复合焊 - 图文

1.1选题意义

焊接技术作为一种重要的材料加工工艺，在制造工业领域得到越来越广泛的应用，同时人们对焊接技术的要求也越来越高，希望能够获得一种优质、高效且成本低、适用范围广的焊接工艺。激光焊（Laser Beam Welding, LBW）作为一种先进焊接技术，因具有熔深大、焊速快、热影响区小及操控精度高等优点而被广泛应用于工业生产，但它同时也存在设备投资大、对工件装配精度要求高、接头搭桥能力差、易产生气孔和咬边、高反射率金属焊接困难等缺点[1-3]。传统的电弧焊虽然成本低、适用范围广，但又存在焊速低、熔深小、焊缝变形和热影响区大等缺点[4,5]。为了实现优质、高效焊接，研究者将LBW和电弧有机结合起来，形成了一种新的焊接技术—激光+电弧复合热源焊[6]。而随后的研究结果则表明，这种新的焊接工艺不仅克服了两种焊接热源的缺点、综合了两者的优点，还产生了额外的能量协同效应[7]，具有广泛应用于工业生产领域的巨大潜力，也因此越来越受到人们的重视和青睐。脉冲熔化极气体保护焊（Pulsed Gas Metal Arc Welding, GMAW-P）与其它传统电弧焊相比，具有飞溅小、可控性好、焊接过程稳定等优点，从而受到广泛应用[4,5]，因此，激光+GMAW-P复合热源焊也成为复合焊研究的重点。

由于激光+电弧复合热源焊除包含了单激光焊和单电弧焊的工艺参数，还具有其自身的新的工艺参数，如光丝间距、电弧与激光相对位置及两者之间的角度等[8]，因此相较于单种焊件工艺，复合焊工艺参数更多，工艺优化也更困难[9]。若仅通过试验方法来实现工艺优化，则需要高昂的成本。

随着计算机技术和数值分析技术的发展，焊接过程的数值模拟研究已经越来越成熟。数值模拟技术已经成为研究焊接过程的强有力手段，它将焊接工艺的研究模式从“理论－实验－生产”转变为“理论－计算机模拟－生产”，因此，利用数值模拟技术对焊接过程进行研究，不但可以获得试验方法无法得到的重要信息，还可以实现对加工结果的预测和工艺参数的预选，从而为优化工艺节省大量的人力、物力和财力，降低生产成本，缩短加工工期。所以，通过数值模拟，对激光+GMAW-P复合热源焊的温度场进行研究，将为其生产应用和试验研究提供更为完善的理论依据和基础数据，具有十分重要的理论意义和工程实用价值。

1.2激光+电弧复合热源焊的研究现状

激光+电弧复合热源焊并不是两种焊接工艺的简单叠加，而是通过激光与电弧的有机结合达到“1+1>2”协同效应[7]，其主要反映在一下两方面:

(1) 电弧预热提高激光热效率

金属材料的光学特性与温度有密切的关系，当温度升高时，金属对激光能量的吸收率成非线性增长。复合焊过程中，激光束穿过电弧作用于工件表面，因为电弧有预热作用，从而提高了焊接过程中的激光热效率。

(2) 激光稳定电弧

由于激光能量密度极高，焊接过程中引起金属蒸发，形成大量金属等离子，从而为电弧提供良好的导电通路，对电弧有强烈的吸引和收缩作用， 可以减小引弧压力，降低场强，增强电弧的稳定性。由于激光电弧的收缩，使电弧的热流密度增大，进一步增大了熔深。

由于激光与电弧的相互作用，使复合焊的能量效应大于两个单独热源的能量效应之和，也使激光+电弧复合焊相比单种焊接工艺具有明显的优势: (1) 提高焊接效率，降低成本

(2) 提高焊接工程稳定性 (3) 增强焊接适应性

(4) 减少焊接缺陷，提高焊接质量 (3) 增强焊接适应性

图1-1 不同焊接工艺焊缝横断面形状的比较

由此可见，激光+电弧复合热源焊作为一种新型的优质高效焊接工艺， 无论从技术角度还是从经济角度，都具有很大的工业应用潜力和发展前景。目前，人们的研究热点多集中在激光+电弧复合热源的焊接工艺方面，积累了较多的工艺经验，并有了初步的应用。但对激光+电弧复合热源焊接基础理论研究较少，也不够深入。这在一定程度上限制了激光+电弧复合热源焊接技术的扩大应用。

1.2.1 激光+电弧复合热源焊种类

按照附加热源的不同，激光＋电弧复合焊接主要有三类：激光＋GTAW、激光＋GMAW-P和激光＋PAW(等离子弧焊)。而根据激光与电弧相对位置的不同又有旁轴复合和同轴复合之分。旁轴复合是指光束与电弧以一定角度作用于工件的同一位置，即激光从电弧的外侧穿过达到工件表面。同轴复合是指激光与电弧同轴作用在工件的同一位置，即激光闯过电弧中心或电弧穿过环状激光束中心到达工件表面。常用的激光器为气体CO2激光器、固体Nd:YAG激光器、半导体激光器以及光纤激光器。由于固体激光波长短，在材料加工中，特别是焊接加工中，具有独特的优势（如材料对激光的吸收率高，光束易通过光导纤维传输，易实现焊接柔性化、自动化等），使固体激光+电弧复合热源焊接受到了越来越多的重视。

其中，与其它两类复合焊相比，激光+GMAW-P电弧复合热源由于存在焊丝，多采用旁轴复合结构，可以以较大的电流密度施焊，熔覆效率较高，能够获得更大的熔深和熔宽，可用于更厚大板件的焊接，对工件间隙、错边、对中度偏离的敏感性更小，适应性更强，焊接效率更高。此外，激光+GMAW-P复合热源焊还可以通过选择合适的焊丝，向焊缝金属中添加有益元素，改善焊缝的冶金性能和微观组织结构，可以减小焊缝裂纹倾向及其冲击韧性和强度的降低，更适合焊接高强结构钢、铝、铝合金等材料。正是基于这些特点，激光+GMAW-P复合热源焊成为目前国内外备受推崇的激光+电弧复合热源焊接方式。

图1-2 激光+GMAW复合热源焊示意图

1.2.2激光+GMAW复合热源焊机理的研究

作为一种新的焊接技术，目前对于激光+电弧复合热源焊接的研究主要是针对工艺方面进行的，通过激光功率、光丝间距、离焦量、焊接电流、激光与电弧的相对位置、保护气体、激光束轴线与电弧焊枪角度等工艺参数对复合焊接质量

的影响。

(1) 激光和电弧的相互作用

在激光+电弧复合焊过程中，当激光穿过电弧时，两者之间将发生强烈的相互作用，这种相互作用对工艺稳定性和焊缝成形具有决定性的影响。

图1-3 激光穿过电弧后的功率变化

(2) 熔滴过渡

激光+GMAW-P复合热源焊过程中，由于激光的存在，电弧力、电磁场和熔池表面张力相较于单GMAW-P焊都有所改变，而这些因素的变化将直接引起熔滴过渡特性的改变. (3) 小孔形态

小孔的形成是激光深熔焊的重要特征，其形成和维持是一个非常复杂的非线性过程。关于激光焊小孔的形成及动态特性的实验研究存在很大困难。在激光+电弧复合热源焊接过程中，由于电弧的影响，使小孔的动态平衡更加复杂。

1.3复合焊的数值模拟

而作为两种焊接工艺的有机结合体，复合热源焊内部物理机制相较于单种焊接工艺更加复杂。它不仅涉及电学、传热学和力学，还牵涉到光学，而且电弧、激光和熔滴三者之间的相互作用以及小孔的存在都对熔池的动态行为产生重要影响。基于复合焊过程的复杂性及试验条件的限制性，研究复合焊作用机理和优化焊接工艺都需要借助数值模拟技术。然而，到目前为止，关于复合焊的数值模拟研究极少。而对于激光+GMAW-P复合焊的模拟更是空白。现就国内外关于这方面的一些工作作一下介绍：

图1-4 熔滴在熔池内的扩散过程

Cho 和Farsaon [10]将电弧热和激光热全部视为高斯平面热源，研究了激光+GMAW-P复合热源焊中激光热输入对于抑制驼峰出现的作用。研究表明，复合焊过程中，只要激光能量密度和焦点半径足够大以形成较大的熔宽来抑制毛细管的不稳定性，便可以阻止焊接过程中驼峰的出现。模型没有考虑电弧与激光的相互作用，而且研究仅限于复合焊中激光焊为热传导焊的情况。

图1-5 计算得到熔池内流场

Zhou 和 Tsai [11]利用高斯平面热源和激光焊小孔模型组合，通过求解能量方程、动量方程和连续性方程并利用VOF( Volume of fluid)法模拟计算了激光+MIG复合热源点焊过程中填充金属与熔池的相互作用及相应的温度场和流畅。计算结果表明，熔滴的加入改变了熔池的流动及温度分布，进而对熔滴在熔池中的扩散（图1-4）及熔池的形状、均匀性产生影响，同时复合焊时，熔滴的加入可以抑制小孔塌陷形成。但是模型也没有考虑激光和电弧的相互作用对两者热流分布的影响，而且由于小孔模型假定小孔中的蒸气压力为常数，近似为大气压力，因此仅适用于小功率的激光。

Cho 和Na[12]则建立了一个激光+GMAW-P复合焊热源模型，并利用Flow-3D商用软件对复合焊过程中流体流动模式进行了研究。电弧和激光热输入也同样分别采用高斯平面热源和小孔模型，其中小孔模型考虑的激光在小孔内的多次反射及孔壁对激光能量的Fresnel 吸收。研究结果表明，复合焊过程中，由于小孔底

部流体的流动，熔池中形成一个涡旋来搅拌熔池，如图1-5，从而促进了有益合金元素在熔池中的扩散。但模型仍然没有考虑电弧-激光作用，只是两个热源模型的简单叠加，而且激光模型过于复杂，计算量很大，完成一次计算需要328小时。

图1-6 焊缝横断面计算结果与试验结果的比较

E.LE Guen [13]利用高斯平面热源和孔壁温度为定值的柱状小孔模型计算了YAG激光+MIG复合焊热源焊的温度场和焊缝尺寸（如图1-6所示）。但计算过程中仍旧忽略了电弧与激光之间的相互作用，而将激光热输入视为边界温度固定的柱状体热源也不能合理地反映激光热量在工件厚度方向上的分布及作用区域。

国内，华中科技大学的吴圣川等[14]利用有限元法并通过ANSYS软件计算了铝合金激光+MIG复合焊接时的温度场，但计算过程对电弧热和激光热输入都采用高斯平面热源，且忽略了熔滴热焓的作用，这显然与实际焊接过程不符。而华中科技大学的姜幼卿等人[15]利用高斯平面热源结合高斯旋转体热源对厚板铝合金激光+MIG复合焊温度场进行了计算，但忽略了熔滴热焓的作用和电弧与激光之间的相互作用。大连理工大学的刘黎明[16]也同样采用高斯平面热源和高斯旋转体热源模拟计算了镁铝合金激光+TIG复合热源焊温度场，并通过提高激光热效率来考虑激光电弧之间的相互影响。山东大学的胥国祥[17]应用建立的四种组合式体积热源对不同焊接条件下的激光+GMAW-P复合热源焊温度场和焊缝形状尺寸进行模拟计算，综合考虑激光复合焊过程中热量在焊件厚度方向的分布特点、热量作用区域的形状和尺寸，间接考虑了激光+GMAW-P复合焊过程中激光与电弧相互作用对两者热流分布参数的影响，但忽略了光丝间距以及激光功率的影响。

1.4焊接热过程数值分析方法及相关商用软件 1.4.1 数值分析方法

对焊接热过程研究的前提和基础是对传热学[18]的研究，而传热现象的研究主要采用数学物理和实验物理两种方法。虽然傅立叶早在1822年就采用数理分析方法研究热传导规律，但基于相似理论的实验方法却一直在传热学研究中占据统治地位。这主要是因为许多的实际传热问题非常复杂，纯数理方法尚无能为力。焊接温度场的分析是在有限维数结构内，研究焊接热源如何影响焊接温度场的问题。常用的数理方法有解析法和数值法。

解析法以数学分析为基础，求解热传导微分方程的定解问题或其他形式的热传导问题，得到用函数形式表示的解，也就是解析解。解析法的特点是在整个求解过程中，物理概念及逻辑推理清楚，所得到的解能清晰地表示出各种物理量之间的关系，适用于理论问题的研究。解析法只能求解比较简单的问题，情况稍复杂时，如物体的几何形状及边界形状不规则时，材料有相变时，边界有辐射换热情况时，解析法就比较难求解温度场的分布。绝大多数实际的微分方程求解问题，方程和区域都是十分复杂的，因此解析法远远不能满足实际的需要。电子计算机的发明真正打开了求解偏微分方程的数值方法的大门。这时候就出现了求解偏微分方程的数值方法。

物理问题数值求解的基本思想是：把原来在空间与时间坐标系中连续的物理量的场(如速度场，温度场等)，用一系列有限个离散点(Node)上的值的集合来代替，通过一定的原则建立起这些离散点上变量值之间关系的代数方程(离散方程，discreted equation)以获得所求解变量的近似值。

在过去的几十年内已经发展了多种数值解法，其间的区别主要在于区域的离散方式、方程的离散方式及代数方程求解的方法。常用的数值解法有有限差分法(finite difference method, FDM)、有限体积法(finite volume method, FVM)、有限分析法(finite analytic method, FAM)和有限元法(finite element method，FEM)，其各有自己的优势和应用范围。

1.4.2 商用软件

随着计算机技术和计算语言的飞速发展，大量商业应用软件应运而生，并不断推陈出新，其特点主要是通用性强，内容庞大，应用领域宽，有方便的模块接口，完善的输入输出系统和计算数据的后处理系统。目前适用于焊接熔池流体流动和传热过程数值模拟的商业软件有PHOENICS、FLUENT、ANSYS、CFX Sysweld、Flow-3D等，其中PHOENICS和ANSYS软件应用广泛。由于商业软件注重通用性，因此对于解决和处理某一领域的某一具体问题，需要在对该软件详细了解的基础上进行二次开发。

而与商业软件相比，研究员自己设计并编制的数值计算程序，往往就具体研究对象而设计，具有针对性强、输入输出系统简洁的特点，能够迅速解决问题。因此，在处理具体问题时应根据问题和研究者的具体情况选择适用商业软件或自己编程。

1.5本文的主要内容

(1) 利用组合式体积热源模型对不同焊接条件下的激光+GMAW-P复合热源焊焊缝横断面形状、尺寸及温度场进行数值模拟。

(2) 研究不同工艺参数（如光丝间距、激光功率）对激光+GMAW-P复合热源焊焊缝形状尺寸及热场特征的影响。

(3) 对激光+GMAW-P复合热源焊过程中由激光热源和电弧热源产生的热场的耦合特征进行分析。

第二章 激光+GMAW-P复合焊组合式体积热源模式

2.1 热传导方程及边界条件

激光复合焊是一个涉及热传导、对流、辐射、蒸发、熔化、凝固和流体流动等众多物理化学反应的极复杂的过程。为了简化计算，将重点放在,不考虑熔池内的流体流动和熔池自由表面变形[19]且工件的热物性参数均为常数，不随温度变化。

以电弧焊丝中心轴与工件上表面交点为原点建立移动坐标系?x,y,x?，x轴方向为焊接方向，z轴垂直于工件表面，其方向与工件厚度方向相反，则热传导方程[20]为：

??2T?2T?2T??T???Cp??v0?2?2???k?2???Qv ?x?x?y?z????

(2-1)

式中，?-为工件的密度，Cp-为比定压热容，v0-为焊接速度，T-是温度，k-导热系数，Qv(x,y,z)-激光内热源分布函数。

方程(2-1)的定解条件如下： 工件上表面：

k?T?qs?qcr?qevp ?z(2-2)

qcr??cr?T?T??

(2-3)

qevp?merLb

(2-4)

式中，qs-工件表面上热流，qcr-因对流和辐射而散失的热流密度，qevp-因蒸发

而散失的热流密度，T?-环境温度，?rc-对流和辐射边界的综合热传导系数，mer-蒸发率，Lb-蒸发潜热常数。 工件下表面：

?k?T??qcr ?z(2-5)

工件前后侧面（垂直于x轴）：

?T??qcr ?x

(2-6)

工件左右侧面（垂直于y轴）：

?T??qcr ?y

(2-7)

对于平面y=0，由于对称性，则：

?T?0 ?y

(2-8)

由于温度场相对于y=0平面对称，仅取一半的工件作为计算区域。将其划分为有限差分网格。在每个网格点上，将式（2-1）及其定解条件转化成差分方程。编制计算程序，利用有限差分法求解热传导方程。

图2-1激光+GMAW-P复合热源焊示意图

表2-1 计算中用到的物性及其它参数

参数 符号 导热系数 k 定压比热容 Cp 工件密度 ρ 环境温度 T∞ 工件熔点 Tm 蒸发潜热 Lb 综合散热系数

取值(单位) 30 W·(m·K)-1 700 J·(kg·K)-1 7850 kg·m-3 298 K 1770 K 2.72 J·kg-1 80J·(m·s·K)-1

?rc

2.2 熔池自由表面变形与焊缝余高

激光+GMAW-P复合焊接过程中，在电弧压力、熔滴冲击力、液体表面张力及蒸气反作用力等动态作用下，熔池表面产生变形。相对于熔池的体积，激光产生的小孔尺寸很小，对熔池整个自由表面的变形及余高形状尺寸的影响有限，故为简化计算，不考虑小孔及其内部蒸发反力的影响，将复合焊熔池表面变形视为电弧焊熔池表面变形，即在电弧正下方，熔池表面下凹；在熔池尾部，液体表面隆起。而焊丝熔化进入熔池，增加了液态金属的体积。熔池后部隆起的液体凝固之后形成焊缝余高。焊缝余高的横断面积，取决于焊丝的熔化速度和焊接速度的大小；而焊缝余高横断面的形状，取决于熔池表面的变形。因此，要确定出完整的焊缝成形必须对熔池表面变形进行数值分析，此外，复合焊组合式热源模型的建立也涉及到熔池表面变形，所以先就熔池表面变形与焊缝余高的计算作一下介绍。

对于电弧焊，其熔池自由表面变形方程如下式所示：

?1???φ?2?????1????P?ρg??P?λ??γ?1?????22yxxxyxyxad223/2xyyy

(2-9)

式中，Pa-电弧压力，Pd-熔滴冲击力，?-表面张力，?-液体金属的密度，g-重力加速度，?-拉格朗日常数，?-熔池表面的形状函数， ?下角标x,y分别代表?对x,y的偏导数。

2.2.1 电弧压力

复合焊接的焊接速度较快，焊接电流密度的分布不再关于热源轴线对称，而是呈“前轻后重”的样式。电弧压力和焊接电流的大小与分布密切相关，所以电弧压力采取双椭圆分布模式，经推导得：

?3x23y2?3?0I2x?0，Pa?x,y??C2exp??2?2?

?a2??aj1?aj2?bjbj?j1??(2-10)

?3x23y2?3?0I2x?0，Pa?x,y??C2exp??2?2?

?a2??aj1?aj2?bjbj?j2??(2-11)

式中，?0-磁导率，aj1,aj2,bj -焊接电流密度分布参数，C-电弧压力修正系数（与焊接电流、弧长等有关）。由于实验用的脉冲频率较低(<300)，脉冲焊平均电弧压力与连续电弧焊压力相比，变化不大。为了简化计算，电弧压力采用平均电弧压力，并忽略电弧焊枪与激光束夹角的影响。

2.2.2 熔滴冲击力

熔滴冲击力如下式所示[2]：

Pd?

fmdvdπrd2

(2-12)

式中，f-熔滴过渡的频率，md-熔滴质量，vd-熔滴冲击熔池表面时的速度，rd-熔滴半径。其中，熔滴过渡频率可由实验测得，其它几个未知参数分别确定如下：

（1）熔滴半径rd和质量md

将熔滴近似看作球体，熔滴半径可由下式计算：

rd?3

23vwrw 4?f(2-13)

式中，rd-熔滴半径，rw-焊丝半径，vw-送丝速度。

而熔滴的质量md可由下式表示：

md?2??rwvwf

(2-14)

（2）熔滴冲击熔池表面时的速度vd

熔滴在进入熔池的过程中，主要受等离子流拉力和其自身重力的作用。等离子流拉力可由下式近似计算[21]：

2??gvg2?? Fd?cd?rd??2???(2-15)

式中，Fd-等离子流拉力，cd-阻力系数，?g-等离子流密度（假定为氩气密度），

vg-等离子流的速度，可由下式近似计算：

由上述各式可得熔滴进入熔池时的加速度：

vg?0.25I

(2-16)

a?Fd?g md(2-17)

得：

a?

3I2?g8rd?mcd?g (2-18)

则熔滴进入熔池时的速度可由下式近似计算：

2vd?2al?vwcos2?

(2-19)

式中，l-电弧长度，θ-电弧焊枪与激光束夹角。由于电弧长度受很多因素的影响，如焊接电流、电压、保护气体等，因此确定电弧长度比较困难，复合焊接过程中确定电弧长度更加困难。所以，在计算过程中假定电弧长度为8 mm。此外，为

了简化计算，假定熔滴冲击力持续作用在熔池表面。

2.2.3 熔池自由表面变形方程的求解及焊缝余高的确定

熔池自由表面变形方程的求解，是整个数值模拟的一部分，将其设计和编制成一个子程序。首先，计算焊接温度场，根据温度分布确定出熔池区域；工件上表面的熔池区域就是熔池自由表面变形方程(2-9)的求解区域；将式(2-9)转化为有限差分方程，迭代求解，直至收敛。有限差分方程的收敛标准为：

AR?AC?10?10

(2-20)

式中，AR-焊缝余高面积，AC-由表面变形方程计算所得的余高面积。

焊接过程中，填充金属引起熔池体积的增加，焊缝表面焊趾连线上部金属的高度，即为余高。余高部分的面积乘以焊缝长度即为填充金属的体积。余高部分的面积受送丝速度Sm、焊丝直径dw和焊接速度v0的影响。假定焊接过程中质量保持守恒，则余高部分的面积AR由下式给出，

2Sm?dw AR?4v0

(2-21)

由于计算所得的余高的最高处和熔池的最宽处不在同一平面内，故将oxy平面以上计算所得到的表面变形向垂直x轴的平面投影，投影的面积和形状作为计算所得的余高面积和形状，焊缝横截面形状及尺寸也由此种方法得到。

2.3 组合式体积热源模型

激光+GMAW-P电弧复合热源焊接过程中，对工件而言，热输入来自三个方面：激光束、电弧和过热熔滴。因此，在复合焊模拟过程中，复合热源必须包括上述三部分热输入。但是，这三部分热输入的作用区域、作用特点及分布特征并不相同，并且彼此之间相互影响，因此必须根据各自特点提出相应的热作用模式，同时将三方面的热作用模式有机集成起来，构建组合式体积热源。作为对激光+GMAW-P复合热源机理的初步研究，将重点放在复合焊热过程主要特征的分析上，现仍仅对复合焊的准稳态过程进行分析：

2.3.1 GMAW 脉冲电弧的处理

将GMAW-P电弧热流作为工件表面上的双椭圆平面分布热源处理，但将峰值和基值电弧热流分别表示为两个分布参数不同的双椭圆平面分布热源；与相同电弧功率连续焊相比，峰值电弧热流分布参数较大，基值期间电弧热流分布参数较小。

?6Qpf?3x23y2?exp??2?2?,??abp???ap1bpp1??qap?x,y????3x23y2??6Qpr????abexp??a2?b2?,p2p???p2px?0

x?0(2-22)

?6Qbf?3x23y2?exp????a2?b2??,?abb1b??b1b?qab?x,y????3x23y2??6Qbr????abexp??a2?b2?,b2b???b2bx?0

x?0(2-23)

Qpf?ap1ap1?ap2?Iptptp?tbU

(2-24)

Qbf?ap2ap1?ap2?Iptptp?tbU

(2-25)

Qbf?ab1t?IbbU

ab1?ab2tp?tb(2-26)

Qbr?

ab2t?IbbU

ab1?ab2tp?tb(2-27)

式中，qap?x,y?,qab?x,y?-峰值期间和基值期间的电弧热流双椭圆分布函数，

Qpf,Qpr-峰值期间电弧中心线前部和后部的电弧热量，Qbf,Qbr-基值期间电弧中

心线前部和后部的电弧热量，ap1,ap2,bp-峰值期间电弧热流分布参数，

ab1,ab2,bb-基值期间电弧热流分布参数，?-电弧热效率，Ip-峰值电流，Ib-基值电流，U-平均电压，tp-峰值电流时间，tp-基值电流时间。

2.3.2焊件上表面电弧作用区域厚度方向热传导系数

电弧热量主要作用于焊件表面，传入焊件内部的热量较少。此外，在复合焊（激光前置）过程中，由于激光的预热作用，增大了高温熔融金属在焊件表面的铺展性，也对电弧热流向焊件内部的传导有一定阻碍作用。为了间接考虑电弧间歇式加热特点及熔融金属在焊件表面铺展流动对电弧热传导的影响，适当调节减小电弧作用范围内焊件表面节点在厚度方向上的热导率，如下式所示：

ak?k1 k(2-28)

式中， ak-热导率比例系数，k1-调节后的热导率，k-正常的热导率。ak的选取与脉冲频率、占空比等因素有关；脉冲频率越高、占空比越大，脉冲式电弧越接近于连续电弧，ak越大。ak作为一个调节系数引入到数值计算中，有助于体现激光+ GMAW-P焊接过程中电弧的热作用特点，并且使数值处理得到简化（而这些特点和影响因素通过模型自身难于考虑到或处理起来特别复杂）。

2.3.3 熔滴热焓作用区域的处理

熔滴热焓作为双椭球体热源处理，热焓平均分布在双椭球体内，当平均电流较小时，热源中心与电弧热源中心重合，作用于从焊件表面到最大下凹处；当平均电流较大时，热源中心与激光热源重合，作用于从最大下凹处到某一深处。

(a) 纵截面

(b) 横截面

图2-2 熔池表面下塌示意图

双椭球体热源热流分布函数如下式所示：

qd?x,y,z??Ql?Qd V(2-29)

1V???al1?al2?blcl (2-30)

3Ql??zeze?cl0??2?r0?z?0q?r,z?rdrd?dz

(2-31)

Qd??wvw?Hdr?HV?

(2-32)

式中，V-双椭球体的体积，al1,al2,bl,cl-双椭球体热源分布参数，cl-熔池表面最大下塌量，QL-熔池表面下塌部分的激光能量，QD-熔滴带入熔池的热焓量，

?w-焊丝密度，vw-送丝速度，Hv-熔池平均热焓，Hdr-熔滴热焓。其中，熔滴

热焓可由下式计算：

Hdr?(0.5519I?1715.1801)?1000.0

(2-33)

2.3.4 激光深熔焊体积热源模型

图2-3给出了峰值线性递增曲线旋转体热源模型的示意图，热源作用半径沿厚度方向按对数曲线衰减，在热源中心轴（z轴）上，热流密度值沿厚度方向以

线性规律递增。

zqmrezer0ziri0xy

图2-3曲线旋转体热源示意图

热源作用半径和热流峰值沿工件厚度的变化方式及所需系数确定后，峰值线性递增对数-曲线旋转体热源模型的热流分布函数便可确定[22]：

??1???1??3r2?q?r,z??Q0??z?zz?z?zze?1??exp???aln(z)?b?2iei?e???? ??(2-34)

a?re?rirln?ze??reln?zi?b?iln?ze??ln?zi? ， ln?ze??ln?zi?

Q0?3Q?1?????1????A?B?C???1?ze?D???ze?zi???ze?zi

??1?e?3??(2-35)

式中，H-热源高度，H?ze?zi；

2?H?zi??zi2?12?222222A?a?ln?H?zi??H?zi??ln?zi?zi??H?zi?ln?H?zi??ziln?zi???2?2?2??H?zi??zi2?22B?ab??H?zi?ln?H?zi??ziln?zi???2??

C?b2?H?zi?2?zi22

??H?z?ln?H?z????D?a?H?z?ln?H?z??zln?z??2a?a?b????bH?zlnz?H222ii2iiii?ii?

2.3.5组合式体积热源模型

对激光+GAMW-P复合热源焊过程中电弧热流、熔滴热焓[23]、激光热源作用位置以及焊件表面厚度方向热导率的改进，新的组合式体积热源由下述三部分热输入叠加而成：

(a) 两个分布参数不同的双椭圆分布的电弧热流：作用于焊件表面，且在电弧作用范围内适当减小焊件表面节点厚度方向的热导率，以间接考虑峰值电流和基值电流的交替作用和焊件表面熔体流动铺展对焊件吸收电弧热量的影响。 (b) 双椭球体积分布的熔滴热焓：当平均电流较小时，热源中心与电弧热源中心重合，作用于从焊件表面到最大下凹处；当平均电流较大时，热源中心与激光热源重合，作用于从最大下凹处到某一深处。

(c) 峰值递增的曲面旋转体激光热源：作用于从焊件表面到焊件深处。

第三章 数据分析和程序设计

3.1 数值分析方法

有限元和有限差分是目前支撑CAE技术的两类主流数值方法，几乎所有的材料成形数值模拟软件都是在这两种方法（或其中之一）基础上开发的。

3.1.1 有限元法

有限元法（FEM）的中心思想是：将一个连续求解域（对象）离散（剖分）成有限个形状简单的子域（单元），利用有限个节点将各子域连接起来，使其分别承受相应的等效节点载荷（如应力载荷、热载荷、流速载荷等），并传递子域间的相互作用；在此基础上，借助子域插值函数和“平衡”条件和边界条件下进行综合计算求解，从而获得对复杂工程问题的近似数值解。其中，离散和子域插值是有限元法的技术基础。

图3-1离散求解对象

如图3-1所示是对离散概念的图解说明。离散求解域的目的是为了将原来具有无限自由度的连续变量微分方程和边界条件转换成只含有限个节点变量的代数方程组，以方便计算机处理。

有限元法的技术优势主要体现在：该方法把连续体简化成由有限个单元组成的等效体（物理上的简化），针对等效体建立的基本方程是一组代数方程，而不是原先用于描述真实连续体的常微分或偏微分方程。

3.1.2 有限差分法

有限差分法在材料加工的传热分析（如铸造过程传热、锻压过程传热、焊接过程传热等）和流体分析（如铸液充型。焊接熔池移动等）方面占有较大比重。其基本思想是将连续求解域划分成差分网络，用有限个节点代替原连续求解域，并在计算过程中用差商代替控制微分方程中的导数，基本原理如下：

设自变量x的解析函数为y?f(x)，则根据微分学中的函数求导原理，有：

dyf(x??x)?f(x)??y??lim???limdx?x?0??x??x?0?x

（3-1）

?2y?x2?f(x?2?x)?2f(x??x) 2(?x)（3-2）

式中 dy,dx-函数和自变量的微分，

?y,?x-函数和自变量的差分，

dy-函数对自变量的一阶导数（亦称微商），dx?y-函数对自变量的一阶差商。 ?x因为?x趋近于零的方向任意，所以，与微分对应的差分项有三种表达方式。 向前差分： ?y?f(x??x)?f(x)

（2-3）

向

后

差

分

：

?y?f(x)?f(x??x)

（3-4）

11中心差分： ?y?f(x??x)?f(x??x)

22（3-5）

在此基础上建立有限个未知数的节点差分方程组；代入初始条件和边界条件后求解差分方程组，该差分方程组的解就是原微分方程定解问题的数值近似值。有限差分法最大的特点是网格划分规整、数学建模简单。由于本文研究对象为平板堆焊问题，基于有限差分法特点，本文采用此方法对热传导方程进行求解。

3.2 方程的离散化 3.2.1 划分网格

由于熔池中不同质点的温度各不相同，因此引入“场”的概念来描述整个熔池的温度的分布情况。先需要将整个工件进行单元划分，通过描述每一微小单元上有关变量的取值，从而获得对整个物体的认识。

图3-2 非均匀网格示意图

图3-2是网格划分示意图。为了提高数值计算精度，同时又节省计算时间，可将规则的焊接工件进行非均匀网格系统划分——在焊缝区和近缝区采用密网格，而在工件上的其他区域采用扩张系数为定值的粗网格(一般情况下，网格扩张系数应小于1.25，文中的网格扩张系数取值为1.2)。

3.2.2 控制方法的离散化

根据有限差分控制体积原理对控制方程进行离散化，其基本过程如下：

图3-3围绕P点的单元控制体积

积分公式为：

enieni?T?2T?2T?2T?w?s?o?Cp(?v0?x)dxdydz??w?s?ok(?x2??y2??z2)dxdydz??w?s?oQvdxdydz eni (3-6)

利用前面提到的有限差分法对导数项利用差分代替。 向前差分：

?TTE?TPTO?TI?TE?TP?x?p(?x)

?T?y?ep(?y)

To?z?p(?z)

n中心差分：

TE?TPTP??2T?(?x)?TWe(?x)wT?2TP?TW?x2p?x?E(?x)2 TO?TPTP?TI?2T?y2?(?y)?o(?y)ip?y?TO?2TP?TI(?y)2 TN?TPTP?TS?2T?z2?(?x)?n(?x)sT?2TP?Tp?z?NS(?z)2 经求解整理，式(3-6)在主控制容积中的离散化形式为：

aPTP?aETE?aWTW?aNTN?aSTS?aBTB?aTTT?Add

式中：

ake?y?z?y?zE?k(?x) aW?w(?x) ewakn?x?zk?x?zN??y) as(S? n(?y)sakb?x?yB? akt?x?y(?z)T? b(?z)tAdd???cp?y?z?Q0?x?y?z

aP?aE?aW?aN?aS?aB?aT

3-7）

（式中：k-热导率；ρ-为密度；δx、δy、δz是x、y、z方向两相邻网格点之间的距离。

3.2.3 边界条件处理

采用附加源项法(Additional Source Term Method, ASTM)处理熔池自由表面的能量边界条件，如图3-4所示：

图3-4 能量边界条件的附加源项法(x-z平面)

将离散化公式(3-7)两端同时减去aTTP，得

(aP?aT)TP?aETE?aWTW?aNTN?aSTS?aBTB?aT(TT?TP)?Add （3-8） 而在工件上表面，有 aT?TT?TP??kt?x?y?TT?TP? qT?qs?qcr?qexp (?z)t上两式经过变换可推得 aT?TT?TP??qT?x?y

纯导热形式的能量边界条件在上表面的离散化形式为

(aP?aT)TP?aETE?aWTW?aNTN?aSTS?aBTB?qT?x?y?Add （3-9） 式中：qT为上表面的能量交换。

热传导方程经上述离散化后，转化为一组关于所有节点温度的代数方程组，然后通过编制程序对该方程组进行求解，便获得焊接过程温度场。

3.3 程序设计

文中的研究对象是一个复杂的物理化学变化过程。在利用Visual Fortran编写数值计算程序时，为了使程序具有良好的可读性和可维护性，采用了过程和模块化的程序设计结构，这样有助于整个程序的调试、编译、和改进。文中涉及到

的子程序主要有网格划分、熔池形状、表面变形、数据输出。

第四章 激光＋GMAW-P复合热源焊温度场的数值

分析

4.1 实验条件

图4-1为实验用的激光+GMAW-P复合热源焊机头，其中，激光器为德国HAAS公司生产的HL2006D型大功率连续输出Nd:YAG固体激光器，额定功率2 kW，激光波长为1.06 μm，聚焦透镜焦距为200 mm，焦点直径为0.6 mm，焊接过程中选用的离焦量为-1mm；脉冲GMAW焊接电源为Fronius TPS5000数字化电源，对于一定材料和直径的焊丝，焊接电流、电弧电压、送丝速度等焊接规范参数可实现一体化调节。复合焊的过程采用激光前置，GMAW-P焊枪在后，两者夹角为270，在8 mm厚的Q235钢板上进行不同焊接条件下的复合热源焊堆焊实验。依据变化工艺参数的不同，实验分为两组。A组在不同光丝间距条件下进行，B组在不同功率条件下进行。其共同的焊接规范参数：焊接速度：v=1.0m/min，焊丝直径：?=1.2mm，干身长：16mm，熔滴过渡：1滴/脉冲；其它工艺参数如表4-1和表4-2所示。 A组：

表4-1 激光+GMAW-P在小电流的焊接条件下焊接规范参数

编号 D1 D2 D3

基值电流 /A 10.96 10.96 10.96

峰值电流 /A 98.54 98.54 98.54

平均电流 /A 109.5 109.5 109.5

平均电压 /V 23 23 23

光丝间距 / mm

0 1 2

D4 10.96 98.54 109.5 23 4 *注：其它参数：激光功率：Pi =2000W，送丝速度：Vf =4.0m/min

图4-1 激光+GMAW-P复合热源焊机头

B组：

表4-2 激光+GMAW-P复合热源焊焊接规范参数

编号 基值电流 /A 5.2 5.2 5.2 5.2 峰值电流 /A 179.8 179.8 179.8 179.8 平均电流 /A 185 185 185 185 平均电压 /V 26 26 26 26 激光功率/W 1000 1400 1800 2000 P1 P2 P3 P4 *注：其它参数：光丝间距：D=1mm，送丝速度：Vf=7.0m/min

4.2焊缝成形的数值分析

4.2.1 焊缝尺寸的形成及进行尺寸分析

基于“双椭圆分布+双椭球体积分布+峰值线性递增-对数曲线旋转体”热源模型，利用热源传导方程对上述不同焊接条件下的激光深熔焊温度场进行数值模拟，然后依据温度场确定焊缝形状。 图4-3～4-12给出了不同工艺参数下焊缝横断面形状尺寸的计算结果与实验结果的对比。可以看出，本文所选用的组合式体积热源模型能够较好的模拟激光+GMAW-P复合热源焊的焊缝熔深和熔宽且模型的适用性较好；尽管焊缝横断面熔合线走向的模拟结果与实验结果稍有差

距，但计算值仍能较好地反映复合焊熔合线走向的主要特征。两者的差别主要是由于计算过程中没有考虑流体流动对复合焊热流分布的影响，激光与电弧的耦合因素也考虑过于简单所致，这些因素将在以后研究中给予考虑。 A组：

10z,mm-1-2-3-4-3 exp comp-2-10y,mm123

（a）焊缝横断面照片 (b) 横断面计算结果与实验结果的比较 图4-2 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验D1）

10z, mm-1-2-3-4-3 exp comp-2-10y, mm123

(a)焊缝横断面照片 (b)横断面计算结果与实验结果的比较

图4-3 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验D2）

10z mm-2 exp comp23-3-3-2-10y mm1

-1

(a)焊缝横断面照片 (b)横断面计算结果与实验结果的比较

图4-4 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验D3）

10z,mm-1-2-3-3-2-10y,mm12 exp com3

（a）焊缝横断面照片 (b)横断面计算结果与实验结果的比较 图4-5 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验D4）

4.03.5 尺寸 （mm）3.02.52.0 exp(B) exp(H) com(B) com(H)01234

光 丝间距（ mm）图4-6 焊缝熔深与熔宽的计算值与实验值的比较

激光+GMAW-P复合热源焊是由两种焊接工艺有机组合而成，除了两者工艺各自的焊接参数外，复合焊焊还有许多自身的工艺参数。其中，光丝间距便是其中一关键工艺参数，对复合焊质量有着重要影响。通过A组实验的实验值和计

算值可以看出，对于本文所研究的复合焊工艺，当其它工艺参数不变，而光丝间距由0mm增大到4mm过程中，复合焊熔深逐渐减小，但变化幅度不大。这主要是由于在复合焊过程中，熔深主要由激光焊控制。当激光功率等其它工艺参数不变时，熔深便不会出现很大改变。当光丝间距为0mm时，电弧热源中心与激光热源中心重合，且此时激光束对电弧的收缩作用最强，复合热源热流密度峰值相对于其它光丝间距时更大，因此，熔深也略大。而复合焊焊熔宽随着光丝间距的增大先增大，然后减小，当光丝间距达到4mm时再增大，但总体变化幅度也不大。这是因为复合焊熔宽主要由电弧热流作用产生。如上所述，当光丝间距为0mm时，激光束对电弧的收缩能量较强，电弧分布区域较小，故熔宽稍小；随着光丝间距的增大，激光束对电弧的收缩作用减小，电弧热流作用区域增大，此时熔宽又稍有增大；而当光丝间距增大到2mm时，熔宽又有所减小，这可能是由于激光束中心离电弧中心相对较远，其对电弧的吸引导致电弧热流分布前移，从而使电弧热流在横向分布区域减小所致；当光丝间距增大4mm时，由于光丝间距过大，光束对电弧的收缩作用已不明显，电弧热流分布区域增大，故熔宽再次增大。

而相对于焊缝尺寸，焊缝横断面形状受光丝间距影响较大。可以看出，复合焊焊缝成“大头钉”状，上部较宽，具有电弧焊特征，而钉身狭长，体现激光焊焊缝特点。当光丝间距在0到2mm之间变化时，焊缝上部激光作用区域两侧的熔深逐渐变小。这是仍然是由于光丝间距的增大导致作用于焊件表面的热流峰值减小所致。但由实验结果可以看出，这三组实验的焊缝横断面形状是一整体，无分离现象，体现的复合焊焊缝断面的主要优势特征，故说明在此光丝间距范围内，电弧与激光能有机结合，实现电弧与激光的协同效应。而当光丝间距为4mm时，由图4-5(a)可以看出，焊缝横断面明显由电弧焊缝及激光焊缝组成，两种焊缝分离边界明显；激光焊缝较窄，焊缝成形较差，即在此光丝间距条件下，激光与电弧无法实现协同效应，从而无法实现真正的复合焊过程。

通过综合比较熔深、熔宽及焊缝上部熔深可以看出，光丝间距为0mm和1mm时，焊接质量都较好。 B组：

2 1z mm0 -1 exp comp-2

-5-4-3-2-10y mm12345

(a)焊缝横断面照片 (b) 横断面计算结果与实验结果的比较 图4-7 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验P1）

10z mm-1-2-3-5 exp comp-4-3-2-1

y mm012345

(a)焊缝横断面照片 (b) 横断面计算结果与实验结果的比较 图4-8 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验P2）

210z,mm -1-2-3-4-5-4-3-2-10y,mm expcomp 12345

(a)焊缝横断面照片 (b) 横断面计算结果与实验结果的比较

图4-9 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验P3）

210 z,mm-1-2-3-4 exp comp

-5-4-3-2-101y,mm2345

图4-10 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验P4）

4.54.0尺寸 （mm） 3.53.02.52.010001200140016001800 exp(B) exp(H) com(B) com(H) 激光 功 率（mm）2000

图4-11 焊缝熔深与熔宽的计算值与实验值的比较

通过B组实验结果和计算结果可以看出，在复合焊接过程中，由于激光热流决定熔深，所以随着激光功率的增加，焊缝熔深迅速增大，而熔宽变化较小。此外，由图4-11可以看出，当激光功率由1000W增大到1400W时，复合焊缝熔深增加较为缓和，而当激光功率由1400W增大到1800W时，熔深增加较为迅速。这可能是由于激光致小孔深度达到一定深度后，激光束在小孔内的反射次数增多，从而使更多的能量沉积到小孔底部，继而引起小孔深度的急剧增加所致。

4.3温度场的分析

为了深入分析激光+GMAW-P复合热源焊的热场特征，从传热学角度探究其内部物理机制，现以实验D2、D4 、P2、P4作为算例，利用“双椭圆分布+双椭球体积分布+峰值线性递增-对数曲线旋转体”热源模式计算其温度场并对其主要

特征进行定性分析。

4.3.1 光丝间距对温度场分布的影响

6543210-40 770.0970.01170137015701770z mm-35-30-25-20-15x mm-10-505

（a）上表面温度场

0-1-2-3-4-5-40 770.0970.01170137015701770z mm-35-30-25-20-15x mm-10-505

(b)纵截面温度场

0-1 z,mm-2-3-4-8-6-4-20y,mm2468 770.0970.01170137015701770

(c)横截面温度场(x=1 mm)

0-1 z,mm-2-3-4-5-8-6-4-20y,mm2468 770.0970.01170137015701770

(d)横截面温度场(x=0.0 mm)

0-1-2 -3-4-5-8-6-4-20y,mm2468770.0970.01170137015701770z,mm

(e)横截面温度场(x=-2.0 mm)

0-1 z,mm-2-3-4-5-8-6-4-20y,mm2468 770.0970.01170137015701770

(f)横截面温度场(x=-6.0 mm)

图4-12 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验D2）

图4-12为实验D2温度场的计算结果。由图4-12(a)和(b)可以看出，复合焊熔深、熔宽比较大，且熔池较长，有利于改善熔池内的流体流动，益于液态金属内气体的溢出，减小熔池内的小孔缺陷，也利于有益金属元素在熔池内的合理分布，从而提高焊缝性能。此外，由于激光能量密度高度集中且焊速较快，熔池前部等温线较为密集，而熔池后部等温线较为稀疏。图4-12(c)～4-12(f)给出了不同焊缝横截面温度场的计算结果。可以看出，在激光束作用（x=1.0 mm）处, 温度场具有明显的大深宽比特征，体现了激光焊的温度场特点；在电弧热源中心处附近（x=0.0 mm和x=-2.0mm ），熔池及温度场具有激光焊和电弧焊的共同特征，是激光热流和电弧耦合作用的结果；而在熔池后部远离电弧中心处(x=-6 mm）温度场则更多的体现电弧焊特征。

6543210-40 770.0970.01170137015701770z mm-35-30-25-20-15x mm-10-505

（a）上表面温度场

0-1-2-3-4-5-40 770.0970.01170137015701770z mm-35-30-25-20-15x mm-10-505

(b)纵截面温度场

0-1-2-3-4-8-6-4-20y,mm2468 770.0970.01170137015701770z,mm

(c)横截面温度场(x=4.0 mm)

0-1 z,mm-2-3-4-5-8-6-4-20y,mm2468 770.0970.01170137015701770

(d)横截面温度场(x=2.0 mm)

0-1-2-3-4-5-8-6-4-20y,mm2468 770.0970.01170137015701770z,mm

(e)横截面温度场(x=0.0 mm)

0-1-2 -3-4-5-8-6-4-20y,mm2468770.0970.01170137015701770z,mm

(f)横截面温度场(x=-2.0 mm)

0-1-2 -3-4-5-8-6-4-20y,mm2468770.0970.01170137015701770z,mm

(g)横截面温度场(x=-6.0 mm)

图4-13 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验D4）

图4-13给出实验D4的温度场计算结果。由图4-13(a)可以看出，不同于实验D2，光丝间距为4时的熔池明显由两部分组成，激光与电弧产生的熔池没有较好地耦合。此外，由图4-13(a)和(b)还可以看出，熔池较光丝间距为1时长，由于光丝间距的增大，激光突前，熔池前部电弧作用较小，等温线密度较光丝间距为1时密集，更接近与激光焊接的特点。而对于焊缝横断面温度场，在激光束作用处(x=4.0mm),焊缝横断面温度场仍具有激光焊特征，在激光热源中心与电弧热源中心之间(x=2.0mm),温度场具有两种热源共同作用的特征；而在电弧作用中

心(x=0.0mm)处，温度场明显只具有电弧焊热场特征，而熔池后部温度场（x=-2mm和x=-6mm）更是如此。由此更说明,当光丝间距为4mm时，复合焊温度场是由激光焊温度场和电弧焊温度场组合而成，而且二者割裂，耦合性差，复合焊过程更倾向于是两者单独焊接过程的组合，无法达到1+1>2的协同效应。因此，当光丝间距达到4mm时，电弧和激光无法实现真正的耦合，焊接质量较差。

4.3.2 激光功率对温度场分布的影响

86970.01170137015701770z,mm420-40-30-20x,mm-10010

(a) 上表面温度场

0-1-2-3-4-5 970.01170137015701770z,mm-40-30-20x,mm-10010

(b) 纵截面温度场

0-1-2-3-4-8-6-4-20y,mm2468 970.01170137015701770z,mm

(d)横截面温度场(x=1.0 mm)

0-1-2-3-4-8 970.01170137015701770

z,mm-6-4-20y,mm2468(e)横截面温度场(x=0.0 mm)

0-1-2-3-4-5-8-6-4-2 970.01170137015701770z,mm0y,mm2468

(f)横截面温度场(x=-6.0 mm)

图4-14 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验P2）

86 z,mm420-40-30-20x,mm-10010970.01170137015701770

(a)上表面温度场

0-2 -4-6-40-30-20x,mm-10010970.01170137015701770z,mm

(b) 纵截面温度场

0-1-2-3-4-5-8-6-4-20y,mm2468 970.01170137015701770z,mm

(c)横截面温度场(x=1.0 mm)

0-1-2-3-4-5-8-6-4-20y,mm2468 970.01170137015701770z,mm

(d)横截面温度场(x=0.0 mm)

0-1-2 -3-4-5-8-6-4-20y,mm2468970.01170137015701770z,mm

(e)横截面温度场(x=-6.0 mm)

图4-15 复合焊焊缝横断面计算结果与实验结果的比较（实验P4）

图4-14和4-15分别给出了实验P2和P4温度场的计算结果。通过比较两者的上表面和纵截面温度场可知，当其它工艺参数不变时，当激光功率由14000W增大到2000W时，熔深增加较大，熔宽增加有限，但熔池的长度却有所减小。这是，电弧功率较大时，小孔深度增加较大，激光束在内部反射较多，激光热流作用于熔池上部较少，更多的能量在熔池下部以及小孔内，上部能量相对较小，使熔池长度相对减小。

4.4 本章小结

本章利用组合式体积热源模型对不同焊接条件下的激光+GMAW-P复合热源焊焊缝成形及温度场进行了数值模拟。研究结果表明，焊缝横断面形状尺寸计算结果与实验结果吻合较好，继而证明了所选模型具有较好地准确性和适用性；光丝间距在0mm与1mm时激光能量与电弧能量耦合较好，光丝间距为1mm焊缝成形理想；而当光丝间距达到4mm时，复合焊焊缝形状及温度场明显由割裂为两部分，电弧与激光无法实现耦合。

结 论

（1）本文选用适用的组合式体积热源模型，通过热传导方程对不同焊接条件下的激光+GMAW-P复合焊温度场进行数值模拟。并利用计算得到的温度场确定复合焊焊缝横断面形状尺寸，以分析不同工艺参数对激光+GMAW-P复合热源焊热场特征及焊缝成形的影响。

（2） 结果表明，复合焊焊缝形状尺寸的计算结果与实验结果吻合较好，体现了所选模型的准确性和适用性。

（3）通过分析复合焊的实验结果和计算结果发现，复合焊焊缝横断面呈“大头钉”状，钉头较宽，具有电弧焊焊缝特征，而钉身狭窄，呈现激光焊焊缝特点。当光丝间距增大时，焊缝熔深逐渐减小；熔宽则先增大后减小再增大，但熔深熔宽的变化幅度都较小。当光丝间距为0mm、1mm和2mm时，复合焊焊缝为一整体，电弧与激光耦合较好，其中间距为0mm和1mm时最为理想。

（4）当光丝间距达到4mm时，由计算结果和实验结果可以看出，复合焊熔池和温度场明显分为两部分，熔池形状更倾向于由两种单独焊接工艺形成，未能实现电弧与激光热量的耦合，焊缝成形较差。

（5）随着激光功率的增加，焊缝熔深增加较大，熔宽略有变化；而熔池长度则随着激光功率的增加有所减小，即小孔深度越大，激光能量作用于小孔内部的能量比例越大。

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