Schenk等人研究了焊接过程中工件夹紧条件的影响 。 在他们的研究中 ， 观察到焊接后更长的夹紧时间可以减少角度变形 。 Adak和Soars研究了不同板厚、板呼吸和建模网格类型对预测残余应力的影响 。 结果表明 ， 在相同的焊接参数下 ， 残余应力与板厚呈正相关 。 还观察到网格模型的选择对预测的残余应力结果影响不大 。 Deng等人使用非线性热弹性塑性数值方法研究了外部约束对焊接变形的影响 。 据观察 ， 外部约束可以减少面内和面外变形 。
模拟工作的另一个方面是选择用于预测焊接过程的热源模型 。 Chukkan等人研究了使用三种不同的热源模型来表示激光束 ， 并观察到预测峰值温度 ， 引起的残余应力以及焊接板挠度与实验结果的合理精度 。 Lang等研究了焊接速度和板厚对焊接过程后产生的变形和残余应力的影响 。 在他们的研究中 ， 他们验证了高斯和双椭球体热源建模的使用 。
本研究研究了具有高耐腐蚀性和抗氧化性的铬钼钢的HLAW ， 以推动其在造船、管道、海洋近海和汽车工业中的进一步应用 。 本研究旨在开发一种考虑移动热源、材料和固相转变等因素的热冶金有限元方法 。 对ASTM A387的HLAW在拉伸、硬度和弯曲试验方面的力学性能进行了评估 。 本研究可以加深对当前和未来工作中HALW工艺开发的理解和指导 。 所建立的模型能够对钢的HLAW焊接的马氏体相分数和回火马氏体相的转变产生合理准确的估计 。
2.实验
在这项研究中 ， 使用基于机器人的HLAW系统对铬钼合金钢板（ASTM A387 Grade 22 Class 2）进行自生双面对焊 ， 尺寸为500 mm x 200 mm x 10 mm ， 没有预加工的凹槽（图1） 。 本研究使用了波长为1070-1080 nm ， 最大功率为6 kW ， 激光光斑尺寸约为200 μm的连续波光纤激光源 。 在混合激光电弧焊过程中 ， 交流模式TIG提供500安培的电流用于提供额外的热源（到激光器） 。 实验设置和原理图如图1所示 。
图 1 显示（a）实验装置示意图 ， （b）实验装置图像和（c）焊接板顶视图的图像 。
焊缝的硬度分布在三个不同的水平水平上测量 ， 如图2所示 。 维氏硬度在整个焊缝中使用200-500 g的力和15 s的持续时间进行 。 根据ASTM E8子尺寸切割矩形狗骨形拉伸试样 ， 规格长度为25 mm 。 拉伸试验在室温下进行 ， 十字头上的位移率为每分钟1毫米 。 使用SEM在断裂部位进行断裂成像 。
图 2 光学显微镜图像显示了焊接横截面的宏观结构 。
3.数值模拟
使用SYSWeld软件执行了有限元模型 。 在这项研究中 ， TIG领先的设置涉及在激光束之前使用电弧对材料进行预热 。 与激光领先设置相比 ， 这导致更高的激光吸收率和更深的穿透力 。 通过定义的效率系数项考虑相互作用效应 。 一般来说 ， 这种材料的激光和电弧焊的熔化效率约为0.4 。 在这项研究中 ， 激光和电弧源都使用了0.5的效率系数 ， 以解释更高的能源效率 。
在本研究中 ， 使用了四方三网格和四三维网格（图3） 。 使用精细的四边网 ， 在焊接区域附近使用20毫米宽 。 在仿真过程中使用了三维双椭球体和锥形热源的组合 。 为了考虑高温梯度和不均匀的热应变 ， 使用0.5 mm×0.5 mm×0.25 mm的较小单元对模型中的融合区和热影响区（HAZ）进行了建模 。 总共使用了370 ， 829个节点和731 ， 310个元素 。
图 3 显示（a）仿真模型和 （b） 沿平面 A-A 的放大横截面的网格的图表 。
3.1. 边界条件
在几何模型的外表面上定义了热边界条件 ， 以考虑对流和辐射热传递到周围环境 。 在边缘应用固定的端部边界条件 ， 以模拟焊接过程中工件的夹紧 。 在本研究中 ， 在SYSWeld软件中应用了相位和温度可靠的热特性 ， 如图4所示 。
图 4 低碳钢的相和温度可靠的热性能 。
4.结果和讨论
4.1.宏观结构
混合激光电弧焊在ASTM A387上使用电弧引导方向进行 。 在焊接过程中 ， 激光束是主要热源 ， 而来自TIG的电弧用作二次热源 。 来自TIG电弧的热量在焊缝前预热材料并增加了激光吸收 。 在此过程中 ， 激光等离子体还有助于稳定来自TIG的电弧 。 因此 ， 允许更深的穿透和更好的间隙弥合能力 。 对于TIG焊接 ， 电流保持恒定 ， 而电压根据电弧和基板之间的距离而变化 。 使用更高的电流将导致更高的焊接热输入和更宽的熔池 。 对于激光焊接 ， 激光功率的增加将显着增加熔深 ， 而焊接速度的降低将增加熔池宽度 。
从仿真结果中 ， 可以识别出与双面焊接相似的沙漏形熔池区域（图5） 。 在不同区域进行了各种测量 。 熔池大小和HAZ区域大小明显 ， 与实验测量结果吻合较好 。
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