本研究為(wei) 預測大範圍材料的焊縫合金化濃度和均勻性提供了一種簡單而有效的方法。

摘要

為(wei) 研究低碳鋼和不鏽鋼激光焊接熔池流體(ti) 動力學、稀釋度和合金成分，建立了三維多相計算流體(ti) 動力學模型。利用所建立的模型，對激光參數範圍內(nei) 的焊接性能進行了獨立的預測，在所有情況下，數值模型的結果都與(yu) 實驗觀察的結果接近。研究表明，在一定的點能以上，熔池內(nei) 的材料主要是均勻的。在不同類型的激光焊接中，為(wei) 了獲得適合工業(ye) 應用的焊縫性能，需要最小的熔池規範。該模型為(wei) 預測大範圍材料的焊縫合金化濃度和均勻性提供了一種簡單而有效的方法。

1. 介紹

激光焊接已成為(wei) 自動化製造中的重要連接工藝，目前廣泛應用於(yu) 汽車、航空航天、能源、電子和醫療等行業(ye) (Duley, 1999, Nekouie Esfahani et al.， 2015)。激光焊接的優(you) 點包括精確的能量控製，低熱變形，狹窄的熱影響區，高焊接速度，深熔透，與(yu) 電子束焊接相比，激光焊接不需要真空室。不同材料的激光焊接比相似材料的激光焊接更為(wei) 複雜，因為(wei) 金屬的元素組成和熱物理性能存在巨大差異(Tomashchuk 等， 2010)。然而，低碳和不鏽鋼的激光焊接接頭目前用於(yu) 發電行業(ye) ，更普遍的是用於(yu) 連接3D結構、複雜的組件和高精度組件。盡管有激光異種焊接的潛力，但焊縫中合金濃度不均勻往往會(hui) 導致焊接強度降低(Sun and Ion, 1995)，金屬間物相不合格和裂紋形成(Anawa 和Olabi, 2008)。因此，需要確定預測和控製焊縫合金成分和合金分布的策略。

導模激光異種焊接的原理圖見圖1。一束足夠強度的連續激光束以恒定的速度(掃描速度)入射到工件表麵。一小部分入射能量被工件吸收，導致熔池的形成。當激光束穿過工件時，熔池沿掃描方向延伸，激光束離開後熔池迅速凝固。

圖1 激光異種焊接工藝示意圖。

不同的研究人員對激光異種焊接進行了一些數值和實驗研究。Rosenthal(1941)首先提出了準穩態假設下移動熱源的數學模型。在此基礎上，進行了激光異種焊接模擬研究，研究了熱傳(chuan) 導、熔池對流和殘餘(yu) 應力分布的性質。Ranjbarnodeh等(2012)利用有限元分析(FEA)建立了三維模型，預測了熔池溫度分布和熔合區形狀，得出在沒有熔池對流的情況下，焊縫溫度分布是不對稱的，最高溫度向低碳鋼方向偏移。Deng 等(2009)建立了一個(ge) 綜合的有限元模型來計算不同金屬管道接頭的殘餘(yu) 應力，考慮了熔覆、黃油、焊後熱處理和使用簡化移動熱源的多道焊接。並確定了焊後熔覆、塗黃油和焊後熱處理對殘餘(yu) 應力的影響。

Youtsos和Katsareas(2005)開發了一個(ge) 有限元模型來預測A508和AISI 304L之間不同接頭的熱應力和殘餘(yu) 應力分布。他們(men) 使用“元素出生和死亡”技術來模擬焊接池中添加的填充金屬。鋁和鋼異種焊接中，在不同方向的Marangoni力作用下，熔體(ti) 池慣例和熔合區形狀被研究(Chung 和Wei, 1999, Wei和 Chung, 2000)。Phanikumar等(2001)研究了Cu-Ni激光異種焊接中熔融金屬的流體(ti) 動力學和混合，報告稱，盡管將光束定位在焊縫中心，但異種熔合區大部分是不對稱的。Chakraborty(2009)擴展了Phanikumar的工作，建立了三維模型，應用有限體(ti) 積法研究了Cu-Ni的導模激光異種焊接，隨後討論了湍流的意義(yi) 。Esfahani等(2014)研究了低碳與(yu) 奧氏體(ti) 不鏽鋼異種接頭的顯微組織和使用性能，發現合金元素濃度對焊縫的顯微組織和使用性能有顯著影響。最近Hu 等(2012)開發了一個(ge) 模型來預測焊接不鏽鋼和鎳的傳(chuan) 熱和傳(chuan) 質，並得出結論:傳(chuan) 質在熔池形成的初期是最高的，之後隨著時間的推移而減小。

圖A (a) 10 ms時，Fe在頂部表麵的濃度分布;(b) 30 ms;(c) 60毫秒和(d) 500毫秒。

圖B (a) 10ms時，Fe沿截麵的濃度分布;(b) 30 ms;(c) 60 ms;(d) 90 ms;(e) 120毫秒及(f) 500毫秒。

當熔池開始形成時，流體(ti) 將Fe和Cr等元素從(cong) 不鏽鋼側(ce) 輸送到鎳側(ce) ，這些元素與(yu) 鎳混合。類似地，鎳元素從(cong) 鎳側(ce) 運輸到不鏽鋼側(ce) 。圖A、圖B分別為(wei) 頂麵Fe濃度剖麵和不同時間的截麵。對於(yu) 頂麵，熔池中Fe元素的分布在前60 ms內(nei) 不均勻，這是由於(yu) 混合時間不夠。60 ms後，熔池兩(liang) 側(ce) 金屬繼續熔化，熔池尺寸繼續增大，熔池頂麵熔池濃度分布基本均勻。但在截麵上，Fe元素在60 ms時分布不均勻，特別是在固液界麵附近。鐵元素均勻分布的時間較長，約為(wei) 90 ms。因此，頂麵傳(chuan) 質速度快於(yu) 截麵傳(chuan) 質速度。由於(yu) 溫度梯度和濃度梯度引起的馬朗戈尼應力，頂麵對流較強。非均勻的單元分布會(hui) 導致較大的馬朗戈尼應力，從(cong) 而加速流體(ti) 的流動以輸送質量。

本文建立了一個(ge) 三維計算流體(ti) 力學(CFD)模型來研究低碳鋼(CS)與(yu) 不鏽鋼(SS)異種激光焊接熔合區的合金化。分析了不同參數下的溫度場、速度場和物料濃度分布。將計算得到的熔合區的合金濃度和稀釋度與(yu) 實驗結果進行了比較。

2. 公式和網格結構

采用基於(yu) 有限體(ti) 積的Fluent程序對傳(chuan) 熱、流體(ti) 流動和材料擴散進行了CFD分析。本研究中使用的數學模型基於(yu) 雷諾平均Navier–Stokes（RANS）時間相關(guan) 方程。控製方程由質量守恒、動量守恒、能量守恒、湍流輸運方程和體(ti) 積分數方程（修正連續性方程）組成（Fluent，2009）。流體(ti) 體(ti) 積（VOF）模型用於(yu) 解釋met池內(nei) 的兩(liang) 種不同材料（SS和CS）。做出以下簡化假設：

•焊接在傳(chuan) 導模式下進行（無小孔形成），熔池的自由表麵根據熔池對流而變化。

•假設激光氣體(ti) 動力學參數，如保護氣體(ti) 射流、噴嘴間距和噴嘴出口直徑，對熱曆史和焊縫形狀特性的影響不大。

•熔池中沒有化學反應或氧化。

•焊接過程中機械性能的變化對流體(ti) 流動動力學的影響不大。

圖2顯示了用於(yu) CFD分析的初始網格。采用了一種變間距網格係統，在熱源附近有一個(ge) 細網格，在遠離熱源的地方有一個(ge) 課程網格。計算域的長度為(wei) 4mm，寬度為(wei) 8mm，厚度為(wei) 1mm，因此模型由194300個(ge) 元素組成。環境溫度設定為(wei) 300 K。分析中使用的奧氏體(ti) 不鏽鋼（Attarha和Sattari Far，2011）和低碳鋼（BritishStandards，2006）的材料性能如表1和表2所示。

圖2 網格用於(yu) 分析。

表1 基材的熱性能。

表2 基板的熱特性隨溫度變化而變化。

材料(CS和SS)的混合主要是由於(yu) 熔體(ti) 池的對流，而對流受表麵張力梯度、粘性和浮力的影響。焊縫表麵拓撲結構主要受熔池運動方向的影響(Marimuthu等人，2013)。在CFD模型中，自由表麵(焊縫頂部和底部)的節點根據熔池速度和方向進行了重新定位(Amara和Fabbro, 2010)。在CFD模擬中采用自適應網格細化方法，在每個(ge) 時間步長預測和跟蹤新的表麵拓撲。代碼寫(xie) 成用戶定義(yi) 函數(UDF)在使用C編程語言應用作為(wei) 瞬態熱流邊界條件的上表麵焊縫和跟蹤焊縫表麵輪廓(X, Y, Z坐標點的每個(ge) 節點融合區)。然後，UDF與(yu) Fluent CFD求解器動態鏈接。

3.結果與(yu) 討論

本研究的主要目標是建立一個(ge) 既能預測激光異種焊接熱循環和流體(ti) 流動，又能預測熔合區合金濃度和焊縫均勻性的CFD模型。為(wei) 了更好地洞察機製焊縫池中流體(ti) 流動和材料混合和評估CFD模型的魯棒性,三個(ge) 模型被開發,以50 J的特定點能量,J, 17日和10 J .內(nei) 聯與(yu) 實驗配置,光束的激光光斑直徑維持在0.5毫米。為(wei) 了獲得真實的結果，每一次的時間步長梁被移動一個(ge) 元素長度。進行了100個(ge) 時間步的CFD分析，其中80個(ge) 時間步為(wei) 焊接階段(與(yu) 沿焊縫長度的元素數量相關(guan) )，最後20個(ge) 時間步為(wei) 冷卻階段(考慮計算資源的選擇)。50 J、17 J和10 J的

時間步長分別為(wei) 10、3.3和1.4 ms。這是根據元件長度沿激光束橫貫方向而定的。

為(wei) 了突出不同激光焊接的非線性傳(chuan) 熱現象，首先以溫度等值線疊加在焊道表麵輪廓上的形式給出了結果。吸收的能量一部分用於(yu) 產(chan) 生熔池，一部分傳(chuan) 導到固體(ti) 母材中。在焊接初期，導熱是主要的傳(chuan) 熱方式，在焊接中間階段，流體(ti) 對流占主導地位，對垂直方向的傳(chuan) 熱影響顯著。

圖3a-c分別為(wei) 特定點能量為(wei) 50 J、17 J和10 J時的溫度輪廓和對應的焊縫輪廓。圖是在溫度和焊縫形貌達到準穩態後生成的。從(cong) 圖3a中可以看出，比點能量為(wei) 50 J時，溫度較高，這是因為(wei) 激光相互作用時間較長。X-Y圖清晰地顯示了不同激光焊接過程中熱分布的不對稱性。這是由於(yu) 熱性能的差異，在所有情況下，最高溫度超過了基板的熔化溫度。

圖3 (a) 50 J， (b) 17 J， (c) 10 J的比點能溫度分布比較。

材料導熱係數的溫度依賴性顯著影響了材料在熔池內(nei) 和遠離熔池的最高溫度位置(熱影響區)。圖4為(wei) 熔池內(nei) 和熔池外1mm處的最高溫度。從(cong) 圖4中可以看出，在所有情況下，低碳鋼的內(nei) 部溫度最高，而在遠離熔池的區域(距離熔池1mm)，不鏽鋼的上方溫度更高。這是由於(yu) 材料的熱導率與(yu) 溫度有關(guan) 。在高溫下(1200k以上)，低碳鋼的導熱係數相對較低，熱量在低碳鋼上積累，因此最高溫度發生在低碳鋼熔池區域內(nei) 。低溫時不鏽鋼的導熱係數較小，並注意其溫度分布。

圖4 不同比點能下熔池內(nei) 外溫度的比較。

如圖5所示(能量為(wei) 50 J、17 J和10 J時)，熔合區液相部分也出現了類似的不對稱行為(wei) 。X-Y視圖(圖5)表示了垂直於(yu) 焊縫方向的液相部分輪廓。從(cong) 圖5中可以看出，在比點能較低的情況下，主要是不鏽鋼熔化;而隨著束流能量的增加，低碳鋼的熔化速率往往高於(yu) 不鏽鋼。這是由於(yu) 不鏽鋼在熔化初期導熱係數較低，導致在熔池形成初期(低碳鋼達到熔化溫度之前)加熱快，熔化快。然而，不鏽鋼在高溫下較高的熱導率導致了在較高的比點能下較高的熔化速率。不鏽鋼在高溫下導熱係數的增加導致低碳鋼(與(yu) 不鏽鋼相比)的溫度升高。從(cong) 圖5中還可以看出，熔合區表麵輪廓隨比點能量的變化而變化。當熔體(ti) 比點能達到50 J時，熔體(ti) 表麵幾乎是平坦的，而當熔體(ti) 比點能達到17 J時，熔體(ti) 表麵出現一個(ge) 隆起，這可以從(cong) 熔體(ti) 的大小和流速分布來解釋。

圖5 (a) 50 J， (b) 17 J， (c) 10 J時熔點能和凝固點能分布曲線的比較。

圖6為(wei) 熔體(ti) 在中點截麵(X-Y)和頂麵(X-Z)的熔池速度。熔池內(nei) 的速度是由材料的表麵張力梯度驅動的，而表麵張力梯度又取決(jue) 於(yu) 表麵溫度梯度而不是最高溫度。隨著比點能的增大，熱梯度和隨之而來的表麵張力增大，導致熔體(ti) 中流體(ti) 流速增大。熔池中表麵張力的負熱梯度導致了向外流動(圖6)，這提供了從(cong) 中心到焊縫外圍以及從(cong) 表麵到焊縫根部的有效的熱量傳(chuan) 遞。相對較低的流體(ti) 流動速度(~ 0.18米/秒)發現，在較低的比能10J和相當高的速度在17 J(0.3米/秒)和50 J(0.41米/秒)。此外，由於(yu) 低碳鋼內(nei) 部的高溫梯度，在低碳鋼中發現了最大的速度。這種以低碳鋼為(wei) 主的熔池動力學增加是導致低碳鋼熔化速率增加的主要原因(如圖5所示)。

圖6 (a) 50 J， (b) 17 J， (c) 10 J時，比點能量的頂麵速度矢量比較。

在17 J（圖5）的比點能量下注意到的駝峰歸因於(yu) 不鏽鋼和低碳鋼中速度大小的差異。盡管負表麵張力梯度會(hui) 導致向外流動，但速度大小的差異會(hui) 導致材料界麵處形成隆起。在高比點能（50 J）下，熔池寬度增加，從(cong) 而抑製隆起，並形成主要均勻的焊縫。然而，在比能量較低（10 J）時，表麵上的熔池向外流動（由於(yu) 負表麵張力梯度），導致熔池中心出現輕微凹陷。觀察到的表麵拓撲趨勢與(yu) Mills等人（1998）和Li等人（2011）報告的趨勢一致。

很明顯，流體(ti) 速度會(hui) 顯著影響異種焊道的混合和均勻性。合金元素的混合程度和濃度取決(jue) 於(yu) 熔池中由表麵張力驅動的流體(ti) 流動的大小。圖7示出了焊接熔合區的中點橫截麵（X–Y）相場，具體(ti) 點能量分別為(wei) 50 J、17 J和10 J。相場是焊接區內(nei) 焊接金屬混合的良好指示，可用於(yu) 估計焊道的合金化濃度和均勻性（Amara和Fabbro，2010）。比點能的增加導致熔池表麵的溫度梯度增大。熔池上方的高溫度梯度導致負（表麵張力係數隨溫度變化），這會(hui) 通過對流（從(cong) 中心到焊縫邊緣）導致強烈的向外流動，從(cong) 而將合金元素從(cong) 母材輸送到熔池中，從(cong) 而使焊縫更加均勻。從(cong) 圖7可以看出，這兩(liang) 種材料在50 J和17 J的比點能量下經曆了廣泛的混合，而在10 J的低比點能量下，混合最少。在沿熔合區進行顯微硬度分析的實驗觀察中，也注意到了類似的趨勢，如圖8所示。

圖7 (a) 50 J， (b) 17 J， (c) 10 J比點能下不鏽鋼體(ti) 積分數的比較。

圖8 焊縫熔合區的實驗硬度分布。

使用焦距為(wei) 127 mm、激光功率為(wei) 500 W、出口直徑為(wei) 2 mm、間隔距離為(wei) 5 mm、氬氣保護氣體(ti) 為(wei) 1 bar的CO2激光器，在比能量為(wei) 50 J、17 J和10 J的情況下，對1 mm不鏽鋼和低碳鋼進行了激光焊接試驗（Esfahani等人，2014年）。通過控製掃描速度改變了比點能量（Esfahani等人，2014）。

從(cong) 圖8可以看出，隨著束流能量的增加，焊道內(nei) 硬度的變化減小，這表明對於(yu) 小於(yu) 17 J的比點能量，焊道中的合金元素濃度是不均勻的。對於(yu) 50 J和17 J的比點能量，熔合區內(nei) 硬度的百分比變化接近5%，而對於(yu) 10 J，百分比變化在15–16%的範圍內(nei) 。焊接區內(nei) 的硬度變化可能會(hui) 破壞接頭的有效性，應避免（Baghjari和Akbari Mousavi，2013），但比點能量的高幅度可能會(hui) 導致焊縫中的熱影響區和殘餘(yu) 應力更高。所提出的模型可以作為(wei) 一個(ge) 有用的工具，在焊接之前估計異種焊接區的均勻性。

圖9顯示了不同特定點能量下異種接頭（沿樣品中心的橫截麵）的實驗（左側(ce) ）和模擬（右側(ce) ）熔合區輪廓的比較。模擬結果的輪廓顯示了低碳鋼的正態稀釋。稀釋被定義(yi) 為(wei) 低碳鋼在焊縫熔合區的百分比貢獻，並能很好地指示焊道中的合金化濃度。正如所觀察到的，焊接梁表麵輪廓在不同的特定點能量下發生變化，這對異種接頭的使用性能特別重要。不同束流能量下表麵拓撲結構的變化歸因於(yu) 熔池中的對流流體(ti) 流動，這又取決(jue) 於(yu) 表麵張力驅動的流體(ti) 流動的大小。與(yu) 實驗焊道輪廓一致，CFD模型預測了焊道稀釋（兩(liang) 種材料的熔化百分比）和不同比點能量的表麵狀況。圖10顯示了低碳鋼的實驗稀釋和模擬稀釋的比較。根據低碳鋼的熔化麵積與(yu) 各元素體(ti) 積分數值得出的總焊道麵積之比計算得出（圖9）。實驗和模擬結果之間的邊際差異應歸因於(yu) CFD模擬中不鏽鋼在熔融溫度以上的恒定反射率和線性導熱係數的假設，而實際實驗中並非如此。這些屬性細節無法用於(yu) 模擬。

圖9 (a) 50 J， (b) 17 J， (c) 10 J時，試驗(左側(ce) )和模擬(右側(ce) )焊縫截麵剖麵的對比。

圖10 焊縫稀釋率的比較。

4. 結論

對低碳奧氏體(ti) 不鏽鋼激光焊接接頭的稀釋度和均勻性進行了數值模擬研究。在這項工作中獲得的重要結果總結如下。

•稀釋度和均勻性對焊縫性能有顯著影響，所建立的模型可用於(yu) 預測。

•熔池的熱梯度和表麵張力對熔池動力學、表麵拓撲結構和熔合區稀釋(合金混合物)有顯著影響。

•激光能量的增加導致熔體(ti) 熔池對流的增加。與(yu) 類似材料不同，熔池對流的最小閾值是實現均勻焊縫的必要條件。

•對於(yu) 1 mm厚的異種接頭，在比點能大於(yu) 17 J的情況下，產(chan) 生了主要的均勻組織和良好的融合區。在不考慮激光能量的情況下，較低的表麵張力係數會(hui) 破壞不同激光焊接中焊縫的均勻性。

•該模型也適用於(yu) 其他熔焊工藝，包括電子束焊接或電弧焊。

來源：Numerical simulation of alloy composition in dissimilar laserwelding，Journal of Materials Processing Technology，doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2015.05.005

參考文獻：E.H. Amara, R. Fabbro，Modeling of humps formation during deep-penetration laser welding，Appl. Phys.A, 101 (2010), pp. 111-116；E.M. Anawa, A.G. Olabi，Control of welding residual stress for dissimilar laser weldedmaterials，J. Mater. Process. Technol., 204 (2008), pp. 22-33