热源模型对焊接变形数值计算结果的影响外文翻译资料

 2022-09-27 11:37:04

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热源模型对焊接变形数值计算结果的影响

摘要

数值模拟和焊接模拟的结果强烈地依赖于它的温度场。本文对气体保护熔化极脉冲电弧焊接厚度为5毫米的结构钢S355J2 N (ASTM A572 Gr. 50)的温度场进行了实验和数值模拟研究。在温度场的验证时，采用了高斯体热源和双椭球Goldak热源。此外，还分析了不同的热源模型，包括导热系数的匹配，对焊接变形计算的影响。

研究表明热源模型对计算结果的影响有助于提高焊接变形的预测精度。

关键词：焊接模拟 热源校准 气体保护熔化极电弧焊 灵敏度分析 变形

1. 引言

本文分析了热源模型对焊接变形数值计算结果的影响。如Lindgren [1]所述，在计算焊接力学中，由于考虑计算时间和努力同时解决传热学和力学领域问题，普遍采用热力解耦分析。焊接解耦热力分析的耦合关系如图1所示。

如图1所示，热模型、固体力学和微观结构/材料性能之间有很强的耦合关系。然而，因为热膨胀产生变形，由此可得出热模型与固体力学之间具有强耦合关系。此外，热模型决定了微观结构和材料性能。为了验证热模型，标准方式是使用实验数据配置代表热模型假设的等效热源。

图1 焊接解耦热力分析的强耦合关系框图

因此，热源配置，包括热源参数和导热系数的调整，是焊接数值模拟的决定性一步，对变形或残余应力计算结果有重大的影响。热源或在某些情况下多个热源不得不调整以达到验证的温度场。温度场的验证是基于实验数据，如由热电偶或热成像测量的熔池宏观断面和热循环，如[2]所述。随后是数据采集，对数值模型的温度场进行验证表明了进行力学分析的必要性。目前的工作集中在热传导模型，这是基于等效热源，如Goldak等人[3]介绍的高斯体热源或双椭球Goldak热源。再就是由Karkhin等人[4]发表的热源公式，提出了一个抛物线热源，暂时不能商业有限元软件中实施，但可以更适合于气体保护熔化极电弧（GMA）焊温度场的验证。

复杂的焊接熔池几何形状出现在脉冲GMAW焊接过程中，要求等效热源公式能够描述用熔合线表示的实验熔池。熔池复杂性的原因是现代GMAW焊接工艺的应用，如脉冲GMAW和相应的典型焊接熔池形状，以及热对流导致的大熔池长度，这在焊接模拟中经常是被忽视的[5]。在此，变形演变强烈地依赖于热源所提供的能量及其关于焊接结构中性轴的分布面积或熔融金属的体积，Bachorski等人。[6]表明，预测变形的准确性对假定的收缩体积非常敏感。

由于焊接变形直接影响到连接部件的生产质量，有必要分析其对热循环或熔池几何形状的小偏差敏感性，证明应用的热源模型。

本论文分析了热传导率调整的温度场验证和对焊接变形的影响。对确定实验装置的研究结果进行量化并绘制一般设置数值模型的变形预测结论。

2．实验过程

试验采用脉冲GMA焊接进行焊接。焊接条件包括261安的焊接电流，30.4伏的平均电弧电压，8.5米/分钟的送丝速度，1.2毫米的焊丝直径，和0.4米/分钟焊接速度。由此产生的净热输入为1 kJ /毫米。所研究的钢S355J2 N（1.0577）的材料特性、焊接工艺和化学成分在[7、8 ]中已作了详细描述。本论文将重点放在实验焊缝截面和热循环。直径为0.5毫米的K型热电偶丝用于获得与焊缝直接相邻的焊接板的顶部和底部位置的温度。实验的配置提供了一个不受力的板支承，允许板在焊接过程中自由收缩和随后冷却。此外，所有传导焊接实验采用陶瓷焊接衬垫。

在焊接之前，进行570℃3.5 h随后炉冷的消除应力热处理，尽可能地降低残余应力，这些残余应力是在测试板的制造过程中产生的（轧制、定位焊、磨削）。

在焊接过程中，高速摄像机被用来获取有关所提到的焊接条件下的焊接熔池长度的信息。在整个焊接过程中，包括焊接板的初始状态，在焊接过程中的行为和下降到30℃的冷却过程，使用直接图像相关系统实验研究焊接变形。研究一半的板的变形演变过程。

随后是焊接和瞬态数据采集，通过磨制、抛光和腐蚀来制备试样，对焊缝和热影响区（HAZ）进行宏观和微观结构的光学分析。

3. 实验结果

图2显示了实验焊缝的宏观断面，融合线突出显示。

在焊接板的顶部和底部测量的实验热循环，如图3所示。每个测量的热循环的各个参数的摘要如表1。

在一半板的两个具体点处的弯曲变形的瞬态发展（位移uy）描绘在图4中。

4. 数值模拟程序

数值模拟从给定几何形状的网格划分开始。参考[ 7 ]，在图5中所示的网格被用来进行数值模拟。

图2 焊缝宏观断面，2%的硝酸溶液腐蚀，

脉冲GMAW焊，T = 5毫米，S355J2 n.

图3 实验确定的热循环：（一）板的顶部，（乙）板的底部

本研究中，随后的温度场和力学数值仿真计算利用一个装有Linux操作系统的标准电脑中的商业有限元软件SYSWELD v2009进行。模拟的最重要简化和假设为：

温度依赖性，均匀，和各向同性材料的性能（除了在焊接方向的热传导率），考虑相变[ 9 ]。

对焊缝A几何形状验证时固相线温度1440 ℃。

没有考虑前面的过程的步骤，试样被假定为几何形状理想和完全无应力，考虑顶部和底部侧的焊缝增强高。

图4 给定点处位移uy的实验变化，热输入= 1 kJ /毫米，L = 300毫米，W = 200毫米，T = 5毫米，S355J2 n.

图5 网格划分，支持方案，应用弹性约束的节点位置，节点88000，单元103000。

利用双椭圆Goldak等[3]和三维锥形高斯热源标定现象的温度场，体积热流密度与时间无关，不考虑焊接熔池对流。

所有外表面换热一致，与温度相关的辐射损失，根据斯特凡–玻尔兹曼常数一个恒定的换热系数ε = 0.8、恒定的对流损失4 W/mm2，周围环境温度为20℃。

试样理想化的夹紧，使用1000 N/mm的弹性约束得到自由支持，和

考虑各向同性硬化中的弹性-塑料材料的行为。

4.1 热分析

对于热分析，实验确定的数据被用来校准的热源的模拟。在温度场调整中考虑了2个方面。首先，模拟的焊接熔池的横截面与实验焊缝宏观断面的大小和形状都一一对应。其次，热影响区对应的焊接热循环与实验测量一致，重点给出的峰值温度和冷却时间。

详细地，体积高斯和双椭球Goldak热源，如图6所示，在不同的组合策略，调整导热系数沿焊接方向进行探讨。由于在熔池（应用热传导模型）中的质量流量和对流的疏忽，焊接池长度往往被低估了。焊接方向上的导热系数的变化是一个通常的方法来改变或调整熔池长度焊接模拟如林格伦和同事[ 11–13 ]。不同的调整的奥氏体和铁素体相导热系数，说明如表2。

此外，图7显示了铁素体和奥氏体的热传导率的所有研究情况下与温度相关。Case 2中的铁素体相与Case 1具有相同的热导电率，但1500℃以上的奥氏体的值是从文献中引用的，因此不同于Case 1，如图7所示。

热分析的要求是在考虑焊接池几何形状的相应的情况下的偏差最小化。在此基础上，热循环和焊接变形的计算中，调整热传导率（表2）所产生的差异可以讨论。

图6 圆锥体积热源方案（高斯）和双椭球体Goldak热源[ 3 ]。

4.2 力学分析

在SYSWELD软件在焊接模拟中可以同时考虑冶金相变的影响。使用材料的热性能，由焊接实验推导和验证的计算温度场和数学描述的CCT行为首次完成率热冶金计算。热冶金计算的数据作为力学计算的输入，根据模型中先前计算的温度的瞬态和空间分布确定应力和应变。值得注意的是，这种单向耦合，也被称为“弱耦合”，不考虑相变应力的影响。此外，固态相变潜热与计算温度场之间的相互作用是不考虑的，如拉达伊[ 15 ]中所述。

要进行准确和详细的有限元模拟，必须知道材料在高温下的热性能和机械性能。在选择S355J2 N合金的优点之一是在SYSWELD数据库(Version 2009)中就可以得到完整的材料性能，包括冶金相变温度，冶金模型参数，相变塑性，与温度相关的热物理和热力学性能。使用[ 16，19 ]的模型计算相变。

图7 （a）铁素体和（b）奥氏体在所有研究情况下与温度相关的热传导率变化

5 . 数值模拟结果

首先，计算出的焊接熔池的几何形状相比，图8。

图8 数值计算熔池形状为T = 1440 LC固相线温度。

图9 数值计算的热循环，在一个节点的距离（a）8.2毫米和（b）8.9毫米到焊缝中心线，比较所有四种研究情况下，顶部的板。

此外，表3给出了焊接熔池的横截面积，由成像软件AxioVision LE (Carl Zeiss, Inc.)测量。

图9计算的热循环描述了板的顶部在2个节点在四种研究情况下的瞬时温度变化。

焊接熔池形状的进一步分析如表4，给出了数值模拟中焊接熔池等温面在板的顶部和底部的长度。

表5给出了每一种研究情况下对应于热源和热导率的微观组织的相应结果。对于每种研究情况，在峰值温度1100–1200 ℃ 和冷却时间 t8/5 为20–22.5 s时对每个节点进行估计。

基于焊接温度场，利用焊接模型计算焊接变形。图10比较了所以情况下y方向（弯曲）的最终变形。

最后，图11给出了板的外部区域某点厚度方向（弯曲）的瞬态位移。

6. 讨论

焊接数值模拟温度场需要基于实验数据验证的基础，如焊缝宏观断面和焊接热循环，以保证合适的力学分析。一般来说，程序包括热源参数的手动校准，其中等效体积高斯热源和Goldak热源常用于金属弧焊的瞬态三维数值模拟。当实验和数值的宏观断面焊缝和焊接热循环显示足够的一致时最终的热源参数得以确定。

目前的研究，包括焊接池和热循环验证考虑不同的热源和热传导率配置的分析。首先，讨论了四例调查数值结果之间的偏差。图8展示了焊接过程中板长的准稳态的四个焊接池的几何形状。等温线的融合线是在1440液晶温度下得到的。熔池的横截面面积之间的差异均小于2.5%，从表3可得。焊接熔池的几何形状因此几乎相同。卡隆等人确定类似的实验装置的实验过程的变化是约9%。熔池区通过一个额外的热量输入调整来实现与焊接熔池几何的一致，由于不同的热导率，在焊接方向上的热分布会发生变化。不同条件下的热传导率如图7所示。

关于热输入的调整，在模拟中使用的两个热源，是在上部的高斯和薄双椭球Goldak在板的下部。Goldak热源总热输入在所有情况下是一样的。

然而，高斯热源用于补偿在熔池面积的变化是不同导热系数导致的，每种情况下的热输入值都在表7中列出。

热输入是影响焊接变形发展的一个因素。另一个因素是由1440液晶温度下的等温表面表示的熔池的体积形状。图12比较了两个模型和他们的熔池形状。

高速摄像图像熔池的实验研究取源于长度约38毫米的焊接熔池长度，这个值仅仅代表了熔池长度因为难以确定熔池端指糊状区，如图13所示。

从图12可得，尽管有一个非常类似的熔池形状在熔池中的截面特性差异会出现。随后，表4提供了一个概述有关的焊接池的顶部和底部的板以及两者之间的关系的概述。考虑表4，可以从中得出结论。13和12，计算出的焊接熔池长度的情况下，1和4与实验熔池长度达到了一致。

图9表示四个调查情况下数值计算的热循环。在板的顶部有2个不同的节点，最大峰值温度之间的差异进行相应的热循环是60 K，50 K图9A，9B。

从每个模拟的情况下，所产生的计算出的相分数描述如表。此外，峰值温度和冷却时间在热影响区给出评估。

在第一视图中，数值结果描述了一个单一的情况下，似乎是在一个可以接受的范围内的偏差。但计算出的最终失真不同在于温度场中的高灵敏度的变形模拟的演示。在下面，实验数据应该值得被讨论。从图14开始，我们的实验在数值描述中加入了一池几何（点）。

图12板的顶部和底部的焊接池长度的比较，由于不同的热传导率（准稳态）。

图13在焊接过程中熔池熔池的实验图像，总长度约为38毫米，GMAW，净热输入= 1 kJ /毫米。

7。结论

目前的研究包括通过宏观断面、热周期和高速相机成像对焊接试板的广泛实验研究。研究表明，脉冲GMA焊接有一个相当

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