖，如圖13 所示，可以發(fā)現(xiàn)，CFRTP 表面熔化區(qū)域和分解區(qū)域均沿焊接方向逐漸增大，且隨著激光功率的逐漸增大，搭接界面熔化區(qū)域和分解區(qū)域逐漸增大，當(dāng)激光功率增大到600 W 時(shí)，CFRTP 表面整個(gè)搭接區(qū)域基本熔化.

圖13 不同激光功率下CFRTP 上表面溫度場(chǎng)云圖Fig.13 Temperature field of upper surface of CFRTP with varying laser power.(a) 400 W;(b) 450 W;(c) 500 W;(d) 550 W;(e) 600 W

圖14 為不同激光功率下CFRTP 搭接位置熔化深度、分解深度、分解深度占熔化深度比例的對(duì)比圖，可以發(fā)現(xiàn)，隨著激光功率的增加，CFRTP 熔化深度和分解深度逐漸增加，且分解深度在整個(gè)熔化深度中所占比例逐漸增大，當(dāng)激光功率為400 W時(shí)，CFRTP 中間位置熔化深度和分解深度較小，分別為0.2 mm 和0.03 mm，分解深度在整個(gè)熔化深度中所占比例僅為15%，在整個(gè)焊接接頭的有效連接區(qū)域中PA66 樹脂基分解量較小，當(dāng)激光功率為600 W 時(shí)，CFRTP 中間位置熔化深度和分解深度分別達(dá)到0.41 mm 和0.18 mm，分解深度在整個(gè)熔化深度中所占比例達(dá)到43.9%，在整個(gè)焊接接頭的有效連接區(qū)域中PA66 樹脂基分解量較大，焊接過程中，接頭爆裂風(fēng)險(xiǎn)較高.

圖14 CFRTP 熔化情況Fig.14 Melting condition of CFRTP.(a) melting depth;(b) decomposition depth;(c) decomposition depth ratio

3.2 焊接速度的影響

為分析焊接速度對(duì)搭接界面熔化和分解行為的影響規(guī)律，提取不同焊接速度下CFRTP 上表面溫度場(chǎng)云圖，如圖15 所示，虛線左側(cè)為搭接區(qū)域，可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)焊接速度為3 mm/s 時(shí)，基本整個(gè)搭接區(qū)域表面溫度都超過PA66 樹脂的熔化溫度，且搭接表面上大部分區(qū)域溫度超過PA66 分解溫度，隨著焊接速度的增加，CFRTP 搭接表面熔化區(qū)域和分解區(qū)域逐漸減小，當(dāng)焊接速度增加到13 mm/s 時(shí)，熔化寬度僅為4.45 mm，分解區(qū)域不再貫穿整個(gè)搭接區(qū)域.

圖15 不同焊接速度下CFRTP 上表面溫度場(chǎng)云圖Fig.15 Temperature field of upper surface of CFRTP with varying welding speed.(a) 3 mm/s;(b) 5 mm/s;(c) 7 mm/s;(d) 9 mm/s;(e) 11 mm/s;(f)13 mm/s

圖16 為不同焊接速度CFRTP 搭接區(qū)域熔化深度、分解深度以及分解深度占比的對(duì)比圖，可以看出，該位置CFRTP 熔化深度和分解深度均隨著焊接速度的增大而減小，且整個(gè)熔化深度中分解深度所占比例隨焊接速度的增大而減小，由39.2%降低為5.4%，這說明增加焊接速度能顯著減小PA66 樹脂熔化區(qū)域深度內(nèi)分解區(qū)域占比；相反，采用較低的焊接速度，雖然能夠增加PA66 樹脂的熔化深度，但熔化深度內(nèi)PA66 樹脂分解所占比例也相應(yīng)增加.

圖16 CFRTP 熔化情況Fig.16 Melting condition of CFRTP.(a) melting depth;(b) decomposition depth;(c) decomposition depth ratio

3.3 搭接寬度的影響

為分析搭接寬度對(duì)搭接界面熔化和分解行為的影響規(guī)律，提取不同搭接寬度下CFRTP 上表面溫度場(chǎng)云圖，虛線左側(cè)為搭接區(qū)域，如圖17 所示，可以看出，不同搭接區(qū)域下CFRTP 表面溫度分布情況基本一致，表面PA66 樹脂熔化寬度和分解寬度基本一致，尤其是在a 區(qū)域(焊縫中心至鋁合金板端部)內(nèi)溫度場(chǎng)基本一致；當(dāng)搭接寬度超過25 mm 之后，b 區(qū)域(焊縫中心至CFRTP 端部)溫度場(chǎng)分布也基本一致，這說明在搭接寬度超過該工藝參數(shù)下的CFRTP 最大熔化寬度后，搭接寬度對(duì)CFRTP 表面熔化寬度和分解寬度幾乎沒有影響.

圖17 不同搭接寬度下CFRTP 上表面溫度場(chǎng)云圖Fig.17 Temperature field of upper surface of CFRTP with varying lap width.(a) 25 mm;(b) 30 mm;(c) 35 mm

3.4 冷卻條件的影響

為分析冷卻條件對(duì)搭接界面熔化和分解行為的影響規(guī)律，提取兩種冷卻條件下CFRTP 上表面溫度場(chǎng)云圖，虛線左側(cè)為搭接區(qū)域，如圖18 所示，可以看出，水冷條件下CFRTP 上表面熔化寬度顯著縮小，且熔化區(qū)域關(guān)于焊縫中心幾乎對(duì)稱，這說明在水冷條件下下，CFRTP 上表面焊縫兩側(cè)溫度分布基本一致，區(qū)域A 過熱、散熱慢的情況得到明顯改善；對(duì)于PA66 分解區(qū)域，水冷條件下PA66 分解區(qū)域并沒有明顯減小，熔化區(qū)域內(nèi)的有效連接區(qū)域占比減小.

圖18 不同冷卻條件下CFRTP 上表面溫度場(chǎng)云圖Fig.18 Temperature field of upper surface of CFRTP with varying cooling condition.(a) air cooling;(b) water cooling

3.5 導(dǎo)熱條件的影響

圖19 為不同導(dǎo)熱塊下CFRTP 搭接界面溫度場(chǎng)云圖，可以看出，添加導(dǎo)熱塊之后，CFRTP 上表面熔化寬度和分解寬度顯著減小，且焊縫兩側(cè)熔化區(qū)域不對(duì)稱的情況基本消失，這說明添加導(dǎo)熱塊可以改善CFRTP 上表面溫度分布不對(duì)稱，縮小CFRTP 上表面過熱區(qū)域，當(dāng)導(dǎo)熱塊為T2 紫銅時(shí)，熔化寬度和分解寬度相較于其它兩種材質(zhì)更窄，這主要是由于T2 紫銅熱導(dǎo)率明顯高于其它兩種材質(zhì)，在焊接過程中導(dǎo)熱能力更強(qiáng).

圖19 不同導(dǎo)熱條件下CFRTP 上表面溫度場(chǎng)云圖Fig.19 Temperature field of upper surface of CFRTP with different thermal conductivity condition.(a)without fixture;(b) T2;(c) 6061;(d) Q345

測(cè)量和計(jì)算不同導(dǎo)熱條件下的CFRTP 熔化深度、分解深度和分解深度占比，如表4 所示，可以看出，添加導(dǎo)熱塊之后，CFRTP 熔化深度、分解深度和分解深度占比顯著降低，特別是當(dāng)導(dǎo)熱塊材質(zhì)為T2 紫銅時(shí)，相比于無導(dǎo)熱塊，熔化深度降低超過50%，分解深度降低超過90%；導(dǎo)熱塊熱導(dǎo)率越高，降低幅度越大.這說明添加導(dǎo)熱塊能夠降低CFRTP 材料中PA66 樹脂熔化量，導(dǎo)熱性能越好，降低幅度越大.

表4 不同導(dǎo)熱條件下CFRTP 熔化情況Table 4 Melting condition of CFRTP at different thermal conductivity condition

提取距CFRTP 上表面0.05 mm 厚度處的溫度循環(huán)曲線，如圖20 所示，可以看出，添加導(dǎo)熱塊可以降低該深度處溫度，增大冷卻速度，縮短該處區(qū)域在PA66 熔化和分解溫度之上停留時(shí)間，且導(dǎo)熱塊的導(dǎo)熱性能越好，效果越明顯，這說明添加導(dǎo)熱塊同樣可以降低焊接過程中CFRTP 材料內(nèi)部溫度，加快PA66 樹脂的冷卻凝固過程，改善PA66 樹脂的分解情況.

圖20 距CFRTP 上表面0.05 mm 厚度處溫度循環(huán)曲線Fig.20 Temperature cycle curve at 0.05 mm thickness from the upper surface of CFRTP

4 結(jié)論

(1) 建立了6061 鋁合金和CFRTP 搭接激光焊接的有限元仿真模型，通過試驗(yàn)驗(yàn)證了其準(zhǔn)確性，并分析焊接過程中鋁合金和CFRTP 溫度變化規(guī)律.

(2) 激光功率越大，搭接區(qū)域PA66 樹脂的熔化深度和分解深度均隨激光功率的增大而增加.

(3) 焊接速度越大，搭接區(qū)域PA66 樹脂的熔化寬度、分解寬度、熔化深度和分解深度隨焊接速度的增大而減小，且焊接速度越快，處于熔化溫度和分解溫度之上停留時(shí)間越短.

(4) 同種工藝參數(shù)下，界面樹脂的有效熔化寬度一定，材料搭接尺寸對(duì)樹脂有效熔化寬度幾乎沒有影響；水冷條件能夠降低搭接區(qū)域中PA66 樹脂熔化和分解量.

(5) 添加導(dǎo)熱塊能夠顯著增大搭接面冷卻速度，縮小表面過熱區(qū)域，且導(dǎo)熱塊材質(zhì)熱導(dǎo)率越高，效果越顯著；添加導(dǎo)熱塊之后，搭接面PA66 樹脂的熔化量也顯著減少.