噴嘴形狀對鋁合金復合焊接頭成形質量的影響

楊玉東, 劉 佳, 石 巖, 張亞亮

(長春理工大學 機電工程學院, 長春 130022)

引 言

如何實現節能環保是當今各國亟需解決的問題，工業產品的輕量化設計得到各國政府和企業的高度重視。鋁合金具有高強度、質量輕、耐腐蝕等優點[1]，將其替代鋼鐵材料，可大大減輕構件的質量，是節能環保的最佳材料之一。目前，鋁合金焊接結構廣泛應用于航空航天、汽車、軌道交通等運載工具及其相關行業之中[2-3]。鋁合金焊接常采用激光焊和電弧焊，激光焊具有精度高、靈活度大、生產效率高、可獲得較大的深寬比，其缺點是裝配精度高，容易燒蝕有益金屬元素，這也使激光焊接的推廣受到一些限制；熔化極惰性氣體(metal inert-gas，MIG)保護焊是電弧焊中常用的方法之一，具有無污染、熱源集中、適合全方位焊接但仍存在有焊接變形大、飛濺嚴重和焊接生產效率低等缺點[4].。激光-電弧復合焊接技術結合了激光和電弧的優點，彌補了各自的不足，并且實現了“1+1>2”的協同效應[5-13]，使其成為工業生產中最具有前景的高效焊接技術之一。激光-電弧相互作用中激光對電弧具有壓縮作用，減小飛濺，電弧可以稀釋光致等離子體，降低其對激光的散射和吸收，同時提高激光焊對工件間隙和錯邊的適應性。由于激光-電弧復合焊接過程中稠密的等離子體會對入射激光產生折射，形成的“負透鏡效應”會對焊接成形質量造成影響。研究表明，在激光-電弧焊接過程中，保護氣體噴嘴是影響焊接質量的重要因素。ZHANG等人[14]研究發現保護氣體噴嘴位置及角度變化會對光致等離子體的尺寸特征產生影響，適當的噴嘴位置配合較小的保護氣體流量可以達到抑制等離子體保證焊接質量的效果。ANCONA等人[15]采用一種雙噴嘴側吹裝置使得激光焊接熱傳遞效率提高，焊縫深寬比增大，大大改善了焊接質量。ZHANG等人[16]研究發現側吹保護氣體噴嘴高度的變化會對光致等離子體行為和焊縫形貌有顯著的影響。目前對于保護氣體噴嘴的研究主要集中在噴嘴高度、噴嘴角度方面，但對保護氣體噴嘴形狀、尺寸對焊接質量的影響鮮有報道。

本文中建立了不同形狀噴嘴的外流場數值模型，主要研究保護氣體噴嘴的形狀和尺寸對焊接過程的穩定性，以及焊縫的成形，熔深、熔寬和氣孔率。

1 試驗材料、設備及方法

1.1 試驗材料

試驗中采用10mm厚5083-O鋁合金板，尺寸為100mm×50mm×10mm。鋁合金平板堆焊的填充材料選用ER5087焊絲，焊絲直徑為?1.2mm。母材及焊絲的化學成分見表1。

Table 1 Chemical composition (mass fraction) of 5083 aluminum alloy and filler wire

materialSiFeCuMnMg5083aluminumalloy0．0040．0040．0010．004～0．010．04～0．049ER50870．000220．00150．000050．0090．048materialCrZrZnTiAl5083aluminumalloy0．0005～0．0025—0．00250．0015balanceER5087—0．00082——balance

1.2 試驗設備及方法

本試驗中采用德國TRUMPF公司生產的HL4006D型Nd∶YAG激光器、松下Panasonic YM-350AG2型MIG焊機及KUKA機器人組成的自動化復合焊接系統對5083鋁合金板進行平板堆焊試驗。YAG激光波長λ=1064nm，光束質量因子為25mm·mrad，光斑直徑D=0.6mm，送絲電機額定電流為8.0A，激光功率P=3.0kW，焊接電流I=200.0A，電弧電壓U=20.8V，焊接速率v=1m/min，離焦量Δf=-2mm，焊絲末端在工作表面的接觸點和激光束在工作表面的作用點之間的距離DLA=3mm，保護氣體為純度99.9%的氬氣其流量為25L/min。除此之外試驗過程中所涉及的焊接噴嘴形狀、尺寸參量見表2。

Table 2 Nozzle shapes and size parameters

焊接之前用鋼刷對試樣進行打磨以去除表面氧化膜，然后用丙酮擦拭去除表面粉塵及油污。試驗中采用高速相機和漢諾威電弧分析儀分別對熔滴過渡形式和實時的電流、電壓變化進行觀察和監測，從而分析整個焊接過程的穩定性。高速相機像素為480×480，拍攝速率為5000frame/s。為了便于高速相機拍攝，采取焊槍位置不動，工作臺行走的方式。焊接采用電弧引導激光的方式，激光束采用垂直入射，MIG焊槍與鋁合金板平面成60°，激光束與焊槍夾角為30°。圖1為工件、焊槍及激光束位置關系。

Fig.1 Position diagram of workpieces, laser beam, and welding torch

焊接完成后，使用線切割機床將工件沿著橫截面切開，并依次標為P1～P3，按照金相試樣制作標準對試樣進行研磨、拋光，并用Keller試劑(95.0mL水+2.5mL HNO3+1.5mL HCL+1.0mL HF)進行腐蝕。對焊縫熔深d、熔寬w及余高h等主要參量及氣孔試樣進行測量和標定。焊縫截面形貌參量標定如圖2所示。

Fig.2 Morphology of welding cross section and calibration of basic parameters

2 噴嘴保護氣體外流場數值模擬

2.1 計算理論基礎

物理守恒定律決定保護氣體的空間流動，而基本的守恒定律有質量守恒定律、動量守恒定律、能量守恒定律。模擬保護氣體噴嘴外部流場的運動狀況除了這些基本守恒定律，湍流模型的選擇對于數值精度影響很大。標準k-ε模型在強旋流、彎曲曲面或彎曲流線流動時，會產生一定的失真。在湍流模型的選擇上，本次模擬選擇重正規化群 (re-normalization group, RNG)k-ε雙方程模型，這是一種改進的k-ε模型[17-19]，其k和ε相對應的輸運方程為:

式中，xi和xj是跡線在i和j方向的分量；t是運動時間;ui是平均速率在i方向的分量;ρ為液體密度；μi和μj是動力粘度系數；k為湍動能；ε為耗散能;C1ε,C2ε和C3ε為經驗常數，取C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09；αk和αε是湍動能k和耗散能ε對應的Prandtl數，其中αk=1.39，αε=1.39；Sk和Sε為用戶自定義源項，可以根據不同情況設定；Gk是由層流速度梯度而產生的湍流動能；Gb是由浮力而產生的湍流動能；YMa是湍流中脈動擴張產生的波動能；μeff和Rε為修正參量。

在RNGk-ε模型中的μeff,Rε等其它修正參量，使得RNGk-ε模型相比于標準k-ε模型對瞬變流和流線彎曲的影響作出更好的反應。

2.2 相關參量設定

本文中的模型進口流量為已知條件，入口速度大小可以由流體的體積流量Q和噴嘴入口面積S決定，如下所示:

(3)

在確定入口速度后還要設定求解湍流模型的其它各項參量，其計算公式為：

(4)

式中,Re是入口雷諾數；v是流體的入口速率(m/s)；d是當量直徑，當管道為圓管時，當量直徑等于圓管直徑；當管道為非圓管時，當量直徑等于4倍的水力半徑(m)；μ是動力粘度系數，取為2.13×10-5kg/(m·s)；ρ是流體密度，取氬氣密度為1.62kg/m3；Ma為馬赫數；c為當地聲速，取為340m/s；L為水力半徑(m)；A為過流斷面積(m2)；χ為濕周長(m)。

依據上述公式得到數值仿真所需要的各項參量，如表3所示。

Table 3 Parameters data of numerical simulation

2.3 模型簡化

試驗中噴嘴出口氣體速率均小于5m/s，Ma?1，故保護氣體的密度可以忽略[20]，將氬氣簡化成不可壓縮氣體，采用壓力求解器進行數值求解。

湍流是一種高度復雜的3維非穩態，帶旋轉的不規則流動，采用湍流模型模擬噴嘴外流場，更符合保護氣體真實分布。

采用FLUENT軟件計算噴嘴外流場，不考慮氣體與激光束、氣體與工件之間的熱交換。

2.4 仿真過程

用SOLIDWORKS 2014建立保護氣體噴嘴3維模型，氣體流場的計算區域大小是底面為?100mm、高為80mm的一個圓柱體。

利用WORKBENCH 17.0對模型進行網格劃分和邊界條件的設置。由于在噴嘴處應力較大，因此采用更小的網格單元，如圖3所示。

Fig.3 Nozzle meshing and the setting of boundary conditions

采用流體動力學(computational fluid dynamics,CFD)軟件FLUENT 17.0對在相同氣體流量下不同形狀噴嘴的氣體外流場進行模擬計算。

2.5 計算結果與分析

由圖4可知：保護氣體從噴嘴噴出后，在A處速度梯度大，衰減較快，湍流劇烈，在其周圍形成多個小漩渦；外側噴嘴邊緣處形成反方向渦流，隨后以接近層流的狀態，沿軸線方向向兩側流動。B處是焊接作用區，保護氣體均布，保護作用的范圍大，氣流沒有較大的偏移和旋轉，流動穩定，但是該區氣流速率在0.5m/s左右，氣流的挺度小，抵抗外界干擾的能力較低，同時氣體作用在工件表面的靜壓力小，保護效果將受到影響。增加保護氣體的流量將會提高該處的保護效果。在C處形成一個巨大的渦流區，由于氣流挺度進一步減小，無法克服外界干擾，流線變得雜亂無序。

Fig.4 Cloud chart of axial flow velocity of multi row round tube nozzle

由圖5可知：保護氣體從噴嘴噴出后，在A處噴嘴口的邊緣處形成“手鐲狀”的渦流區，湍流劇烈，由于“手鐲狀”的渦流區范圍較大，使得B處的邊緣區產生多個小漩渦，影響對工件的保護效果；在B處，氣體中間流線由于受到A處大渦流的間接影響產生一個收縮現象，使保護作用區域減小，也會對焊接效果造成影響。在C處，由于距“手鐲狀”的渦流區較遠，大渦流區的影響較小，氣流中間流線呈“傘狀”發散。

Fig.5 Cloud chart of axial flow velocity of single side round tube nozzle

由圖6可知：保護氣體從噴嘴流出后，在A處噴嘴口的邊緣形成“方形環狀”渦流，由于速度梯度較小，湍流平緩，而且渦流區在軸線方向的影響距離小，對焊接區B處的影響小。在B處，由于中間流線的速度梯度小，速度衰減較慢，氣流的挺度高，作用在工件表面的靜壓力較大，焊接保護效果較好。但是與多排噴嘴相比，單個方管的有效保護區域小，從而會影響保護效果。在C處，氣流呈“棒狀”分布，流線均布，流場穩定，主要是單個方管的速度衰減慢，高挺度的保護氣流足以克服外界干擾，從而使流動更穩定。

3 試驗結果分析與討論

為了驗證數值模型計算所得到的各種噴嘴有效保護范圍和氣流挺度，常采用粒子圖像測速(particle image velocimetry，PIV)，由于電荷耦合元件(charge coupled device，CCD)相機拍攝需要對光強進行標定，同時還需要結合圖像方面的知識，實際操作具有一定的難度，本文中采用間接的方法(保護氣流有效保護范圍大，對工件有較好的保護作用，焊接過程更穩定，而且熔池積聚的更多能量會向四周擴散，使得焊縫邊界更多的金屬被熔化，液態熔池寬度和深度增加；保護氣流挺度高，保護氣體作用在熔池表面的靜壓力大，不利于氣孔的上浮逸出，試件氣孔率低)對數值模擬結果進行驗證。

3.1 不同形狀的噴嘴對焊接穩定性的影響

通過高速相機觀察發現，不同形狀噴嘴下的鋁合金焊接過程中熔滴呈顆粒狀且直徑大于焊絲，焊絲端部熔滴的過渡形式均為粗熔滴過渡，顆粒狀的金屬液滴周期性地進入熔池。圖7中給出多排圓管噴嘴的熔滴過渡形態(T表示時間周期)；采用漢諾威電弧分析儀記錄不同噴嘴形狀下的鋁合金焊接過程中電壓和電流的波動狀況，試驗得到電弧電壓和焊接電流的概率密度分布曲線，電弧電壓、焊接電流波形圖，以及相關電弧物理特性指數。圖8、圖9分別是試驗得到的不同形狀噴嘴焊接電流概率密度分布圖和3.0s～3.2s內焊接電流波形圖。圖9為不同形狀噴嘴熔滴過渡頻率。

Fig.7 Melt dripping transition process of multi row round tube nozzle

Fig.8 Welding current probability density under different nozzle shapes

Fig.9 Welding current fluctuation under different nozzle shapes

由圖8可以看出，多排圓管的“駝峰”對應的電流為試驗電流200A，單個圓管和單個方管的“駝峰”對應的電流在180A附近；在大電流區，多排圓管的焊接電流波形曲線最靠下，單個方管在最上端，單個圓管處在兩者曲線之間。電流概率密度分布曲線越靠下，說明熔滴過渡時的短路傾向越小，由短路引起的大電流的概率越小[21]。

與電流概率密度分布曲線相對應，從圖9可以看出，多排圓管、單個方管和單個圓管中出現凸起和尖鋒的頻次依次提高；多排圓管噴嘴下的電流波形均勻、細密；單個圓管噴嘴的電流波形波動較大，尖峰和紊亂較多；方形噴嘴下的電流波形較均勻，偶爾出現尖峰。

從漢諾威電弧分析儀的角度，結合圖8和圖9可以得出：多排圓管噴嘴穩定性最好，單個方管次之，單個圓管最差。

由圖10得出：多排圓管熔滴過渡時間最長，單個方管次之，單個圓管最小。氣流挺度越大，作用在熔滴表面的力越大，使熔滴更易被吹離焊絲，單個圓管噴嘴和單個方管噴嘴的熔滴過渡時間都小于多排圓管噴嘴，與電弧分析記錄的焊接穩定性相符合。

Fig.10 Melt dripping transition frequency under different nozzle shapes

單個圓管噴嘴和單個方管噴嘴在B處氣體流速高于多排圓管，強大的氣流，導致熔滴強烈的變形，被吹成塊狀、片狀和帶狀，形成密集的短路過渡[21]，電流波動劇烈，焊接穩定性變差；氣體動力除了使熔滴強烈變形外，還表現為對熔滴的吹送作用，高挺度的保護氣流使熔滴更容易被吹離焊絲端部，表現為：單個圓管噴嘴和單個方管噴嘴的熔滴過渡時間小于多排圓管噴嘴的過渡時間。單個圓管在B處有許多小渦流，且氣體中間流線由于受到A處大渦流的間接影響產生一個收縮現象，使得焊接區氣體速率不均勻，氣流挺度變差，降低了焊接穩定性；單個方管在B處沒有小渦流且有效保護范圍較大，所以單個方管的穩定性優于單個圓管。

3.2 不同形狀噴嘴對焊縫熔深d的影響

由圖11和圖12可知，在不同形狀噴嘴下，多排圓管噴嘴下的熔深最大，單個方管噴嘴次之，單個圓管噴嘴熔深小。

熔深的大小和焊接線能量有直接關系。在相同氣體流量下，由2.4節中的仿真結果可知,多排圓管噴嘴的保護范圍最大，等離子密度較小，等離子體的“負透鏡效應”程度低，母材吸收的激光能量增加，表現為熔深最大；和多排圓管噴嘴相比，單個方管噴嘴氣體保護范圍較小，從而表現為熔深低于多排圓管噴嘴。單個圓管在B處的“收縮現象”使有效保護范圍最小且B處周圍有許多漩渦，保護氣體吹散等離子云的范圍有限，熔深最小。

Fig.11 Penetration under different nozzle shapes

Fig.12 Weld appearance under different nozzle shapes

3.3 不同形狀噴嘴對焊縫熔寬w的影響

由圖12和圖13可知，在不同形狀噴嘴下，多排圓管噴嘴下的熔寬最大，單個方管次之，單個圓管熔寬最小。

鋁合金激光電弧復合焊接中電弧是影響熔池寬度的主要因素。相同氣體流量下，多排圓管保護噴嘴較其它兩種形狀的噴嘴的保護范圍大，保護氣體在電弧焊接區與激光焊接區都能起到很好的保護作用，熔池積聚的更多能量會向四周擴散，使得焊縫邊界更多的金屬被熔化，液態熔池寬度增加。在第2.4節中的模擬仿真結果可知，單個方管噴嘴氣體保護范圍介于多排圓管噴嘴和單個圓管噴嘴之間，保護氣體在激光焊接區起到很好的保護作用，但在電弧焊接區不能充分保護，激光對電弧的壓縮作用增大，電弧弧長減小，電弧對工件的加熱面積減小，熔寬減小。單個圓管在B處的“收縮現象”使有效保護范圍最小，僅在激光焊接區起到保護作用且B處周圍有許多漩渦，保護氣體吹散等離子云的程度有限，熔深最小。

Fig.13 Weld width under different nozzle shapes

3.4 不同形狀噴嘴對焊縫內部氣孔率的影響

觀察圖14發現,大部分氣孔呈橢圓形或條蟲形，推斷認為這些氣孔主要為工藝氣孔。同時，在焊縫內部發現有少量形狀極其規則的氣孔，這主要是由于未完全熔化的氧化膜中水分受熱分解析出氫，這些氫依附于氧化膜而直接形成的氣孔，也就是所謂的氧化膜氣孔。

Fig.14 Hole sample morphology under different nozzle shapes

由圖15可知，在相同保護氣體流量不同保護噴嘴下，多排圓管噴嘴下的氣孔率最大，單個方管噴嘴氣孔率最小，保護效果最好，單個圓管噴嘴的保護效果介于兩者之間。

Fig.15 Sample porosity under different nozzle shapes

匙孔深度是影響氣孔率大小的主要因素。在2.4節中的仿真結果可知，多排圓管噴嘴在焊接區氣流的挺度差，保護氣體作用在熔池表面的靜壓力小，不利于氣孔的上浮逸出。依據3.2節中的分析可得,多排圓管噴嘴的熔深最大，更多的激光能量通過匙孔傳遞到熔池底部，熔池底部氣體來不及溢出熔池，其表面已經凝結，因此氣孔增多，氣孔率最大。單個方管在焊接區的氣流挺度大，作用在熔池表面的靜壓力大，易于氣體的上浮溢出，其熔深和熔寬都較小也利于氣體從熔池中溢出，氣孔率最低。和單個方管相比，單個圓管噴嘴氣流挺度小，氣孔率介于多排圓管和單個方管之間。

4 結 論

(1)在相同流量下，多排圓管噴嘴的保護范圍大，氣流挺度小；單個方管噴嘴氣流挺度大，有效保護范圍小；單個圓管噴嘴的有效保護范圍和氣流挺度都較差。

(2)在相同氣體流量下，多排圓管噴嘴的焊接過程更穩定；多排圓管噴嘴下的焊縫熔深和熔寬最大，單個方管噴嘴次之，單個圓管噴嘴最小；多排圓管噴嘴下的氣孔率最大，單個方管噴嘴氣孔率最小，保護效果最好，單個圓管噴嘴的保護效果介于兩者之間。

(3)結合焊接試驗可知，焊接試驗結果很好地驗證了數值模型計算所得到的各種噴嘴有效保護范圍和氣流挺度。

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