楊文艷，樊丁，張俊喜

(1.蘭州工業(yè)學(xué)院,甘肅 蘭州 730050；2.蘭州理工大學(xué),甘肅 蘭州 730050)

0 序言

鋼材是現(xiàn)代工業(yè)化發(fā)展中用量最大的材料，焊接是實現(xiàn)擴大鋼材用途范圍最常用的加工方法，因此高效的焊接方法及工藝是工業(yè)領(lǐng)域追求的目標之一，如何大幅提高焊接生產(chǎn)效率[1]是學(xué)者們研究的熱點.提高焊接效率的有效途徑是增大焊接電流，提高焊絲熔化效率，適當增大焊接速度，使焊接達到快速、高熔敷的效果.

二十世紀九十年代國外提出了高效弧焊方法T.I.M.E.(transferred ionized molten energy)[2]，即采用大焊絲伸出長度，在大電流區(qū)間增大送絲速度，外加特殊四元保護氣體(O2/CO2/He/Ar)，獲得穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)射流過渡過程.但TIME 焊對混合氣體配比要求高，使用成本高[3]，阻礙了其普及.LINFAST[4]焊接工藝，采用三元保護氣體，在一定程度上提高了熔覆率和焊接效率，但由于設(shè)備昂貴或工藝參數(shù)復(fù)雜，限制了其普及應(yīng)用.

MAG 焊熔化效率高，在生產(chǎn)中應(yīng)用廣泛.增大電流對提高 MAG 焊焊絲熔化效率至關(guān)重要，熔滴過渡模式與電流大小密切相關(guān).戴宇等人[5]發(fā)現(xiàn)在一定激光功率及電流下，熔滴過渡方式存在噴射過渡穩(wěn)定區(qū)間.文獻[6-9]研究發(fā)現(xiàn)高頻脈沖相位、不同電流的電弧等離子流、不同氣體成分占比等因素直接影響GMAW(gas metal arc welding)電弧形態(tài)及熔滴過渡特性.吳開源等人[10]發(fā)現(xiàn)雙脈沖GMAW 交替模式的熔滴碰撞概率比同步模式降低.劉凱等人[11]發(fā)現(xiàn)在一定激光功率和電弧電壓下，激光-MAG 焊熔滴過渡模式為短路、顆粒過渡或二者混合過渡.文獻[12-13] 研究發(fā)現(xiàn)在大電流GMAW 外加不同頻率的交變磁場直接影響熔滴過渡形為；焊接飛濺率的大小與熔滴過渡模式密切相關(guān).大電流 MAG 焊比普通 MAG 焊的效率高約3 倍[14]，可滿足實際高效生產(chǎn)的需求.焊接電流大幅提高影響焊接電弧形為、熔滴過渡、熔池流動特性及焊縫成形[15].而大電流MAG 焊熔滴過渡模式極不穩(wěn)定，目前對其形成機理及影響因素的研究較少.

研究大電流MAG 焊接相比于傳統(tǒng)焊接具有特殊性.普通商用MIG/MAG 焊機的焊接電流上限為400 A[16]，文中對MAG 焊機進行了改造，送絲速度提高到50 m/min，焊接電流可達到600 A，通過高速攝像和電信號采集系統(tǒng)，對400～ 600 A 的大電流MAG 焊不穩(wěn)定熔滴過渡形成機理及影響因素進行研究，為提高焊接效率、保證大電流MAG 焊接質(zhì)量提供新思路.

1 試驗方法

MAG 焊熔滴過渡信息采集系統(tǒng)主要包括弧焊電源、焊接行走控制系統(tǒng)、送絲系統(tǒng)、高速攝像系統(tǒng)和電信號采集系統(tǒng).采用型號為Pulse MIG/MAG 630 數(shù)字逆變弧焊機，送絲速度最高能達50 m/min，采用直流反接法，平板堆焊方式焊接.試驗材料為Q235 鋼板，規(guī)格為250 mm × 80 mm × 12 mm，焊絲牌號為ER50-6，直徑為1.2 mm，焊接速度為0.4～0.6 m/min.保護氣體為90%Ar 和10%CO2，Ar 氣體流量為20 L/min，CO2氣體流量約為2 L/min.試驗焊接參數(shù)如表1 所示.

表1 焊接參數(shù)Table 1 Welding parameters

采用高速攝像機對焊接過程進行連續(xù)拍攝，精確觀察焊接過程中的熔滴過渡特征、電弧形態(tài)及焊接飛濺等瞬時動態(tài)特征.試驗焊接過程中采用型號為Olympus i-speed 3 的高速相機，窄帶濾光片波長范圍為(650 ± 10) nm，圖像采集速率為5 000 幀/s，分辨率為804 像素 × 600 像素，可高清拍攝熔滴過渡特征.電壓電流波形采集頻率為4 kHz.熔滴過渡信息采集系統(tǒng)示意圖如圖1 所示.

圖1 熔滴過渡信息采集系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of droplet transfer information acquisition system

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 大電流MAG 焊接熔滴過渡

表1 所示焊接參數(shù)下，對MAG 焊熔滴過渡特征進行信息采集，發(fā)現(xiàn)隨著焊接電流不斷增大，熔滴過渡模式從射滴過渡向擺動過渡、擺動/旋轉(zhuǎn)的混合過渡及潛弧轉(zhuǎn)變.

圖2 所示為熔滴射滴過渡的一個完整過程.從圖中觀察到，電弧在焊絲根部燃燒，當焊接電流為378 A 時，熔滴在重力和表面張力作用下形成并逐漸長大，當熔滴長大到與焊絲直徑相近時，熔滴和焊絲接觸處形成頸縮，電弧弧根擴展，熔滴從頸縮處斷開，在重力、等離子流力及電磁力的作用下落入熔池，焊絲尖端存在電弧爍亮區(qū).

圖2 熔滴過渡行為(I=378A)Fig.2 Droplet transfer behavior (I=378A)

圖3 所示為I=424 A 時熔滴擺動過渡的一個周期，此時熔滴過渡模式與射滴過渡明顯不同.焊絲端部由滴狀變?yōu)橐哄F，液錐在強電磁收縮力作用下形成液流束，同時液錐在電磁收縮力和斑點壓力的共同作用下，液錐擺動帶動液流束和焊接電弧在垂直平面內(nèi)一起擺動，液流束過渡軌跡偏離焊絲軸向左右往復(fù)擺動，熔滴被拋向兩側(cè)，形成擺動過渡.擺動過渡過程中，由于CO2引起的電弧收縮效應(yīng)，熔化的焊絲尖端逐漸變細，形成“尾巴”狀電弧，以左右擺動的方式將熔化的焊絲過渡到熔池中，“尾巴”狀電弧最大擺動角度與焊絲軸向呈垂直之勢.液錐末尾處電弧亮度降低，爍亮區(qū)消失.

圖3 熔滴過渡行為(I=424A)Fig.3 Droplet transfer behavior (I=424A)

繼續(xù)增大焊接電流，當I=470 A 時熔滴過渡呈混合過渡模式.液錐尖端變粗，弧長變短，液錐尖端接近熔池，電弧形態(tài)收斂.液錐端部偏離焊絲軸線，且以焊絲軸線為中心，在焊絲軸線兩側(cè)時而左右擺動，時而旋轉(zhuǎn)，即液錐處于擺動過渡和旋轉(zhuǎn)過渡的混合過渡狀態(tài)，如圖4 所示.混合過渡過程中液錐時而會接觸到熔池，發(fā)生接觸短路，電弧亮度瞬間降低，液錐未發(fā)生短路時，電弧尖端爍亮區(qū)依然存在.

圖4 熔滴過渡行為(I=470 A)Fig.4 Droplet transfer behavior (I=470 A)

當焊接電流增大至492 A 時，液錐接觸熔池，與熔池形成短路，如圖5a 所示，電弧爍亮區(qū)消失，焊接飛濺增大.當焊接電流增大到519 A 時，從垂直于焊絲平面的角度已觀察不到電弧，即形成潛弧,如圖5b 所示.由于大焊接電流產(chǎn)生較大挖掘力，在等離子弧力的作用下，電弧排開熔池形成一個空腔，液錐尖端完全進入熔池，液錐尖端金屬在熔池內(nèi)部進行過渡.由于空腔內(nèi)的電弧氣氛易受外界影響，潛弧焊焊接過程極不穩(wěn)定，飛濺較大，焊縫成形差.

圖5 熔滴過渡行為Fig.5 Droplet transfer behavior.(a) vf=45 m/min，I=492 A;(b) vf=50 m/min，I=519 A

對大電流MAG 焊熔滴擺動過渡和混合過渡過程中的電流電壓信號進行同步采集，如圖6 所示.對比分析，圖6a 為電弧擺動過渡，焊接電壓電流值存在小幅度波動，但整體依然趨于穩(wěn)定，擺動過渡時電弧較穩(wěn)定.當熔滴過渡方式轉(zhuǎn)變?yōu)椴环€(wěn)定的混合過渡時，熔滴過渡模式不斷轉(zhuǎn)換，熔滴過渡過程失穩(wěn)，導(dǎo)致混合過渡的焊接電流電壓值紊亂，出現(xiàn)較大波動，如圖6b 所示，此時焊接過程不穩(wěn)定，飛濺較大.

圖6 熔滴過渡電流電壓波形Fig.6 Current and voltage waveform of droplet transfer.(a) vf=30 m/min I=424 A MAG swing transition;(b) vf=40 m/min I=470 A MAG mixing transition

2.2 不同成分保護氣體下的電弧擺動/旋轉(zhuǎn)頻率分析

MAG 焊接過程中，對保護氣體成分占比分別為90%Ar+10% CO2、80%Ar+20% CO2、70%Ar +30% CO2氣氛下電弧擺動/旋轉(zhuǎn)頻率隨焊接電流變化進行統(tǒng)計.電弧擺動/旋轉(zhuǎn)頻率整體隨焊接電流增大而增大，當頻率到475 Hz 先略降低而后上升，且不同成分占比的保護氣體對熔滴射滴過渡和擺動過渡頻率的影響不大，如圖7 所示.分析原因，隨著焊接電流的增大，熔滴過渡由射滴過渡向擺動過渡及混合過渡模式轉(zhuǎn)變，電弧擺動頻率隨焊接電流的增加而上升.當焊接電流增大到492 A 時，焊絲端部液錐與熔池形成接觸短路，液錐阻力增大，旋轉(zhuǎn)頻率略有下降.當焊接電流增大到519 A 時，進入潛弧，焊接電流增大液錐運動頻率又上升，如圖5 和圖7 所示.此時，CO2占比越低，旋轉(zhuǎn)頻率越高.電弧旋轉(zhuǎn)/擺動頻率隨熔滴過渡模式和電弧形態(tài)不同而不同.

2.3 不穩(wěn)定熔滴過渡的形成機理

在焊接參數(shù)焊絲伸出長度Lm=30 mm，電弧電壓U=50 V，保護氣體90%Ar+10%CO2的條件下，根據(jù)焊接電流不斷增大過程中熔滴過渡模式的不同，抽象出焊絲尖端熔滴過渡模型，對不穩(wěn)定熔滴過渡的形成機理進行研究，如圖8 所示.

圖8 不穩(wěn)定熔滴過渡示意圖Fig.8 Schematic diagram of unstable droplet transfer.(a) droplet transfer;(b) the liquid cone is tilted upwards;(c)swing transition;(d) mixed transition;(e) submerged arc transition

焊接電流較小時，熔滴在重力和表面張力作用下長大，由于電磁收縮力和等離子流力，熔滴根部形成頸縮，頸縮逐漸加深直至斷開形成射滴過渡，如圖8a 所示.縮頸增大過程中，電磁收縮力與電流密度也增加，頸縮斷開瞬間會出現(xiàn)圖8b 所示的液錐上翹現(xiàn)象.焊接電流繼續(xù)增大，圖8c 焊絲端部液錐在強電磁收縮力作用下形成液流束，液流束過渡軌跡偏離焊絲軸向，同時液錐在電磁收縮力和斑點壓力的共同作用下擺動，液錐擺動帶動液流束和焊接電弧在垂直平面內(nèi)一起擺動，熔滴被拋向兩側(cè)，形成擺動過渡.即擺動電弧是液錐在電磁力和斑點壓力方向一致時引起陽極斑點移動的結(jié)果.

焊接電流繼續(xù)增大，液錐帶動液流束和焊接電弧時而擺動時而旋轉(zhuǎn)，出現(xiàn)不穩(wěn)定的混合過渡，如圖8d 所示.分析原因，由于焊接電流增大，液錐端部受到較大電磁力和斑點壓力的作用，且電弧爍亮區(qū)集中在液錐尖端燃燒，造成陽極斑點集中在液錐尖端，在陽極表面不連續(xù)移動，陽極斑點的不確定性，使金屬蒸發(fā)反作用力方向也不確定.當電磁力和斑點壓力方向不一致，液錐偏離豎直平面做周向運動，形成旋轉(zhuǎn)射流過渡；當二者方向一致，液錐就會轉(zhuǎn)變?yōu)閿[動過渡，這就形成了不穩(wěn)定的熔滴混合過渡.焊接電流增大到519 A 時，形成潛弧，如圖8e 所示.

擺動過渡、混合過渡及潛弧都是不穩(wěn)定過渡.熔滴擺動過渡液錐尖端彎曲，混合過渡時液錐扭曲，液流束和電弧運動滯后于液錐的運動，說明促進熔滴擺動過渡或混合過渡的動力在液錐上，液錐在強電磁力作用下失穩(wěn)偏離焊絲軸向為發(fā)生不穩(wěn)定過渡的直接原因.

2.4 不穩(wěn)定熔滴過渡的影響因素分析

2.4.1 不穩(wěn)定熔滴過渡臨界電流值正交試驗

影響不穩(wěn)定熔滴過渡的主要因素有導(dǎo)電嘴到工件距離(焊絲伸出長度Lm)、保護氣體中CO2占比、焊接電壓U.采用正交試驗法確定各影響因素對不穩(wěn)定熔滴過渡臨界電流值的作用強度，通過高速攝像實時觀察熔滴過渡模式，當觀察到液錐失穩(wěn)做非軸向的擺動運動時，記錄前后焊接電流，即為臨界電流值.正交試驗數(shù)據(jù)設(shè)計和試驗結(jié)果如表2 所示.從表2 看到，在各影響因素中，焊絲伸出長度Lm的極差R最大，因此焊絲伸出長度Lm為影響不穩(wěn)定熔滴過渡臨界電流值的主要因素.

表2 正交試驗表及試驗結(jié)果Table 2 Orthogonal test table and test results

2.4.2 不穩(wěn)定熔滴過渡臨界電流值的影響因素及規(guī)律

采用控制變量法分別研究焊絲伸出長度Lm、保護氣體中CO2占比、焊接電壓U對臨界電流值的影響規(guī)律.

研究焊絲干伸長的影響時設(shè)定焊接參數(shù)電弧電壓為50 V，保護氣體為20%CO2+80%Ar，焊絲伸出長度Lm分別為20 mm、25 mm 和30 mm 進行施焊，焊接過程中焊接電流逐漸增大，當形成擺動過渡時，記錄臨界電流值.隨著焊絲伸出長度的增大，形成不穩(wěn)定熔滴過渡的臨界電流值顯著減小，如圖9 所示.焊絲伸出長度越長，焊絲端部由于軟化電阻熱作用，軟化的焊絲越長，液錐也容易上翹而形成擺動過渡.

圖9 臨界電流值隨焊絲伸出長度變化的曲線Fig.9 Curve of critical current value changing with welding wire extension length

研究保護氣體中CO2占比的影響時設(shè)定焊接參數(shù)焊絲伸出長度Lm為30 mm，電弧電壓為50 V，保護氣體中CO2占比分別設(shè)為10%、20%、30%進行施焊，試驗方法與上述相同.

當保護氣體中CO2占比大于10%后，隨著保護氣體中CO2占比的增加，不穩(wěn)定熔滴過渡臨界電流值減小，如圖10 所示.由于保護氣體中CO2電離電壓低于Ar 氣電離電壓，隨著CO2含量的增加，電弧收縮集中在焊絲尖端，使液錐更易受到焊接電弧的排斥作用而偏離焊絲軸線，液錐失穩(wěn)形成擺動或旋轉(zhuǎn)射流過渡.且CO2占比越高，熔滴受到表面張力越小，表面張力是阻礙熔滴過渡的力，因此液錐越容易擺動或旋轉(zhuǎn).

圖10 臨界電流值隨CO2 占比變化的曲線Fig.10 Curve of critical current value changing with CO2 proportion

研究電弧電壓的影響時設(shè)定焊接參數(shù)焊絲伸出長度Lm為30 mm，保護氣體為20%CO2+80%Ar，電弧電壓分別調(diào)節(jié)為47 V、50 V、53 V 進行施焊，試驗方法與上述相同.

隨著電弧電壓的增大，形成不穩(wěn)定熔滴過渡的臨界電流值升高，圖11 所示.電弧電壓表征電弧弧長，電弧電壓增大意味著弧長增大，而工件到噴嘴距離不變，相當于縮短了焊絲干伸長，因此隨電弧電壓的增大，臨界電流值升高.

圖11 臨界電流值隨電弧電壓變化的曲線Fig.11 Curve of critical current value changing with arc voltage

3 結(jié)論

(1) 大電流MAG 焊熔滴過渡為擺動過渡和混合過渡的不穩(wěn)定過渡模式，液錐在強電磁力作用下失穩(wěn)偏離焊絲軸向為發(fā)生不穩(wěn)定過渡的直接原因.擺動電弧是液錐在電磁力和斑點壓力方向一致時引起陽極斑點移動的結(jié)果.擺動過渡液錐尖端彎曲，混合過渡時液錐扭曲，液流束和電弧運動滯后于液錐的運動.

(2) 電弧旋轉(zhuǎn)/擺動頻率隨熔滴過渡模式和電弧形態(tài)不同而不同，不同成分占比的保護氣體對MAG 熔滴射滴過渡和擺動過渡頻率的影響不大.

(3) 測試了焊絲伸出長度Lm、保護氣體占比CO2、電弧電壓U對不穩(wěn)定熔滴過渡模式臨界電流值的影響強度，發(fā)現(xiàn)焊絲伸出長度Lm為影響臨界電流值的主要因素，在試驗參數(shù)內(nèi)隨著焊絲伸出長度Lm的增大，不穩(wěn)定熔滴過渡的臨界電流值顯著減小.