技术领域
[0001] 本
发明涉及一种T型接头双激光束双侧同步焊接熔池流场的模拟方法，尤其针对
工件进行双侧同步焊接时形成的联合熔池。
背景技术
[0002] 飞机壁板蒙皮桁条T型连接结构的双激光束双侧同步焊接技术由于能极大地减轻
机身构件的重量，具有生产效率高、气密性好等优点，同时避免了对
底板(蒙皮)完整性的破坏，因而被认为是航空制造业中的一次技术革命。飞机壁板蒙皮桁条T型结构双激光束双侧同步焊接成功避免了对蒙皮完整性的破坏，具有极大的优越性，已经在空中客车公司的产品A318、A340、A380中得到广泛采用。然而，由于
激光焊接本身的不
稳定性和焊接工艺的复杂性等特点，目前国内尚未掌握机身壁板蒙皮桁条T型接头双激光束双侧同步焊接的成熟工艺。而其中最关键的问题就是对于焊接过程中熔池的动态演变行为及
焊缝缺陷的形成机理研究并未透彻。
[0003] 对于激光深
熔焊接而言，被焊金属在高能束激光作用下迅速
熔化和
汽化，在熔池正中间形成充满金属蒸气的狭长“匙孔”，因此在激光作用区域，多相共同存在且互相影响。同时，激光深熔焊接过程中工件受到的匙孔正上方致密
等离子体和匙孔效应的共同加热作用。以上两方面问题的存在使得激光深熔焊接熔池流场行为的研究遇到极大的困难。在国内，已有不少学者针对激光深熔焊接的流场进行了卓有成效的研究。然而，现有的研究存在以下几个方面的问题：第一，目前针对激光深熔焊接熔池流场的计算模拟都是针对平板单激光束焊接，对于T型接头双激光束双侧同步焊接这种全新的焊接工艺，双激光束在肋板正下方形成联合熔池，其流动状态更为复杂，针对此种特殊结构流场的研究目前未见报道；
第二，目前针对激光深熔焊接熔池流场的模拟都是基于大量的近似和假设，例如将匙孔假设为一定形状，这些假设虽然大大简化了建模和计算过程，但是也难以达到合理的模拟和预测效果；第三，国内大量学者建立的激光深熔焊接熔池模型大都是将计算区域的材料作为单相进行处理，很少在建立模型的同时考虑材料的
相变问题。
发明内容
[0004] 本发明的目的是针对T型接头双激光束双侧同步焊接联合熔池流场计算存在的困难，重点考虑双激光束的相互作用及针对本模型的材料流固相变处理方法，为T型接头双激光束双侧同步焊接联合熔池流场提供一种简便、行之有效的建模和计算方法。
[0005] 本发明为实现上述目的，所采用的技术方案如下：
[0006] 本发明所述的一种T型接头双激光束焊接熔池流场的模拟方法，包括如下步骤：
[0007] 第一步：建立联合熔池三维
温度场与流场模型
[0008] 在CAD
软件(
计算机辅助设计软件)中建立工件的
几何模型，对工件进行网格划分；网格划分是指网格划分统一采用六面体单元，靠近焊缝的区域采用单元较小的加密型网格，离焊缝越远，网格尺寸越大；
[0009] 第二步：针对第一步完成的流场模型建立控制方程
[0010] 控制方程由如下
能量方程、动量方程、连续性方程构成，分别为：
[0011] 能量方程：
[0012]
[0013] 动量方程：
[0014]
[0015] 连续性方程：
[0016]
[0017] 公式中ρ是材料
密度，ui与uj熔融金属在x，y方向速度，k是导热系数；V是焊接速度；Cp是定压
比热容；h是
焓；μ是
粘度；Sh是能量方程源项；Sui是动量方程源项；t是时间；K是渗透率函数；
[0018] 上述K渗透率函数必须遵循如下方程：
[0019]
[0020] 上述公式中fL为液相体积分数；D为与fL相关的Darcy常数；在液相区fL＝1；在固相区fL＝0；在固液交界的糊状区，0＜fL＜1；
[0021] 上述能量方程中源项Sh通过如下方程控制热量输入大小：
[0022]
[0023] 上述公式中q(x，y，z)是点(x，y，z)处的热流密度值；ΔH为相变
潜热值；其中q(x，y，z)的热流密度值由如下公式控制数值大小：
[0024]
[0025] 公式中H0是体热源的高度；Q是激光束的有效功率；cS是热源形状集中系数；
[0026] 第三步：基于CFD软件(计算
流体力学软件)求解控制方程，进行流场计算[0027] 将建立完成的流场模型导入CFD软件，设置热源边界条件及控制热源
位置，将双激光束的热源作为附加源项加入能量方程，采用
层流模拟进行计算，采用求解压力耦合的
质量、动量、能量传递方程的半隐式方法进行
迭代求解直至结果收敛，得到焊接过程中的速度场、温度场和液相体积分数分布，导出计算结果。
[0028] 有益效果
[0029] 本发明提供的T型接头双激光束双侧同步焊接熔池流场的模拟方法针对T型结构双激光束双侧同步焊接过程，建立了双激光束共同作用下的熔池流场模型，同时考虑焊接过程中的流固相变问题作用，通过
对流场模型求解获得了准确的动态流场细节，计算结果与实验结果吻合良好。
附图说明
[0030] 图1为T型结构双激光束双侧同步焊接联合熔池流场模型的
坐标系和求解域。
[0031] 图2为T型接头双激光束双侧同步激光焊接模型网格划分示意图。
[0032] 图3a为根据该模型计算的T型结构双激光束双侧同步焊接过程中工件的温度场分布俯视图；
[0033] 图3b为根据该模型计算的T型结构双激光束双侧同步焊接过程中工件的温度场分布y-z横截面图；
[0034] 图3c为根据该模型计算的T型结构双激光束双侧同步焊接过程中工件的温度场分布x-z横截面图；
[0035] 图4是焊接过程中熔池在Marangoni表面力(
马兰高尼表面力)驱动下的流场速度矢量图；
[0036] 图5为T型结构双激光束双侧同步焊接时的联合熔池形状示意图以及熔池中液相体积分数大于50％的区域；
[0037] 图6为根据该模型计算的焊缝形状与实际焊缝形状的比较示意图。
具体实施方式
[0038] 下面结合附图对本发明进一步详细说明：
[0039] 如图所示：一种T型接头双激光束焊接熔池流场的模拟方法，尤指对工件进行双侧同步焊接时的熔池流场，其特征在于：针对T型接头双激光束双侧同步焊接在肋板正下方形成的联合熔池建立流场计算模型，对模型求解得到联合熔池的流场。包括如下步骤：
[0040] 第一步：建立联合熔池三维温度场与流场模型
[0041] 在CAD软件(计算机辅助设计软件)中建立工件的几何模型，对工件进行网格划分；网格划分是指网格划分统一采用六面体单元，靠近焊缝的区域采用单元较小的加密型网格，离焊缝越远，网格尺寸越大；
[0042] 第二步：针对第一步完成的流场模型建立控制方程
[0043] 控制方程由如下能量方程、动量方程、连续性方程构成，分别为[0044] 能量方程：
[0045]
[0046] 动量方程：
[0047]
[0048] 连续性方程：
[0049]
[0050] 公式中ρ是材料密度，ui与uj熔融金属在x，y方向速度，k是导热系数；V是焊接速度；Cp是定压比
热容；h是焓；μ是粘度；Sh是能量方程源项；Sui是动量方程源项；t是时间；K是渗透率函数；
[0051] 上述K渗透率函数必须遵循如下方程：
[0052]
[0053] 上述公式中fL为液相体积分数；D为与fL相关的Darcy常数；在液相区fL＝1；在固相区fL＝0；在固液交界的糊状区，0＜fL＜1；
[0054] 上述能量方程中源项Sh通过如下方程控制热量输入大小：
[0055]
[0056] 上述公式中q(x，y，z)是点(x，y，z)处的热流密度值；ΔH为相变潜热值；其中q(x，y，z)的热流密度值由如下公式控制数值大小：
[0057]
[0058] 公式中H0是体热源的高度；Q是激光束的有效功率；cS是热源形状集中系数；
[0059] 第三步：基于CFD软件(计算
流体力学软件)求解控制方程，进行流场计算[0060] 将建立完成的流场模型导入CFD软件，设置热源边界条件及控制热源位置，将双激光束的热源作为附加源项加入能量方程，采用层流模拟进行计算，采用求解压力耦合的质量、动量、能量传递方程的半隐式方法进行迭代求解直至结果收敛，得到焊接过程中的速度场、温度场和液相体积分数分布，导出计算结果。
[0061] 下面以某
金属薄板T型接头的双激光束双侧同步焊接过程中熔池流场计算为例分析。
[0062] 基于Hypermesh软件建立T型接头双激光束双侧同步焊接的几何模型(图1)，T型接头肋板和底板的厚度都为1.8mm，模型底板的大小为15×15mm，肋板的高度为10mm。根据实际情况，采用填丝焊，在T型接头焊
角的地方设置填充金属。
[0063] 基于Hypermesh软件对几何模型划分网格，网格划分统一采用六面体单元，靠近焊缝的区域采用单元较小的加密型网格，离焊缝越远，网格尺寸越大。共47000个单元，52989个
节点，如图2。
[0064] T型接头的材料为6056/6156薄板
铝合金，其计算所采用的物性参数见表1.[0065] 焊接所用单束激光的有效功率为1kW，对称的两束激光以相同的角度入射于T型接头的两个焊角处，工件以0.02m/s的速度前进。利用下列公式，实现热源边界条件输入及位置控制，将热源作为能量方程的两个附加源项加入控制方程中。
[0066]
[0067]
[0068] 工件底面与
工作台之间存在传导换热，其他表面的热边界条件为热对流和热
辐射。关于流场边界条件，工件前进正方向的横截面设置为速度入口，负方向的横截面设置为压力出口，其余壁面设置为无滑移边界条件。基于CFD软件，对流场控制方程采用层流模型进行求解。根据控制方程的耦合求解结果得到焊接过程中的温度场(图3)、速度场(图4)和液相体积分数(图5)分布。
[0069] 为了验证模型计算结果的准确性，将计算结果与实际焊缝进行比较(图6)。
[0070] 计算中所采用的
铝合金6056/6156物性参数。
[0071] 表1铝合金6056/6156的物性参数
[0072]
[0073]
[0074] 对于本发明，能量方程的源项除考虑焊接热源作用外，还考虑了熔化过程中的焓变H。
[0075] 第一，为了
对焊接熔池的固液界面进行追踪，一般认为材料熔化过程中的焓变H包含两部分：
显热h0和相变潜热ΔH之和：
[0076] H＝h0+ΔH
[0077] 其中，显热h0通过h0＝∫CpdT计算，ΔH与
熔化潜热之间存在有关系：ΔH＝fL·L，L为固液转变的熔化潜热值，液态体积分数fL与温度T存在线性关系：
[0078]
[0079] 上式中，TL与TS分别表示材料的液相线温度和固相线温度。结合焊接热源q(x，y，z)的作用，可得能量方程的源项为：
[0080]
[0081] 对控制方程组进行求解时，由于控制方程组包含的速度和压力在求解过程中是耦合的，因此无法对其中的任何一个进行单独求解。为了解决速度和压力的耦合问题，采用求解压力耦合的质量/动量/能量传递方程的半隐式方法进行迭代求解：
[0082] (1)设置一个初始速度场，由此计算动量离散方程中的系数及常数项；
[0083] (2)设置一个压力场P0；
[0084] (3)顺序求解动量方程，得到初始速度场u，v，w；
[0085] (4)求解压力修正方程，得到压力修正量P’；
[0086] (5)将P’代入速度修正方程，修正速度场；
[0087] (6)利用改进后的速度场和压力场作为下一次迭代的初始值，重复迭代直至收敛。
[0088] 控制方程中存在通过源项物性等与速度场耦合的变量，应在每次迭代完成对该变量求解后再进行下一次迭代。在本发明所建立的模型中，需要在每一次迭代结束前求解能量方程的源项，该源项包含材料熔化过程中的焓变和焊接热源。
