郭力瑋，黃繼強(qiáng)，馮音琦，薛龍，黃軍芬，亓浩

(北京石油化工學(xué)院,北京,102617)

0 序言

隨著海洋的開發(fā)，海上石油平臺(tái)、海底輸油、輸氣管線施工、水下礦產(chǎn)開發(fā)、水閘以及核電設(shè)施等工程不斷增多，這些水下工程的建設(shè)、維護(hù)等對(duì)水下焊接技術(shù)也提出了更高的要求.高壓MIG 水下焊接新技術(shù)比較適用于更深的海洋石油開采設(shè)備焊接中[1].水下高壓GMAW 焊接因焊接效率高、自動(dòng)化程度高而備受關(guān)注，但受高壓環(huán)境條件影響，隨著壓力增加電弧呈收縮趨勢(shì)，穩(wěn)定性下降，甚至?xí)l(fā)生熄弧現(xiàn)象，影響焊接質(zhì)量.為此國內(nèi)外學(xué)者從不同角度對(duì)高壓GMAW 電弧收縮機(jī)理和影響電弧穩(wěn)定性的因素進(jìn)行了研究.

電弧的不穩(wěn)定性和電壓或電流波形的頻域特性有關(guān)聯(lián)，在較高壓力下，不相關(guān)的電流和電壓波頻率對(duì)過程的穩(wěn)定性有很大的影響[2].高壓會(huì)造成環(huán)境氣體物性的變化，進(jìn)而對(duì)焊接過程和焊接質(zhì)量產(chǎn)生影響，環(huán)境壓力的改變會(huì)直接影響到GMAW電弧形態(tài).隨環(huán)境壓力升高，電弧從鐘罩形向錐形轉(zhuǎn)變的臨界電流逐漸變大，電弧弧長變短，電弧穩(wěn)定性也越來越差[3].環(huán)境壓力增加會(huì)使電弧溫度場發(fā)生變化，電弧溫度場的最高溫度隨環(huán)境壓力增加而減小，隨著環(huán)境壓力增加，焊接電弧中心的高溫區(qū)域發(fā)生收縮[4].GMAW 焊接過程實(shí)質(zhì)上是能量和物質(zhì)轉(zhuǎn)移過程.環(huán)境壓力的變化會(huì)對(duì)電弧能量傳輸產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響電弧形態(tài)和穩(wěn)定性.環(huán)境壓力對(duì)焊接能量的影響可以通過電弧聲壓變化表述，壓力升高，致使電弧能量損失增加，從而導(dǎo)致電弧聲壓降低[5].GMAW 電弧電離度隨環(huán)境壓力的增高而降低，電離度減小，電弧的導(dǎo)電能力下降，電弧逐漸難以維持穩(wěn)定燃燒的狀態(tài)，電弧穩(wěn)定性下降[6].

以上諸多研究論證了環(huán)境壓力會(huì)對(duì)GMAW 電弧形態(tài)和穩(wěn)定性產(chǎn)生影響，但沒有從焊接電弧本質(zhì)上進(jìn)行分析和研究.電弧是焊接過程中的能量源，電弧能量傳輸過程直接影響電弧形態(tài).目前高壓環(huán)境對(duì)電弧傳輸過程中的能量耗散的影響并不清楚，電弧能量耗散隨環(huán)境壓力增加的變化規(guī)律，以及能量變化對(duì)電弧穩(wěn)定性影響，都有待分析和證明.研究高壓環(huán)境對(duì)GMAW 電弧能量耗散的影響，可為電弧收縮調(diào)控提供參考，對(duì)改善高壓GMAW 電弧收縮和穩(wěn)定性具有重要意義和價(jià)值.通過數(shù)值模擬和試驗(yàn)方法對(duì)不同環(huán)境壓力下對(duì)電弧能量耗散進(jìn)行模擬和測量，以期找出環(huán)境壓力與電弧能量耗散之間的規(guī)律，從而解釋高壓環(huán)境下焊接過程趨于不穩(wěn)定的原因.

1 高壓GMAW 能量耗散數(shù)值模擬

1.1 控制方程

GMAW 電弧的本質(zhì)是等離子體，數(shù)值模擬過程把電弧作為磁流體進(jìn)行分析.焊接過程涉及復(fù)雜的多物理量和多物理量耦合，為簡化控制方程，對(duì)焊接過程作以下假設(shè)：①焊接電弧可看成光學(xué)?。虎陔娀?duì)輻射熱重吸收與電弧總輻射熱損失相比可以忽略不計(jì)；③電弧處于局部熱平衡狀態(tài)(LTE)[7]；④電弧等離子體處于不可壓縮狀態(tài)，流動(dòng)狀態(tài)為層流；⑤不考慮熔池和熔滴對(duì)電弧形態(tài)的影響.電弧屬于磁流體[8]，所以可以采用流體動(dòng)力學(xué)理論進(jìn)行研究，且滿足電流連續(xù)性定理.

質(zhì)量連續(xù)性方程：

式中：r和z分 別為軸向、徑向坐標(biāo)；u和v分別為軸向、徑向速度；ρ為密度.

徑向動(dòng)量方程：

軸向動(dòng)量方程：

式中：Fr和Fz分 別為軸向、徑向合力；μ為粘性系數(shù)；P為壓力，右側(cè)第二項(xiàng)為壓力項(xiàng)，第三項(xiàng)為粘性力項(xiàng).

能量方程：

式中：T為溫度；cp為比熱容；k為導(dǎo)熱系數(shù)；Q為源項(xiàng)；kB為波爾茲曼常數(shù)；e為電子電量；Sr為輻射損失量.在弧柱區(qū)，采用Stefan-Boltzmann 經(jīng)驗(yàn)修正公式，即

式中：ε為物體的發(fā)射率；A0為輻射面積；ζ為常數(shù)5.67 × 10-8W/(m2·K4).

電流連續(xù)性方程：

式中：φ為電勢(shì).

歐姆定律：

式中：σe為導(dǎo)電率.

安培定律：

式中：Bθ為自感角向磁場強(qiáng)度；μ0為真空磁導(dǎo)[9-11]；Jz為軸向電流密度；Jr為徑向電流密度.

1.2 幾何模型

根據(jù)實(shí)際焊槍導(dǎo)電嘴、保護(hù)氣體噴嘴尺寸建立高壓GMAW 數(shù)值模擬幾何模型，如圖1 所示.空氣入口AB=GH=12 m，空氣入口XU=VW=3 mm；AJ=HI=30 mm，為貼合試驗(yàn)環(huán)境中能量耗散裝置的實(shí)際安裝位置，AJ 和HI 邊界條件設(shè)置為壁面；陰極表面UW=54 mm；QR 為焊絲，焊絲距離UW 表面5 mm；BT=GY=16 mm；TCLK 和FYPO 為保護(hù)氣體噴嘴，TY=26 mm；氣體入口CD=EF=8 mm；DENM 為導(dǎo)電嘴，DE=6 mm.

圖1 高壓GMAW 電弧幾何模型Fig.1 Geometry model of hyperbaric GMAW arc

1.3 邊界條件和物性參數(shù)

GMAW 電弧模擬邊界條件包括能量邊界條件、動(dòng)量空氣入口處邊界設(shè)置為開放邊界，考慮可能有回流邊界條件、電磁場邊界條件，AB，GH，XU 和VW 的情況發(fā)生.保護(hù)氣體入口選80%Ar +20% CO2混合氣體，其它各邊界位置處的邊界類型及各場參數(shù)值設(shè)置如表1.

表1 高壓GMAW 數(shù)值模擬邊界條件Table 1 Numerical simulation of boundary conditions in high pressure GMAW

為了使仿真模擬條件更符合實(shí)際情況，模擬中的流體采用變物性條件輸入，物性參數(shù)采用隨溫度變化的插值函數(shù)的形式輸入.保護(hù)氣體物性參數(shù)參考文獻(xiàn)[12-13]中相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果.

1.4 仿真結(jié)果

對(duì)環(huán)境壓力分別為0.1，0.2，0.3，0.4 和0.5 MPa 的GMAW 電弧進(jìn)行電場、流場、溫度場耦合仿真，對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行后處理時(shí)，選取模型中以焊絲為中心，徑向直徑50 mm 處的圓筒邊界(即二維電弧模型中AJ 和HI 邊界).獲取其對(duì)應(yīng)熱流量分布情況，如圖2 所示.從圖中各環(huán)境壓力下熱流分布情況來看，隨著壓力增加，最大熱流量有很明顯的增加，0.1 MPa 為-2.98 × 105W/m2，0.5 MPa 時(shí)為-6.47 × 105W/m2.在環(huán)境壓力發(fā)生變化時(shí)，圖中熱流分布情況卻變化不大，可以發(fā)現(xiàn)靠近陰極的方向，對(duì)外熱流量逐漸升高，說明在靠近陰極方向上能量耗散量是逐漸增加的.總的來說，壓力越大，熱流量峰值越高；隨著壓力增加，熱流分布情況變化不大；但靠近陰極的方向，對(duì)外熱流量逐漸升高，說明在靠近陰極方向能量耗散量是逐漸增加的.

圖2 不同壓力下50 mm 邊界處熱流量圖Fig.2 Heat flux diagram at 50 mm boundary under different pressures.(a) 0.1 MPa; (b) 0.2 MPa; (c)0.3 MPa; (d) 0.4 MPa; (e) 0.5 MPa

把垂直陰極面與熱流面相切的z方向作為橫軸，如圖3a 所示.熱流量q為縱軸，繪制出各環(huán)境壓力下熱流量沿電弧軸向方向上的變化曲線.如圖3b.仿真能量耗散計(jì)算選取和試驗(yàn)相同的大小、位置、焊接時(shí)間等參數(shù)，根據(jù)熱流量分布曲線圖，計(jì)算得各壓力下能量變化量，如表2 所示.

表2 模擬能量耗散量Table 2 Simulation of energy dissipation

圖3 不同壓力下圓筒邊界z 方向熱流變化曲線Fig.3 Cylinder boundary heat flux curve under different pressures in z direction.(a) z direction; (b) heat flux curve

式中：Qa為仿真對(duì)應(yīng)50 mm 直徑位置處圓筒壁上對(duì)外能量耗散量；q為熱流量；A為熱流量作用面積，換熱裝置在電弧能量耗散試驗(yàn)測量平臺(tái)上占據(jù)能量采集罩1/16 的，為保證仿真和試驗(yàn)裝置相同，此時(shí)A值也對(duì)應(yīng)為1/16 圓周面積；Δta為焊接時(shí)間50 s.從表中模擬能量耗散量結(jié)果來看，隨環(huán)境壓力增加，GMAW 電弧對(duì)外能量耗散量有明顯的增加.

2 高壓GMAW 電弧能量耗散試驗(yàn)測量

2.1 測量原理及系統(tǒng)

能量耗散測量平臺(tái)如圖4 所示.采用直徑50 mm的能量采集罩將電弧及其傳熱部分區(qū)域隔離，去除采集罩圓周的1/16 作為換熱銅塊的安裝位置，以電弧為中心，直徑50 mm 處焊接過程中產(chǎn)生的能量耗散等效為銅塊上的熱量增加，銅塊中通有水路，循環(huán)水將銅塊上產(chǎn)生的熱量吸收，并傳遞至保溫罐中存儲(chǔ)，溫度傳感器把系統(tǒng)中的水溫變化傳遞到溫度測量儀，用計(jì)算機(jī)記錄溫度數(shù)據(jù).

圖4 電弧能量耗散測量系統(tǒng)Fig.4 Energy dissipation measurement system of GMAW arc

由于試驗(yàn)過程中能量耗散測量系統(tǒng)的滯后性,焊接結(jié)束后循環(huán)系統(tǒng)中水的溫度不能立即到達(dá)最高點(diǎn)，而從焊接結(jié)束后50 s 開始到試驗(yàn)系統(tǒng)中循環(huán)水溫差上升到最大值的過程中，系統(tǒng)一直存在以自然對(duì)流形式與周圍環(huán)境之間的熱交換.這種形式的熱交換受環(huán)境壓力變化較大，在高壓環(huán)境下尤為劇烈，會(huì)使能量耗散測量過程產(chǎn)生二次耗散誤差.經(jīng)理論計(jì)算和試驗(yàn)過程中的驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)因滯后性產(chǎn)生的二次耗散量較大，需對(duì)焊接過程結(jié)束后的能量測量系統(tǒng)進(jìn)行基于自然對(duì)流模型的能量耗散補(bǔ)償.

焊接結(jié)束后能量補(bǔ)償采用圓管自然對(duì)流傳熱模型[14]，此時(shí)保護(hù)氣進(jìn)氣已經(jīng)關(guān)閉，系統(tǒng)能量補(bǔ)償計(jì)算中對(duì)應(yīng)流體物性參數(shù)按空氣計(jì)算.

式中 ：Nu為對(duì)應(yīng)流體努塞爾數(shù)；Gr為自然對(duì)流影響系數(shù)；Pr為對(duì)應(yīng)流體普蘭特準(zhǔn)數(shù)；c和n為相關(guān)系數(shù)，對(duì)應(yīng)到圓管自然對(duì)流傳熱模型分別為0.59 和0.25；β為體積膨脹系數(shù)；g重力加速度；ΔT為固體和流體溫度差；l為模型特征尺寸；cp為對(duì)應(yīng)流體定壓比熱容；λ為對(duì)應(yīng)流體導(dǎo)熱系數(shù).

式中：Qn為系統(tǒng)所需能量補(bǔ)償；h為對(duì)流換熱系數(shù)；Δt為自然對(duì)流換熱過程持續(xù)時(shí)間150 s；λm為對(duì)應(yīng)平均溫度Tm的平均導(dǎo)熱系數(shù).

試驗(yàn)系統(tǒng)中水的熱量增加量為

式中：Qe為試驗(yàn)系統(tǒng)所得能量變化量；cw為水的比熱容；m為水的質(zhì)量；ΔTe為試驗(yàn)中水的最終溫差值.

補(bǔ)償后總能：

式中：Qt為試驗(yàn)結(jié)果修正后的能量變化量.

2.2 測量結(jié)果

進(jìn)行環(huán)境壓力分別為0.1，0.2，0.3，0.4，0.5 MPa 的GMAW 焊接試驗(yàn)，焊接時(shí)間Δta為50 s，焊接電流200 A.經(jīng)過50 s 焊接結(jié)束后，由于能量采集系統(tǒng)中熱量傳遞滯后性，系統(tǒng)中循環(huán)水溫差并不能立刻到達(dá)最大值.而是需要經(jīng)過一段時(shí)間的熱量傳遞后，系統(tǒng)中水的溫度曲線最終在焊接開始后200 s 時(shí)到達(dá)最大值，所以取200 s 時(shí)數(shù)據(jù)作為系統(tǒng)最終水溫差.收集最終水溫差數(shù)據(jù)，整理出隨環(huán)境壓力增加系統(tǒng)最終水溫差變化曲線，如圖5.從溫差曲線上來看，隨環(huán)境壓力增加，系統(tǒng)中循環(huán)水最終溫差呈增加趨勢(shì)，說明壓力增加后，GMAW 電弧對(duì)外熱傳遞量增加.

圖5 不同壓力下系統(tǒng)最終水溫差Fig.5 Final water temperature difference of the system under different pressures

對(duì)測量得到的水溫差結(jié)果做進(jìn)一步的處理，利用能量比熱容公式(16),將試驗(yàn)系統(tǒng)水溫變化量轉(zhuǎn)化為水的內(nèi)能增加量，并利用能量耗散補(bǔ)償模型進(jìn)行能量補(bǔ)償計(jì)算，將內(nèi)能增加量Qe和能量耗散補(bǔ)償量Qn合并，作為系統(tǒng)能量耗散總量Qt，如表3.從表3 中的結(jié)果變化可以看出，環(huán)境壓力增加，自然對(duì)流能量補(bǔ)償量增加，GMAW 電弧對(duì)外能量耗散量增加.

表3 GMAW 電弧能量耗散系統(tǒng)能量變化量Table 3 Energy variation of GMAW arc energy dissipation system

3 仿真與試驗(yàn)結(jié)果討論

將試驗(yàn)與仿真得到的能量耗散量Qt和Qa進(jìn)行對(duì)比，如圖6 所示給出試驗(yàn)和仿真能量耗散結(jié)果，兩者之間存在一定誤差，初步分析原因，除了仿真模型部分簡化導(dǎo)致的誤差外，試驗(yàn)中還存在一些系統(tǒng)的誤差沒有納入到測量數(shù)據(jù)中：如隨環(huán)境壓力增加試驗(yàn)艙內(nèi)空氣濕度變化，導(dǎo)致試驗(yàn)裝置上產(chǎn)生水滴凝結(jié)，水的蒸發(fā)潛熱會(huì)帶走部分能量，致使高壓環(huán)境下采集圓筒對(duì)外散熱增加.另外試驗(yàn)裝置雖然選取了較低導(dǎo)熱系數(shù)材料的導(dǎo)管，但循環(huán)水路導(dǎo)管散熱存在一定測量誤差.筒壁的反射作用未做考慮，也會(huì)導(dǎo)致一定測量誤差.從圖6 中可以明顯看出，無論是仿真結(jié)果還是試驗(yàn)測量，高壓GMAW 電弧能量耗散都隨著環(huán)境壓力的增加而呈現(xiàn)增加趨勢(shì).在同等能量輸入的情況下，電弧高溫區(qū)域會(huì)更加聚集于電弧中心區(qū)域，根據(jù)最小電壓原理[15]，為維持電弧燃燒，電弧會(huì)在能量耗散量大的位置沿徑向收縮，電弧高溫區(qū)域聚集于中心較小區(qū)域，宏觀表現(xiàn)為電弧收縮現(xiàn)象.

圖6 能量耗散試驗(yàn)和模擬結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparison of energy dissipation experiment and simulation results

從熱流量曲線(圖3)可以看出，隨著環(huán)境壓力的增加，越靠近母材的地方熱流量越大，這也表明越靠近母材高壓GMAW 電弧對(duì)外能量輸出增加，也即能量耗散量增加.表現(xiàn)為高壓GMAW 電弧在陰極表面收縮更為明顯.在陰極電弧收縮到一定程度后，會(huì)出現(xiàn)反向的等離子流力[16].這種狀況下，高壓GMAW 熔滴過渡受到反向阻力而變得過渡困難，焊接過程變得不穩(wěn)定，再加上陰極斑點(diǎn)的動(dòng)態(tài)行為會(huì)使電弧飄忽不定等因素，從而使焊接過程穩(wěn)定性明顯下降，有時(shí)甚至?xí)霈F(xiàn)焊接過程難以為繼.

4 結(jié)論

(1) 高壓GMAW 電弧能量耗散隨著環(huán)境壓力增加而增加，從宏觀表現(xiàn)為高壓GMAW 電弧的收縮.

(2) 高壓GMAW 電弧在靠近陰極端能量耗散更大，電弧收縮更為明顯，易產(chǎn)生反向等離子流力，從而造成焊接過程不穩(wěn)定.

(3) 構(gòu)建了一種高壓GMAW 電弧能量耗散試驗(yàn)測量方法，并給出了能量耗散測量補(bǔ)償方法.