外加橫向磁場的異種鋼角焊電弧熱輸入分配

岳建鋒，謝昶，趙金濤，周瑋，劉文吉，黃軍芬

(1.天津工業(yè)大學(xué),天津市現(xiàn)代裝備技術(shù)重點實驗室,天津,300387；2.北京石油化工學(xué)院,北京,102617)

0 序言

隨著科技的發(fā)展，機械裝備向大型化、輕量化方向發(fā)展，對構(gòu)件性能提出更高要求[1]，單一金屬材料已不能滿足工程的使用要求.Q235 低碳鋼具有較好的力學(xué)性能，且價格低廉；304L 作為一種超低碳奧氏體不銹鋼，具有優(yōu)異的抗腐蝕性能，大量應(yīng)用于防腐、防銹設(shè)備，但其價格偏高.Q235/304L 異種鋼焊接結(jié)構(gòu)件兼顧不同材料的優(yōu)異性能與良好的經(jīng)濟效益，在石油化工[2]、航空航天、電站鍋爐等行業(yè)的裝備和構(gòu)件中有廣泛應(yīng)用前景[3-5].

Q235 與304L 異種鋼焊接時，焊縫兩側(cè)材料熱導(dǎo)率、比熱容等熱物理性能的差異[6]，以及焊縫兩側(cè)材料導(dǎo)磁性能的差異造成的磁偏吹現(xiàn)象，導(dǎo)致焊接過程中焊縫兩側(cè)材料電弧熱輸入分配發(fā)生變化[7]，可能在焊縫處產(chǎn)生較大的集中應(yīng)力[8]，甚至產(chǎn)生裂紋等焊接缺陷[9-10].由于304L 不銹鋼熱導(dǎo)率小于Q235 低碳鋼，且304L 不銹鋼比熱容低于Q235低碳鋼，為獲得良好的焊縫熔透質(zhì)量，Q235 一側(cè)應(yīng)被給予更多的電弧熱輸入，這也意味著必須對電弧熱輸入實施干預(yù).基于上述情況，提出一種對電弧施加橫向磁場，通過偏轉(zhuǎn)電弧進而調(diào)節(jié)焊縫兩側(cè)熱輸入的方法，達到提升焊接質(zhì)量的目的.Rong 等人[11]的研究表明，在316L/EH36 焊接中應(yīng)用外加磁場，能有效細化焊縫組織并降低焊接變形；Li 等人[12]研究了外加磁場對AA6061/HSLA350 焊接接頭的影響，結(jié)果表明外加磁場的引入顯著減少了焊縫界面的金屬間化合物層.目前，對于外加磁場的異種鋼焊接大多局限于接頭組織和性能研究[13]，除此以外，由外加磁場引起的焊接熱輸入分配變化同樣會對焊接質(zhì)量產(chǎn)生影響，因此研究外加磁場對異種鋼焊接熱輸入分配的影響具有重要意義.

以Q235 低碳鋼和304L 不銹鋼為研究對象，采用鎢極惰性氣體保護焊 (gas tungsten arc welding，GTAW) 對異種鋼角焊的電弧熱輸入分配規(guī)律開展研究，建立了外加橫向磁場下的異種鋼角焊電弧?熔池耦合三維模型，對電弧和熔池的瞬態(tài)溫度場以及外加橫向磁場對電弧和熔池的影響規(guī)律進行模擬，并與試驗進行對比驗證，探究了異種鋼角焊的熔池形成規(guī)律以及電弧熱輸入分配對熔池形態(tài)的影響，研究結(jié)果可為異種鋼角焊兩側(cè)母材熱量調(diào)控提供技術(shù)支持.

1 試驗方法

試驗材料為Q235 和304L，尺寸為170 mm ×50 mm × 4 mm，保護氣體為高純度氬氣，焊接電流為直流120 A，不填絲，試驗裝置如圖1 所示.試驗時，在線圈中通以恒定電流，使其產(chǎn)生一定大小的橫向磁場，并測量鎢針正下方2 mm 處的磁感應(yīng)強度，在不同磁場條件下進行Q235/304L 角焊試驗.

圖1 試驗裝置Fig.1 Experiment device

試驗中采用偏轉(zhuǎn)焊槍與外加磁場偏轉(zhuǎn)電弧兩種方法調(diào)節(jié)電弧熱輸入，如圖2 所示.

圖2 兩種調(diào)節(jié)電弧熱輸入的方法Fig.2 Two methods for adjusting arc heat input.(a)deflection torch;(b) applied transverse magnetic field

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 基本假設(shè)

為了降低模型的復(fù)雜度，減少模型的計算時間，計算時對電弧做出如下假設(shè).

(1) 氬氣、等離子體均處于標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下，且不可壓縮.

(2) 電弧為光學(xué)薄膜介質(zhì)，并且處于局部熱力學(xué)平衡(LTE) 下.

(3) 忽略電弧粘性效應(yīng)導(dǎo)致的熱損失和重力影響.

(4) 氬氣和電弧等離子體的流動狀態(tài)為層流.

(5) 外加橫向磁場對保護氣的電導(dǎo)率沒有影響.

(6) 外加橫向磁場只與電弧之間有力的關(guān)系.

(7) 忽略焊接缺陷的影響.

2.2 控制方程

基于以上基本假設(shè)和流體動力學(xué)以及傳熱學(xué),得出下列控制方程.

質(zhì)量守恒方程

式中：ρ為密度；t為時間；v為速度矢量.動量守恒方程

式中：P為動量；τ為黏性應(yīng)力張量；j為電流密度，B為磁感應(yīng)強度，j·B為電磁力項；ρg為重力項.

能量守恒方程

式中：T為溫度；CP為定壓比熱；k為導(dǎo)熱系數(shù).

源項S的表達式為

式中：E為電場強度；kB為玻爾茲曼常數(shù)，值為5.670 373 × 10?8W/(m2·K4)；e為電子電量.式(4)中三項分別表示電弧焦耳熱、電子傳輸焓以及電弧輻射熱損失.

電流連續(xù)性方程

式中：σ為電導(dǎo)率；V為電勢；A為磁矢勢.推導(dǎo)出電場及電流密度方程為

磁矢量方程

式中：μ0為真空磁導(dǎo)率.

磁感應(yīng)強度為

2.3 模型及邊界條件

三維異種鋼角焊縫GTAW 電弧-熔池耦合瞬態(tài)模型如圖3 所示.

圖3 電弧-熔池耦合模型Fig.3 Arc-molten pool coupling model.(a) computing domain;(b) meshing

在圖3a 中，區(qū)域1 為氬氣入口域，氬氣流量為15 L/min，相對應(yīng)的氣體流速為ug；區(qū)域2 和區(qū)域3 分別為304L 和Q235 材料域，尺寸為50 mm ×20 mm × 4 mm；區(qū)域4 為氬氣出口域；區(qū)域5 為鎢針域，施加焊接電流(I0=120 A)，鎢針尖端角度為60°，電弧弧長為3 mm；表面1 和表面2 為工件上表面，即模型陽極；表面3 為鎢針外表面，即模型陰極，邊界條件如表1 所示.

表1 模型邊界條件Table 1 Model boundary condition

在鎢針-電弧、電弧-熔池界面處，電弧溫度、電流密度、電弧壓力梯度較大，不滿足LTE 狀態(tài).在這兩處界面分別添加邊界條件.

電弧-鎢針邊界層

電弧-熔池邊界層

式中：jivi為鎢針發(fā)射電子造成的能量損失；jeφc為電弧正離子撞擊鎢針釋放的能量；|j·n|φa為電子冷凝熱項；εσBT4為輻射散熱；ji和je分別為離子電流密度和電子電流密度.計算時在區(qū)域4 內(nèi)施加穩(wěn)恒磁場以模擬外加磁場對焊接電弧的影響.式(10) 和式(11) 中ε為焊接工件的表面輻射系數(shù)，文中Q235 不銹鋼側(cè)表面輻射系數(shù)取0.4，304L 不銹鋼側(cè)取0.9，σB為Stefan-Boltzman 常數(shù)，Q235 與304L的熱物性參數(shù)如圖4 所示.

圖4 Q235 低碳鋼與304L 不銹鋼熱物理性能Fig.4 Thermophysical properties of Q235 low carbon steel and 304L stainless steel

3 結(jié)果與討論

3.1 電弧熱輸入調(diào)節(jié)方法對比

圖5 為未對電弧熱輸入進行調(diào)節(jié)時的電弧溫度場.由于Q235 的磁導(dǎo)率大于304L，電弧周圍的磁力線分布不均勻，Q235 一側(cè)的磁力線更加密集，焊接時電弧受電磁力而向Q235 側(cè)偏轉(zhuǎn)，電弧最高溫度位于鎢針下方1.3 mm 處，電弧整體呈心形.

圖5 電弧溫度場Fig.5 Temperature field of arc.(a) the xOy plane;(b)the yOz plane

圖6 顯示了0～ 3.0 s 的溫度場計算結(jié)果，焊接時熔池大部分位于Q235 側(cè)，導(dǎo)致焊接質(zhì)量差，焊接接頭強度不足，表征熔池尺寸的參數(shù)如圖7 所示.

圖6 熔池形成過程Fig.6 Process of molten pool formation

圖7 角焊縫熔池尺寸示意圖Fig.7 Diagram of fillet weld pool size

圖8 為角焊縫熔池尺寸隨時間的變化曲線.焊接時，Q235 率先熔化并迅速形成焊腳，1.5 s 后焊腳尺寸增長緩慢，最大焊腳尺寸為5.1 mm.在熔池形成過程中，熔池和熔寬迅速形成到一定尺寸后基本保持不變，并隨著電弧加熱而加深，最終形成的熔池中，兩側(cè)母材的熔深差異較大，熔池明顯偏向Q235 一側(cè).

圖8 熔池尺寸隨時間的變化曲線Fig.8 Variation curve of molten pool size over time

圖9 為熔池熔合線對比.圖9c 中左側(cè)熔合線吻合良好，右側(cè)仿真熔池略深而熔寬一致，原因在于模型氬氣出口域(區(qū)域4) 中設(shè)置的固定氬氣流速(ug) 會增大電弧偏向一側(cè)的熔深.

圖9 熔池熔合線及對比Fig.9 Fusion line and comparison.(a) simulated fusion line;(b) experimental fusion line;(c) comparison of simulated and experimental fusion lines

采用兩種方式調(diào)節(jié)GTAW 電弧熱量.偏轉(zhuǎn)焊槍與外加橫向磁場偏轉(zhuǎn)電弧.為使異種鋼角焊縫焊接電弧向左側(cè)304L 不銹鋼側(cè)偏轉(zhuǎn)5°，采取以下措施.①偏轉(zhuǎn)焊槍的方式需要將焊槍向右側(cè)偏轉(zhuǎn)18°；②外加橫向磁場偏轉(zhuǎn)電弧的方式所需磁感應(yīng)強度為25 mT.

圖10 為兩種電弧熱量分配方式電弧溫度場對比.如圖10a 所示，偏轉(zhuǎn)焊槍時，由于角焊縫的狹小空間，鎢針偏轉(zhuǎn)侵占了電弧空間，擠壓偏向側(cè)電弧，使電弧分散并降低了能量密度;而外加橫向磁場通過洛倫茲力偏轉(zhuǎn)電弧，并不會擠壓電弧，如圖10b所示.

圖10 不同電弧熱量分配方式電弧溫度場對比Fig.10 Comparison of arc temperature field in different arc energy distribution modes.(a) the torch is deflected by 18 degrees;(b) applied 25 mT transverse magnetic field

圖11 為電弧-熔池耦合模型計算的兩種電弧熱量分配方式的熔池溫度場與實際熔合線.圖11a中，鎢針對電弧空間的侵占使電弧熱量分散，左側(cè)熔深較淺，右側(cè)熔池較寬.而類似的情況在圖11b中并未發(fā)生，這是由于采用外加磁場偏轉(zhuǎn)電弧時，鎢針本身不發(fā)生偏轉(zhuǎn)，不會擠壓電弧而導(dǎo)致熱量分散.對比結(jié)果表明，采用外加橫向磁場偏轉(zhuǎn)電弧的熱量分配方式，不會侵占電弧空間而對電弧造成擠壓，電弧熱量更集中，焊接成形質(zhì)量得到提升.

圖11 不同熱量分配方式的溫度場與實際熔合線Fig.11 Temperature field and actual fusion line with different energy distribution modes.(a)deflection welding torch;(b) deflected arc of the applied magnetic field

3.2 外加橫向磁場下的電弧-熔池形態(tài)

通過調(diào)節(jié)磁感應(yīng)強度改變電弧偏轉(zhuǎn)角，可以改變兩側(cè)母材的熱量分配比例，達到焊接質(zhì)量與熔池形態(tài)的改善.圖12 為不同磁感應(yīng)強度下的電弧偏轉(zhuǎn)角度.圖13 為不同磁感應(yīng)強度下的電弧-熔池溫度場及熔池熔合線.圖14 為不同磁感應(yīng)強度下的異種鋼角焊縫焊接試驗獲得的熔池輪廓.熔池尺寸隨磁感應(yīng)強度的變化如圖15 所示.

圖12 電弧偏轉(zhuǎn)角度隨外加磁感應(yīng)強度的變化曲線Fig.12 Variation curve of arc deflection Angle with external magnetic induction intensity

圖13 不同磁感應(yīng)強度下電弧-熔池溫度場Fig.13 Arc-pool temperature field under different magnetic induction intensities

圖14 不同磁感應(yīng)強度下的異種鋼角焊縫熔池輪廓Fig.14 Profile of fillet weld pool of dissimilar steel under different magnetic induction intensity.(a) B=0 mT;(b) B=15 mT;(c) B=25 mT;(d) B=35 mT

圖15 熔池尺寸隨磁感應(yīng)強度的變化Fig.15 Variation of molten pool size with magnetic induction intensity.(a) weld width and depth;(b) molten pool width;(c) penetration

無外加磁場時，電弧的磁偏吹使大部分電弧熱量作用于Q235 一側(cè)，導(dǎo)致304L 的熔池較小.角焊縫熔池大部分位于Q235 一側(cè)，Q235 側(cè)熔深為3.2 mm，304L 側(cè)熔深僅為0.9 mm，磁場的引入改善了這一現(xiàn)象；隨著外加磁場的加強，電弧熱量向304L 偏轉(zhuǎn)，304L 獲得的電弧熱量增加，熔深增大；在外加磁感應(yīng)強度為15 mT 時，兩側(cè)熔深與熔寬基本保持一致.

3.3 電弧熱輸入分布

圖16 為不同磁感應(yīng)強度下兩側(cè)母材電弧熱流密度分布.由于異種鋼焊接時的磁偏吹現(xiàn)象，電弧偏向Q235 側(cè)，電弧熱流也大部分位于Q235 側(cè).隨著磁感應(yīng)強度的增大，向Q235 側(cè)的偏轉(zhuǎn)角度逐漸減小，Q235 側(cè)電弧熱流密度逐漸降低，304L 側(cè)電弧熱流密度逐漸增高.在磁感應(yīng)強度B=15 mT 時，取得了較好的焊縫質(zhì)量，此時Q235 側(cè)熱流密度最大值為1.14 × 107W/m2，304L 側(cè)熱流密度最大值為0.95 × 107W/m2；在磁感應(yīng)強度B=20 mT 時，電弧偏轉(zhuǎn)角度為0°，此時焊縫兩側(cè)熱流密度基本相等，最大值為1 × 107W/m2.隨著磁感應(yīng)強度繼續(xù)增大，電弧向304L 側(cè)偏轉(zhuǎn)角度加大，導(dǎo)致304L 側(cè)熱流密度持續(xù)升高.

圖16 不同磁感應(yīng)強度下陽極電弧熱量分布Fig.16 Arc energy distribution of anode arc under different magnetic induction intensities.(a) B=0 mT;(b) B=5 mT;(c) B=10 mT;(d) B=15 mT;(e) B=20 mT;(f) B=25 mT;(g) B=30 mT;(h) B=35 mT

式中：B為磁感應(yīng)強度；I為焊接電流；?為電勢；Qtotal為總熱輸入；Q235為Q235 側(cè)熱輸入；Q304L為304L 側(cè)熱輸入；η為焊接熱效率.

利用式(12) 分別對兩側(cè)熱流密度進行積分得到兩側(cè)母材熱流總量，并由式(13) 計算相應(yīng)的焊接熱效率η，計算結(jié)果如表2 所示.

表2 不同磁感應(yīng)強度下電弧熱流總量與電弧熱效率Table 2 Total arc heat flow and arc thermal efficiency under different magnetic induction intensity

外加磁場磁感應(yīng)強度為15 mT 時，兩側(cè)母材的熱流密度均取得較大值，兩側(cè)熔寬與熔深基本保持一致，取得了較好的焊縫質(zhì)量，可判斷為電弧熱輸入分配合理，此時電弧熱流總量為825.66 W，Q235側(cè)所占熱流總量為440.8 W，304L 側(cè)熱流總量為384.86 W；在外加磁場磁感應(yīng)強度為20 mT 時，電弧熱流總量最大，此時兩側(cè)母材的電弧熱量分布基本相等.焊接熱效率隨電弧偏轉(zhuǎn)角度減小而變大，在外加磁場磁感應(yīng)強度為20 mT 時，電弧偏轉(zhuǎn)角度為0°，此時焊接熱效率最大(為71%).

圖17 為不同磁感應(yīng)強度下焊縫兩側(cè)熱流總量及所占比例.無外加磁場時，受磁偏吹的影響，Q235 側(cè)電弧熱流占總熱量的61%，而304L 不銹鋼側(cè)僅占39%；隨著外加磁場磁感應(yīng)強度的逐漸增強，Q235 低碳鋼側(cè)電弧熱流總量不斷降低，所占總熱量的比例也不斷降低，304L 側(cè)不銹鋼所占比例逐漸升高.在磁感應(yīng)強度為15 mT 時，取得較好的焊接質(zhì)量，此時Q235 側(cè)電弧熱流總量占53.4%，304L 側(cè)電弧熱流總量占46.6%；在磁感應(yīng)強度為20 mT 時，兩側(cè)所占比例相等.

圖17 不同磁感應(yīng)強度兩側(cè)母材熱流總量及所占比例Fig.17 Total heat flux and its proportion on both sides of weld with different magnetic induction intensities

對圖17 中的不同磁感應(yīng)強度下熱流總量進行數(shù)值擬合，建立熱流總量與外加磁感應(yīng)強度的回歸方程，如式(14) 所示.

4 結(jié)論

(1) 建立了異種鋼角焊縫GTAW 電弧-熔池耦合模型，揭示了磁偏吹以及兩種電弧熱輸入調(diào)節(jié)方式對異種鋼焊接熔池成形的影響.

(2) 偏轉(zhuǎn)焊槍與外加橫向磁場偏轉(zhuǎn)電弧兩種電弧熱輸入分配結(jié)果表明，偏轉(zhuǎn)焊槍會導(dǎo)致能量密度降低，不適合角焊縫等焊縫空間狹小的焊縫；而外加橫向磁場偏轉(zhuǎn)電弧可更好地實現(xiàn)在狹小空間的電弧熱輸入分配.

(3) 在外加橫向磁場磁感應(yīng)強度為15 mT 時獲得了較好的角焊縫質(zhì)量，此時Q235 側(cè)電弧熱流總量占53.4%，304L 側(cè)電弧熱流總量占46.6%.