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(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(jī)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(jì)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(shí)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(jìn)而調(diào)節(jié)焊縫兩側(cè)熱輸入的方法，達(dá)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(xì)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(hù)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(jìn)行模擬，并與試驗(yàn)進(jìn)行對比驗(yàn)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(yàn)方法

試驗(yàn)材料為Q235 和304L，尺寸為170 mm ×50 mm × 4 mm，保護(hù)氣體為高純度氬氣，焊接電流為直流120 A，不填絲，試驗(yàn)裝置如圖1 所示.試驗(yàn)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(qiáng)度，在不同磁場條件下進(jìn)行Q235/304L 角焊試驗(yàn).

圖1 試驗(yàn)裝置Fig.1 Experiment device

試驗(yàn)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(hù)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(qiáng)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(dá)式為

式中：E為電場強(qiáng)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(qiáng)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(jìn)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(qiáng)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(qiáng)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(shí)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(shí)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(qiáng)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(dá)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(qiáng)度下的電弧偏轉(zhuǎn)角度.圖13 為不同磁感應(yīng)強(qiáng)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(qiáng)度下的異種鋼角焊縫焊接試驗(yàn)獲得的熔池輪廓.熔池尺寸隨磁感應(yīng)強(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)，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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(jìn)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)度的逐漸增強(qiáng)，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(qiáng)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(qiáng)度為20 mT 時，兩側(cè)所占比例相等.

圖17 不同磁感應(yīng)強(qiáng)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(qiáng)度下熱流總量進(jìn)行數(shù)值擬合，建立熱流總量與外加磁感應(yīng)強(qiáng)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(shí)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(qiáng)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%.