K-TIG焊接電弧特性的數值分析

張瑞華 ，栗海霞 ，李 明 ，王 榮 ，冷小冰

（1.蘭州理工大學甘肅省有色金屬新材料省部共建國家重點實驗室，甘肅 蘭州 730050；2.蘇州工業園區華焊科技有限公司，江蘇 蘇州 215021；3.中山職業技術學院，廣東 中山 528404）

0 前言

近年來在國外興起了一種新型高效的焊接技術——K-TIG焊接法，所謂的K-TIG（Keyhole TIG Welding）焊接法就是在傳統TIG焊接的基礎上，通過大電流（大于300 A）形成的較大電弧壓力與熔池液態金屬的表面張力實現相對的平衡，形成小孔實現深熔焊接[1]。最大單道焊接厚度可以達到16 mm，不需要開破口，焊接速度達到300～1000 mm/min，焊縫的微觀組織和力學性能優于TIG焊[2-4]。目前對K-TIG焊的電弧行為特征研究還很少，數值模擬的研究更是未見報道。國內除了蘇州工業園區華焊科技有限公司外，還未見其他機構研究該焊接技術。K-TIG焊接電弧行為特性（包括電弧壓力、電流密度和溫度等）會直接影響到焊縫的組織和性能。由于實際焊接時高溫、高電流密度和強烈的弧光干擾，很難通過實驗直接觀測到電弧的行為特性[5]。在此采用數值模擬的方法研究了K-TIG焊大電流時的電弧特性，對于焊槍設計、焊接過程控制和焊縫質量評價都具有理論指導意義。

1 數值模型

1.1 基本假設

對K-TIG焊接電弧數學模型中進行了假設：電弧等離子體處于局部熱平衡狀態；電弧等離子體具有光學薄層特性；浮力和粘性熱耗散忽略不計；電弧處于不可壓縮狀態的。

1.2 控制方程組

焊接電弧是一種帶電的流體，可用流體動力學和電磁學相結合的方法來分析研究，控制方程組如下[6-7]：

質量連續方程

式中 u、v、w 分別為 x、y、z方向的速度；ρ為氣體密度；κ為熱傳導率；μ為粘度；P為氣體壓力；T為溫度；Cp為定壓比熱容；Sx、Sy、Sz分別代表動量方程在x、y、z方向的源項；SH為能量方程的源項。

電流連續方程

麥克斯韋方程

式中 φ為電勢；F為電磁力；σ為電導率；μ0為真空磁導率，μ0=4π×10-7。

1.3 邊界條件

依據蘇州華焊科技有限公司提供的焊槍（見圖1）建立物理模型。由于對稱僅給出一半模型進行計算（見圖2），該模型包括焊槍內部保護氣體流動區域、鎢極區和電弧區三個部分。其邊界條件如表1所示。

圖1 K-TIG焊槍Fig.1 K-TIG welding torch

圖2 計算模型Fig.2 The geometry model

對稱面為絕熱邊界條件，其他面的溫度為1000 K，整個計算模型區域內溫度賦值為1000 K，弧柱區的溫度賦值為10000 K。

表1 計算模型邊界條件Tab.1 Boundary conditions of the geometry model

2 模擬方法

用前處理軟件Gambit對焊槍和電弧建模并劃分網格。取鎢極尖端錐角為60°，直徑為10 mm，鎢極頂端半徑1 mm，弧長9 mm，保護氣體流量40 L/min。保護氣體為氬氣，其熱物理性質參數是隨溫度變化而改變的[8]。

由于焊接電弧溫度場和流場分布不均勻，為了保證計算結果的精度，在陰極端部和電弧中心等較為敏感的部位網格劃分較密，采用將非結構網格和適應性網格相結合構成的混合型網格來劃分幾何模型。使用局部網格自適應功能對Gambit導入的網格進行局部二次精細化，從而提高了建立網格的效率，如圖3所示。

圖3 有限元模型的網格劃分Fig.3 Mesh generation employed in the geometry model

3 模擬結果和分析

焊接電流為800 A時的K-TIG焊接電弧溫度場分布如圖4所示。800 A時鎢電極前沿溫度最高可達32000 K，陰極和陽極前沿溫度梯度較大，電弧中心軸線上的溫度分布較為均勻，溫度場從陽極到陰極區逐步擴大，溫度逐漸降低，溫度變化梯度減小。電弧高溫部分（T＞10000 K）分布呈圓錐形。不同焊接電流條件下電弧溫度沿電弧軸向的分布情況如圖5所示。由圖可知，隨著電流的增大，軸線上電弧溫度升高，但二者增加的關系不是線性關系。電流增加時，弧柱半徑增大較快。

圖4 I=800 A時電弧溫度場分布Fig.4 Distributions of the temperature while I=800 A

圖5 軸線上電弧溫度分布Fig.5 Axial distributions of the temperature

電弧電勢分布如圖6所示。本研究采用直流反接，焊接電流800 A，工件接地為0 V，電極電勢14.3 V。焊接電流為 500 A、800 A、1000 A 時在靠近電極附近都存在較大的電極壓降，1000 A時電勢的變化最為明顯，隨后電勢變化趨于平緩，如圖7所示。

焊接電流為800 A時電弧等離子體速度場分布如圖8所示。等離子體首先沿鎢極尖端斜面向內、向下運動，在電磁力作用下形成高速等離子流，最高速度達到730 m/s，當等離子體流到達工件時，受到阻滯作用，氣流沿徑向向外運動。高速運動的粒子將其動能傳遞給工件，對工件表面產生沖擊力，即電弧壓力。隨著焊接電流的增大，軸向上的等離子體流速度增大，如圖9所示。

圖6 I=800 A時電弧電勢分布Fig.6 Distributions of the potential

圖7 軸線上電弧電勢分布Fig.7 Axial distributions of the potential

圖8 電弧等離子體速度場分布Fig.8 Distributions of the plasma velocity

圖9 軸線上等離子體速度分布Fig.9 Axial distributions of the plasma velocity

電弧壓力等壓線如圖10所示，電弧的陽極區和陰極區分別呈現較高的壓力，而遠離這兩個區域，壓力相應減少。圖11與圖12a是焊接電流對電弧壓力的影響。在弧長不變的情況下，隨著焊接電流的增大，工件表面的電弧壓力峰值增大。弧長為9 mm，當焊接電流從500 A增加到1000 A時，工件表面的電弧壓力峰值從290 Pa升高到2060 Pa。可見K-TIG大電流焊接的一個顯著特點就是工件表面的電弧壓力較大，其主要是由電磁力和等離子流對工件表面的沖擊引起的。K-TIG焊適合應用于焊接低密度或較低傳導率的金屬，其純金屬在熔點下的表面張力γ＜2500 Pa。焊接過程中，較高的電弧溫度可迅速將焊件的焊縫處金屬加熱到熔化狀態，高速等離子流形成的較大電弧壓力把熔融的金屬壓向四周，形成一個小孔，當電弧壓力與液態金屬的表面張力實現相對的平衡，小孔穩定。因此，電弧壓力是小孔形成和保持穩定的關鍵因素。圖12b說明在焊接電流不變的情況下，工件表面的電弧壓力隨弧長的縮短而增大，且峰值半徑減小。

圖10 電弧壓力分布Fig.10 Distributions of the arc pressure

4 結論

圖11 軸線上電弧壓力分布Fig.11 Axial distributions of the arc pressure

圖12 工件上表面的電弧壓力分布Fig.12 The calculated results of the arc pressure on weldment surface

（1）以K-TIG焊槍為研究對象，根據磁流體動力學理論構建了計算模型，該模型包括焊槍內部保護氣體流動區域和電弧區。

（2）利用FLUENT軟件，采用有限元數值模擬方法，考慮紊流，得到了焊接電流為500 A、800 A、1000 A時的溫度分布、電勢分布，壓力分布及等離子體速度場分布狀態，反映了K-TIG焊接電弧的特性。

（3）大電流形成的較大電弧壓力是小孔形成的關鍵因素。

[1]Lathabai S，Jarvis B L，Barton K J.Comparison of keyhole and conventional gas tungsten arc welds in commercially pure titanium[J].Materials Science and Engineering，2001（A299）：81-93.

[2]Jarvis B L，Ahmed N U.Development of keyhole mode gas tungsten arc welding process[J].Science and Technology of Welding and Joining，2000，5（1）：1-7.

[3]Lathabai S，Jarvis B L，Barton K J.Keyhole gas tungsten arc welding of commercially pure zirconiu m[J].Science and Technology of Welding and Joining，2008，6(13)：573-581.

[4]Lathabai S，Jarvis B L.Keyhole gas tungsten arc welding of Titanium and Titanium Alloys[D].USA：Corrosion Solution Conference，Coeur d'Alene，2003.

[5]殷鳳良，胡繩蓀，鄭振太.等離子弧焊電弧的數值模擬[J].焊接學報，2006，27(8)：51-54.

[6]武傳松.焊接熱過程數值分析[M].黑龍江：哈爾濱工業大學出版社，1990.

[7]Ohring S，Lugt H J.Numerical simulation of a time-dependent 3-D GTAW weld pool due to a moving arc[J].Welding Research Supplement，1999(12)：416-424.

[8]CHOO R TC，SZEKELY J，WESTHOFF R C.On the Calculation of the Free Surface Temperature of Gas-Tungsten-Arc Weld Pools from First Principles:Part Modeling the Welding Arc[J].Metallurgical Transactions B，1992，6(23)：357-369.