于瑞，黎文航，王儉辛，王加友，吳銘方，Sergii Yuri Maksimov

(1.江蘇科技大學(xué),鎮(zhèn)江,212013；2.E.O.Paton Electric Welding Institute,Kyiv,03680,Ukraine)

0 序言

隨著海洋強國戰(zhàn)略的實施，水下藥芯割絲電弧切割技術(shù)由于設(shè)備要求簡單，適應(yīng)性強，成本低，安全高效，在港口快速清障，大型海底建筑的水下改裝清障等方面受到研究重視，其切割機理是主要研究焦點.由于水下環(huán)境的復(fù)雜性，早期主要是通過統(tǒng)計切割電流[1]、切割電壓[2-3]對水下切割機理進行研究.與水下焊接過程不同，水下切割時割絲深入工件內(nèi)部，切割電弧與氣泡均在工件內(nèi)部難以觀察.近年來研究人員通過使用高速攝像改進不同類型背景光源[4]或采用X 射線觀測方式[5]等途徑提升水下電弧觀測效果[6-7]，由于切割工件的遮擋，即使采用X 射線法也難以獲得割口內(nèi)部與陸地切割[8]等效的觀測效果[9]；也有采用數(shù)值模擬方法研究切割機理[10]，但其對切割過程的送絲速度進行了事先設(shè)定，未考慮切割時割絲爆斷等因素，可信度有待商榷.此外，水下藥芯割絲電弧切割方法對不銹鋼的水下切割研究相對落后，故考慮上述研究不足，擬采用試驗觀測與數(shù)值模擬相結(jié)合的方式來研究不銹鋼水下切割過程及割口成形機理.

1 切割工藝及觀測試驗

前期已針對304 不銹鋼進行了工藝試驗，通過控制切割參數(shù)(切割電流、切割電壓、行走速度)進行對比，采用的試驗裝置如圖1 所示.

圖1 水下切割系統(tǒng)示意圖Fig.1 Underwater cutting system structure.(a) pressure vessel;(b) pressure vessel interior cutting structure

由于切割工藝范圍較窄，選擇前期試驗中典型工藝參數(shù)進行重復(fù)性驗證，對不同切割電流、切割電壓及水深下割口成形機理進行分析，具體試驗參數(shù)如表1 所示[11].

表1 水下切割試驗參數(shù)Table 1 Underwater cutting test parameters

圖2 為3 組不同切割電流、切割電壓及水深情況下的試驗割口寬度形貌.根據(jù)平均值分布圖，割口的主要形貌分為3 種：“/ ”形、“| |”形和“/”形.

圖2 不同工藝參數(shù)下典型割口寬度形貌Fig.2 Morphology of kerf width under different process parameters.(a) cutting current;(b) cutting voltage;(c) water depth

對3 種割口成形機理進行分析，并根據(jù)不同參數(shù)下割口平均值進行推論.圖2 中“/ ”形割口出現(xiàn)主要條件為切割電流較大(送絲速度快)或切割電壓較小(電弧長度較短)，此條件下割絲端部易深入工件內(nèi)部，使得下割口較寬，上割口應(yīng)為割絲與工件上表面摩擦或短路碰撞形成，其寬度與割絲直徑基本相同.“| |”形割口寬度較大，主要在切割電流、切割電壓及行走速度匹配較好時出現(xiàn)，電弧從上到下穩(wěn)定切割，上、下割口寬度基本相同.“/”形割口在送絲速度較慢、電弧長度較長的情況下出現(xiàn)，其主要特點為高電壓參數(shù)下取割穿電流(送絲速度)臨界值，由割口推斷電弧應(yīng)主要集中在工件上半部燃燒，且熱量分布較均勻，其下部割口僅由熱傳導(dǎo)和電弧吹力割穿，所以寬度較窄，甚至偶有搭橋情況產(chǎn)生.

圖3 為切割后割口單側(cè)邊緣顯微組織分布.試驗后割口內(nèi)部顯微組織主要分為靠近割口的金屬重熔區(qū)、熱影響區(qū)及母材3 個區(qū)域.由于藥芯割絲引燃產(chǎn)生的氧化反應(yīng)，使割口內(nèi)壁金屬重熔區(qū)整體呈黑色，且水環(huán)境較高的冷卻速率使晶粒的成核增加，晶粒生長速度較慢，故割口區(qū)域晶粒細小，由不同形態(tài)的奧氏體和鐵素體組成.割口邊緣受電弧吹力及較高冷卻速度的影響，包晶反應(yīng)不完全，保留了具有不同形態(tài)的鐵素體，割口接觸部分主要為蠕蟲狀鐵素體，鐵素體的形態(tài)從左到右變化.而熱影響區(qū)和母材都是單相奧氏體區(qū).在界面能的作用下，奧氏體晶粒和退火孿晶長大甚至粗化.熱影響區(qū)寬度為1 mm 左右，隨割口位置變化，在模擬試驗中可認為等同于熱源寬度.

圖3 割口邊緣顯微組織分布Fig.3 Microstructure distribution at the edge of the kerf.(a) macroscopic morphology of the kerf;(b) metal remelting zone;(c) heat affected zone;(d) base metal

試驗采用高速攝像對整個切割過程進行觀察，根據(jù)圖4 中電弧運動軌跡及割口形狀，判斷切割電弧為從上到下循環(huán)運動.當工件底部被割穿后電弧熄滅，直至割絲在切割方向上碰到工件時重新起弧，所以切割過程存在熄弧現(xiàn)象.切割時工件下部金屬熔化產(chǎn)生近圓形空腔，逐漸變?yōu)槔刃危虼讼赂羁趯挾却笥谏细羁?，而同時割炬仍向切割方向前進，割絲與割口前沿位置摩擦或短路碰撞后接觸引弧.受割絲碰撞前沿機械力的影響上割口寬度與割絲直徑基本相同，形成典型上窄下寬的割口形貌.上述過程與“/ ”形割口形貌成形機理基本吻合.但整體切割過程不穩(wěn)定，視覺傳感方式被氣泡及污染物等干擾，清晰度較差，所以使用有限元軟件對切割過程及割口成形模式進行驗證，深入探究切割過程及機理.

圖4 水下切割電弧運動軌跡Fig.4 Underwater cutting arc movement trajectory

2 模擬試驗

在上述試驗和觀測基礎(chǔ)上采用ANSYS 軟件對切割過程進行模擬，使用APDL 語言對切割熱源、切割參數(shù)、邊界條件等進行設(shè)置，后隨時間步長變化對節(jié)點加載熱量，當節(jié)點溫度大于金屬融化溫度判定元素已被“切削”，并殺死此單元.模擬試驗切割流程如圖5 所示.x軸為寬度方向，y軸為切割方向，z軸為厚度方向，Tmelted為金屬融化溫度.

圖5 動態(tài)切割過程流程圖Fig.5 Dynamic cutting process flow chart

2.1 網(wǎng)格劃分

為提高計算效率，考慮到工件對稱性，對一半工件進行模擬，模型相對于yOz平面對稱.選擇solid70 作為初始單元，由于切割時割口位置附近的溫度變化較大，割口附近網(wǎng)格較密，網(wǎng)格尺寸為0.5 mm × 0.5 mm × 0.5 mm.由于試驗割口寬度最大為11 mm，對稱模型在割口中心5.5 mm 距離外網(wǎng)格尺寸為1 mm × 1 mm × 1 mm，如圖6 所示.304不銹鋼的熱物理性能如表2 所示[12].初始溫度為20 ℃.

表2 304 不銹鋼的熱物理性能參數(shù)Table 2 Thermophysical properties parameters of 304 stainless steel

圖6 有限元模型網(wǎng)格劃分Fig.6 Mesh division of finite element model

2.2 針對水下切割特點傳熱邊界條件

水的強冷作用及沸騰傳熱問題導(dǎo)致水與工件之間的對流傳熱系數(shù)與空氣中相比較為復(fù)雜.由于水的沸騰傳熱原理，不規(guī)則的割口內(nèi)壁產(chǎn)生氣化核心，切割時的熱量使液體過熱，導(dǎo)致割口內(nèi)壁沸騰傳熱分系數(shù)遠大于無相變時的傳熱分系數(shù).對流傳熱系數(shù)hc的計算公式[13]如式(1)所示.

式中：T為工件溫度.隨每個時間步長的變化根據(jù)式(1)形成新的工件表面和割口內(nèi)壁的傳熱邊界條件.由于使用了對稱模型，絕熱邊界條件應(yīng)用在有限元模型的對稱面上.

2.3 熱源模型及其動態(tài)運動軌跡

水下切割時割絲端部會伸入工件內(nèi)部，故模擬時采用體熱源.切割時，不會存在焊接過程那樣的熔池拖尾，故研究模擬電弧時使用半橢球體熱源模型如式(2)所示.

式中：η為熱效率；U為電弧電壓；I為切割電流；ah，bh，ch分別為半橢球熱源的半軸長度.受水壓影響，水下電弧的形狀和能量密度被壓縮，根據(jù)切割寬度設(shè)置熱源寬度ah，bh，約為3～ 4 mm，隨切割電壓的增大熱源寬度逐漸增大.ch設(shè)為3 mm.由于割口內(nèi)壁對熱源的拘束，熱效率設(shè)為74%.

根據(jù)切割電流、切割電壓及熄弧時間，如圖7所示，設(shè)定每次試驗切割周期(約4 s).切割周期與割口寬度、切割速度正相關(guān).當熱源被判定移動到工件底部時，跳回工件上表面位置，實現(xiàn)熱源在z軸方向周期性向下切割過程.

圖7 切割熱源運動軌跡模型Fig.7 Cutting heat source motion trajectory model

為更吻合實際切割過程，開發(fā)了用于模擬熔融金屬動態(tài)去除過程的程序.設(shè)定時間步長為0.2 s，在每個時間步長中加載熱源，計算單元節(jié)點溫度.與其它研究不同的是，通過時間步長結(jié)束后判斷單元的所有節(jié)點溫度是否都高于熔點，高于熔點的元素被視為被切削并殺死，殺死的單元非預(yù)設(shè)值，而通過動態(tài)模擬計算獲得，與實際過程相吻合，經(jīng)過多次循環(huán)(t≥ttotal)可有效體現(xiàn)動態(tài)的切割過程.

3 試驗結(jié)果及分析

為了驗證切割過程準確性，對比了工件特定點的溫度和切割后割口形貌.特定點溫度由切割區(qū)域放置熱電偶采集，如圖8 所示.圖8a 為測溫裝置整體結(jié)構(gòu)，包括支架、高溫膠以及8 個K 型熱電偶.測溫孔間距如圖8b 所示，在距割口中心線10 mm、上表面5 與10 mm 深度位置進行測溫.

圖8 熱電偶分布(mm)Fig.8 Thermocouple distribution.(a) scaffold model;(b)spacing of temperature measuring hole on the upper surface;(c) depth of temperature measuring hole

圖9 為 b 組試驗參數(shù)下試驗與模擬工件割口形貌.從圖9 可知，試驗與模擬結(jié)果割口形貌基本一致，兩者的溫度數(shù)據(jù)在峰值溫度、深淺孔溫差及溫度上升趨勢吻合較好.如圖10 所示，相同電壓下試驗測溫點峰值溫度與模擬熱循環(huán)曲線峰值溫度差值小于30 ℃，且試驗熱循環(huán)曲線受后一周期切割過程加熱的影響，在降溫過程中溫度值有小幅度波動.

圖9 試驗與模擬割口形貌對比Fig.9 Comparison of experment and simulated kerf morphology.(a) expermental kerf morphology;(b) simulated kerf morphology

圖10 試驗與模擬割口熱循環(huán)曲線對比Fig.10 Comparison of thermal cycling curves of experment and simulated kerf.(a) 35 V experimental curve;(b) 40 V experimental curve;(c) 45 V experimental curve;(d) 35 V simulated curve;(e) 40 V simulated curve;(f) 45 V simulated curve

當切割電壓為35 V 時，其熱循環(huán)曲線的淺孔溫度峰值明顯低于深孔溫度，與實際割口相符合，由于電弧主要在工件內(nèi)部燃燒，深孔處熱電偶距離割口較近，溫度較高，而上割口由碰撞割穿，所受熱量較低，所以淺孔峰值溫度低于深孔，得到典型的“/ ”形割口.隨著電壓增大，熱輸入增加，各點峰值溫度逐漸升高.當切割電壓增加到40 V 時，深孔和淺孔之間峰值溫差較小，說明切割時熱源從上到下勻速運動，工件上、下各部分都受到電弧熱作用，且無明顯熱量分布差異，受熱均勻，形成“| |”形割口.當切割電壓為45 V 時，割口淺孔的峰值溫度明顯高于深孔，此種狀態(tài)電弧應(yīng)主要在工件上部燃燒，令上部割口更易割穿，形成上寬下窄狀態(tài)，且不銹鋼熱傳導(dǎo)率低，導(dǎo)致切割射流積聚，工件的下部融化后被電弧吹力從底部吹開，形成“/”形割口.

4 結(jié)論

(1)不銹鋼的割口寬度約為2～ 11 mm，其形貌主要分為3 種:“/ ”形、“| |”形和“/”形.在切割電流較大(送絲速度快)或切割電壓較小(電弧長度較短)時易產(chǎn)生“/ ”形割口.當送絲速度處于工件割穿狀態(tài)的臨界值時，產(chǎn)生“/”形割口.

(2)通過高速攝像觀察得出水下不銹鋼切割過程由多個周期型連續(xù)穿孔過程組成.切割過程中，金屬融化，割絲端部逐漸進入工件內(nèi)部，割穿后回到表面重新引弧切割的過程.

(3)通過模擬試驗驗證了藥芯割絲電弧切割3 種切割模式對應(yīng)的割口形貌，并且試驗結(jié)果與模擬結(jié)果相吻合.