脈沖MIG焊熔池行為的數值模擬研究*

王瑞超,王 皓,李會軍,朱國崇

(五邑大學 智能制造學部,廣東 江門 529000)

脈沖MIG焊是一種應用廣泛的高效MIG焊接技術。MIG焊熔滴過渡形式主要有短路過渡、大滴過渡、射滴過渡與射流過渡,其中射滴過渡被認為是最理想的一種過渡形式,MIG焊射滴過渡的電流調節區間較窄,難以穩定實現射滴過渡。脈沖MIG焊利用脈沖電流的調節作用來控制熔滴過渡過程,具有較寬的射滴過渡參數調節區間[1]。同時脈沖MIG焊具有更低的熱輸入,可用于焊接薄板與熱敏性材料,相較于普通MIG焊,具有更多的適用場景。

脈沖MIG焊焊接過程是一個伴隨著高溫、強弧光、電磁場等多物理場相互耦合的動態過程,目前難以通過實驗的方法來定量化研究熔池的動態行為。通過數值模擬方式,可以探究焊接過程中多物理場耦合作用機理,為工藝優化提供指導,可有效節約試驗時間和成本。目前已有一些學者對熔池行為數值模擬做了一些研究,并取得了一定的進展[2-7],但大多是針對復合作用力下的熔池行為進行的研究,熔池行為變化是由電磁力、電弧壓力、表面張力和浮力等共同作用的結果,在MIG焊中熔滴沖擊力也是造成熔池波動的重要因素[8],目前對各驅動力在熔池中作用機理的研究較少。本文基于Fluent軟件建立二維脈沖MIG焊熔池數學模型,模擬分析各驅動力對脈沖MIG焊熔池行為的作用機理,為脈沖MIG焊工藝參數優化提供理論指導。

1 數學模型

1.1 計算模型

計算模型示意圖如圖1所示,ABCF為氣體域,CDEF為基板,FC為氣體域與基板的交界面,氣體域側邊AF、BC為出口邊界,基板側邊CD、EF和底邊DE為壁面,AB為速度入口,通過UDF編程來定義熔滴的入口位置、初始速度和初始溫度。通過ICEM CFD軟件來建立模型并進行網格劃分,網格尺寸為0.15 mm×0.15 mm。焊絲采用φ1.2 mm的ER50-6,基板選用厚度為4 mm的Q235鋼板,材料熱物理參數見文獻[8]。脈沖峰值電流為370 A,基值電流為50 A,脈沖頻率為100 Hz,峰值時間為2.5 ms,波形圖如圖2所示。

圖1 熔滴-熔池物理模型示意圖

圖2 脈沖電流波形

為簡化模型,優化計算效率,模型作出如下基本假設:1)熔池液態金屬為不可壓牛頓流體;2)簡化電弧模型,電弧能量以熱源方式添加;3)材料物理性能除粘度、比熱和熱導率外其余不隨溫度變化而變化。

1.2 控制方程

脈沖MIG焊熔池行為的數值模擬分析,其控制方程如下。

1)質量守恒方程:

(1)

式中,ρ為流體密度;t為時間;V為速度矢量。

2)動量守恒方程:

(2)

式中,P為微元上所受壓力;τ為動力粘性系數;Fe為電磁力;Fb為浮力;Fs為表面張力;Fa電弧壓力;Fma馬蘭戈尼力。

3)能量守恒方程:

(3)

式中,H為金屬焓;k為熱傳導系數;cp為比熱容;St為能量源項,其中包括電弧熱與熔滴所攜帶的能量以及熱對流、熱交換和熱輻射等能量的損耗。

利用VOF法來處理氣-液之間的自由運動表面,該方法需要引入流體體積分數F(x,z,t)來表示單元內流體所占體積分數[9],其滿足如下所示方程:

(4)

如果F=1,則表示單元內全為液態金屬;如果F=0,則表示單元內全為氣體;如果0

1.3 熱源模型

目前弧焊熱源模型多采用雙橢球體熱源分布模型[10],本文建立的是二維熔池模型,無法完整表達整個熱源形態,因此采用橢圓熱源模型對焊接過程中的能量分布進行描述[11],其表達式為:

(5)

式中,Q為熱源的分布函數;a、c為橢球體熱源參數;η為熱效率;U為焊接電壓;I為焊接電流。

在熔池與氣體域接觸的自由表面,其中熱損失包含熱對流與熱輻射兩方面,其計算式如下:

qcon=hc(T-Troom)

(6)

(7)

式中,qcon、qrad分別為熱對流與熱輻射;hc為對流換熱系數;Troom為空間環境溫度;kb為斯蒂芬-玻爾茲曼常數;ε為自由表面輻射系數。

1.4 動量源項

在焊接過程中,磁場與電場相互作用產生電磁力,假設電流密度呈高斯分布,電磁力表達式如下:

(8)

(9)

式中,Fex、Fez分別為x、z方向上的電磁力分量;I為焊接電流;r為某點到電弧中心的距離;σj為電流分布參數;LZ為基板厚度;μm為磁導率。

在模型中浮力的計算采用Boussinesq假設,其計算公式為:

Fb=-ρgβ(T-TM)

(10)

式中,β為熱膨脹系數;T為液態金屬溫度;TM為金屬熔點。

表面張力表示為:

FS=γκ

(11)

式中,γ為表面張力系數;κ為液態金屬自由表面曲率。

由表面張力梯度引起的馬蘭戈尼力表達式為:

(12)

假設電弧壓力呈高斯分布[12],其表達式為:

(13)

式中,σp為電弧壓力的分布系數。

由于表面張力與電弧壓力是作用于熔池的表面力,故需通過連續表面力法將其轉化為體積力[13],其計算式如下:

(14)

式中,FV為轉化后的體積力;FS為表面張力;ρgas、ρmetal分別為氣體相與金屬相的密度。

為因素集建立一個模糊子集K=(k1,k2…kn),其中ki表示每個因素集的因素在綜合評價中的影響力，約束條件為{0≤ki≤1，∑ki=1}. 權重集K與模糊評價矩陣D進行模糊關系運算，得到駕駛員駕駛行為的模糊綜合評判集F：

1.5 熔滴模型

熔滴過渡過程受多種因素影響較大,為提高計算效率,計算模型假設熔滴以恒定溫度、速度和頻率從特定區域下落,熔滴溫度設為2 000 K。忽略焊接中金屬飛濺與蒸發,熔滴體積應與熔化焊絲體積相同,由此可計算出熔滴尺寸:

(15)

式中,rd為熔滴半徑;fd為熔滴下落頻率;Vw為送絲速度;rw為焊絲半徑。

熔滴初始速度由下式確定[14]:

(16)

2 熔池驅動力作用模擬分析

2.1 各驅動力單獨作用時對熔池特性影響

下述為不同驅動力單獨作用時脈沖MIG焊熔池流場與溫度場的分布情況,在做單獨驅動力模擬時,為了清晰觀察各驅動力的具體作用特性,忽略了熔滴對熔池的沖擊作用。在每個脈沖周期中,由于熱慣性及其積累效應的影響,每個周期熔池流速變化有一定的波動,與脈沖電流變化周期并不完全一致,但總體變化趨勢相同。在熔池中分別取a1(0 mm,-0.8 mm)、a2(0 mm,-1.3 mm)、a3(0.8 mm,-0.1 mm)、a4(1.3 mm,-0.1 mm)等4個點來觀察分析脈沖周期內熔池流速的變化。

2.1.1 電磁力作用

t=0.177 5 s時電磁力作用下熔池熱場與流場分布如圖3所示。從圖3可以看到,在電磁力單獨作用時,熔池流場總體呈現從熔池表面流向熔池底部兩個環流,將表面高溫液態金屬帶入熔池底部,促使熔池加深,同時熔池底部液態金屬流向兩側,將兩側底部液態金屬輸送到熔池表面,最大速度位于熔池中心兩側。由于熔池表面中心流速小于熔池表面兩側流速,無法迅速帶走兩側輸送的液態金屬,故熔池表面呈現出兩側向下凹陷、中間區域向上凸起的現象。在脈沖MIG焊過程中,脈沖電流會在基值電流與峰值電流之間成周期性變化,電磁力的大小受焊接電流的控制,電磁力會隨著脈沖電流的變化而變化。電磁力作用下脈沖周期內熔池流速的變化如圖4所示,a1、a2兩點位于熔池中心位置,在電磁力作用下,熔池中心流速變化呈現出和脈沖電流相反的變化規律;通過比較發現,越靠近熔池底部,熔池內流速受脈沖電流的影響越小。a3、a4兩點流速變化與脈沖周期一致,從熔池表面中心向邊緣位置熔池流速逐漸下降,在0.177 5 s時基值電流轉化為峰值電流,電磁力增大,熔池內流速也隨之增大,在0.180 s時脈沖電流由峰值電流轉向基值電流,電磁力隨之減小,熔池內流速也逐步減小。

圖3 t=0.177 5 s時電磁力作用下熔池熱場與流場分布

圖4 電磁力作用下脈沖周期內熔池流速的變化

2.1.2 電弧壓力作用

電弧壓力主要作用于熔池表面,最大流速位于熔池表面中心,其流場分布情況如圖5所示。在電弧壓力單獨作用時,熔池中心受到壓力作用壓迫液態金屬,使熔池表面液態金屬流向熔池底部,在環流的作用下,又將熔池底部的液態金屬送到表面,熔池中心流速大于兩側,被環流送到熔池表面的液態金屬來不及回填電弧壓力壓迫所導致的弧坑,故熔池形態呈現出中間凹陷的形態。電弧壓力同樣受到脈沖電流的控制,隨脈沖電流周期性變化(見圖6),從圖6可以看出,在電弧壓力作用下,a1、a2兩點的流速變化呈現出與電磁力作用時不同的變化規律。a3、a4兩點流速變化規律與在電磁力作用下基本一致。經4點比較發現,熔池中間區域流速要大于兩側,熔池內部流速變化受脈沖電流影響較弱。

圖5 t=0.177 5 s時電弧壓力作用下熔池熱場與流場分布

圖6 電弧壓力作用下脈沖周期內熔池流速的變化

2.1.3 馬蘭戈尼力作用

圖7所示為馬蘭戈尼力作用時熔池熱場與流場的分布情況,可以看到熔池流場主要分布于熔池表層,在熔池表層形成了由中心高溫區流向兩側的環流,最大流速位于熔池表面兩側。熔池流動方向與電磁力和電弧壓力作用下形成的環流相反,在環流的帶動下將熔池中心高溫液態金屬帶到熔池兩側,使熔寬增大。由于環流將熔池中心液態金屬帶到熔池兩側,故熔池中心向下凹陷。圖8所示為馬蘭戈尼力作用下脈沖周期內熔池流速的變化情況,從圖8中可以發現,a1、a2兩點的流速接近于0,說明馬蘭戈尼力對熔池內部作用較弱。a3、a4兩點流速變化與脈沖電流變化規律略有不同,因為表面張力系數的大小受溫度的影響,故馬蘭戈尼力在脈沖周期內的變化與脈沖電流的變化趨勢不完全一致。

圖7 t=0.177 5 s時馬蘭戈尼力作用下熔池熱場與流場分布

圖8 馬蘭戈尼力作用下脈沖周期內熔池流速的變化

2.1.4 浮力作用

圖9所示為浮力單獨作用時熔池溫度場與流場的分布情況。從圖8中可以看出,在浮力的作用下,熔池內流場從熔池底部流向熔池表面,然后從熔池兩側流回熔池底部,其流速最大區域主要在熔池中心區域與表面兩側。由于浮力作用較小,可以發現在浮力的作用下,熔池表面幾乎未發生變形。根據Boussinesq假設,浮力變化與溫度相關,從圖10可以看出,熔池內流速隨著熱量的不斷積累而持續升高,其增長速率隨脈沖電流的變化而變化。當達到一定條件時,浮力大小會趨于穩定。

圖9 t=0.177 5 s時浮力作用下熔池熱場與流場分布

圖10 浮力作用下脈沖周期內熔池流速的變化

綜上所述,對比4種驅動力對于熔池的影響發現,馬蘭戈尼力影響最大,電弧壓力稍弱,電磁力次之,浮力對熔池的影響相對較小。馬蘭戈尼力和浮力作用時形成的環流方向相同,與電磁力和電弧壓力形成的環流方向相反。熔池表層流速變化受脈沖電流影響較大,熔池內部流速受脈沖電流影響較小。

2.2 各驅動力共同作用時對熔池特性影響

t=0.177 5 s時復合驅動力作用下熔池熱場與流場分布如圖11所示。從圖11可以看出,在各驅動力共同作用下,熔池內形成上下兩種方向相反的環流。熔池內部環流是由電磁力作為主要驅動力產生的;熔池表層環流主要受到馬蘭戈尼力的影響,形成了一種由熔池中心流向熔池邊緣的環流,這種環流將熔池中心的高溫液態金屬帶到熔池邊緣,促使熔池寬度加大,熔池表層寬度要大于熔池底部。在各驅動力共同作用下熔池表層環流的流速要小于馬蘭戈尼力單獨作用時的流速,這是由于馬蘭戈尼力的作用受到電磁力和電弧壓力的削弱。

圖11 t=0.177 5 s時復合驅動力作用下熔池熱場與流場分布

圖12所示為復合驅動力作用下脈沖周期內熔池流速的變化情況,從a1、a2兩點的流速變化可以看出,熔池內部流速較小,呈現一種穩定狀態;a3、a4兩點的流速變化說明,熔池表面流場的速度變化與脈沖電流的變化規律相反,熔池表面流場受馬蘭戈尼力影響較大,在脈沖峰值階段由于電弧壓力和電磁力增大,馬蘭戈尼力影響減弱,故熔池流速減小;脈沖基值時熔池流速變化呈現兩個階段,前期由于脈沖電流減小,熔池流速增加,之后熔池內作用力達到一種平衡狀態,熔池流速在一個相對穩定的范圍內波動。

圖12 復合驅動力作用下脈沖周期內熔池流速的變化

3 熔池行為模擬與實驗驗證

圖13所示為脈沖MIG焊脈沖周期內熔池表面形態變化,從模擬結果可以看出,熔滴沖擊力對熔池表面的形態變化有較大的影響。從圖13a～圖13c可以看到,在熔滴落入熔池前熔池內流場主要受到馬蘭戈尼力等驅動力的影響,熔池表面波動較小;在圖13d和圖13e兩幅圖中,熔滴落入熔池時,熔池表面中心流速迅速增大,并形成明顯的凹坑,垂直向下的熔滴沖擊力將熔池內液態金屬推向熔池下方和兩側;從圖13f可以看出,熔滴進入熔池后沖擊力作用減弱,此時熔池內液態金屬受到驅動力的作用回填沖擊力形成的凹坑。通過高速攝像對焊接過程進行拍攝,并與仿真結果進行對比,可以看到仿真結果所模擬的熔池形態變化與拍攝結果中熔池的變化規律基本一致,說明計算模型是合理的。

圖13 脈沖周期內熔池表面形態變化

圖14所示為當x=0 mm時熔池不同深度在脈沖周期內流速的變化。由圖14可見,當z=0.5 mm時,脈沖周期內熔池流速波動劇烈,在0.181～0.183 s之間為熔滴落入熔池的時間,此時熔池表面受到熔滴的沖擊作用,熔池內流速受到熔滴沖擊作用快速增加,隨著沖擊力作用減弱,熔池內流速減小;在0.185～0.187 s熔池內馬蘭戈尼力等驅動力來回填沖擊力所造成的凹坑,此時熔池內流速迅速加大;在0.187 5 s隨著脈沖峰值到來,電磁力與電弧壓力加大,減弱了馬蘭戈尼力的作用,故熔池內流速減小。當z=-0.5 mm時,熔池內流速波動較小,其內部驅動力主要為電磁力,但其變化規律與脈沖電流的變化有所差別,這是因為在脈沖峰值時間過后因熔滴沖擊作用熔池內流速繼續增加,直到沖擊作用減弱,熔池內流速開始下降。當z=-1.5 mm時,此處流速變化規律與z=-0.5 mm時相同,因熔池內驅動力在此處作用減弱,故熔池底部流速明顯減小。

圖14 脈沖MIG焊脈沖周期內不同位置熔池流場變化

4 結語

通過上述研究可以得出如下結論。

1)脈沖MIG焊各驅動力中馬蘭戈尼力對熔池行為的影響最大,其次為電弧壓力,然后為電磁力,浮力影響較小。熔池表層流速變化受脈沖電流影響較大,熔池內部流速變化受脈沖電流影響較小。

2)復合作用力下熔池表層的流動狀態主要以馬蘭戈尼力為主導,熔池內部主要受電磁力的驅動,并在熔池內形成了兩種不同的環流。

3)焊接過程中熔滴沖擊作用主要影響熔池表面的形態,并形成明顯的凹坑,對熔池內部流場影響不明顯。