脈沖MIG焊熔池行為的數(shù)值模擬研究*

王瑞超,王 皓,李會軍,朱國崇

(五邑大學(xué) 智能制造學(xué)部,廣東 江門 529000)

脈沖MIG焊是一種應(yīng)用廣泛的高效MIG焊接技術(shù)。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(rèn)為是最理想的一種過渡形式,MIG焊射滴過渡的電流調(diào)節(jié)區(qū)間較窄,難以穩(wěn)定實現(xiàn)射滴過渡。脈沖MIG焊利用脈沖電流的調(diào)節(jié)作用來控制熔滴過渡過程,具有較寬的射滴過渡參數(shù)調(diào)節(jié)區(qū)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(tài)過程,目前難以通過實驗的方法來定量化研究熔池的動態(tài)行為。通過數(shù)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(yōu)化提供指導(dǎo),可有效節(jié)約試驗時間和成本。目前已有一些學(xué)者對熔池行為數(shù)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(fù)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(jié)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(qū)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(shù)學(xué)模型,模擬分析各驅(qū)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(shù)優(yōu)化提供理論指導(dǎo)。

1 數(shù)學(xué)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(cè)邊AF、BC為出口邊界,基板側(cè)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(wǎng)格劃分,網(wǎng)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(shù)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(yōu)化計算效率,模型作出如下基本假設(shè):1)熔池液態(tài)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(dǎo)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(shù)值模擬分析,其控制方程如下。

1)質(zhì)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(shù);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(dǎo)系數(shù);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?jǐn)?shù)F(x,z,t)來表示單元內(nèi)流體所占體積分?jǐn)?shù)[9],其滿足如下所示方程:

(4)

如果F=1,則表示單元內(nèi)全為液態(tài)金屬;如果F=0,則表示單元內(nèi)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(tài),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(shù);a、c為橢球體熱源參數(shù);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(shù);Troom為空間環(huán)境溫度;kb為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù);ε為自由表面輻射系數(shù)。

1.4 動量源項

在焊接過程中,磁場與電場相互作用產(chǎn)生電磁力,假設(shè)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(shù);LZ為基板厚度;μm為磁導(dǎo)率。

在模型中浮力的計算采用Boussinesq假設(shè),其計算公式為:

Fb=-ρgβ(T-TM)

(10)

式中,β為熱膨脹系數(shù);T為液態(tài)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(shù);κ為液態(tài)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(shè)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(shù)。

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(xù)表面力法將其轉(zhuǎn)化為體積力[13],其計算式如下:

(14)

式中,FV為轉(zhuǎn)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(quán)重集K與模糊評價矩陣D進行模糊關(guān)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(shè)熔滴以恒定溫度、速度和頻率從特定區(qū)域下落,熔滴溫度設(shè)為2 000 K。忽略焊接中金屬飛濺與蒸發(fā),熔滴體積應(yīng)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(qū)動力作用模擬分析

2.1 各驅(qū)動力單獨作用時對熔池特性影響

下述為不同驅(qū)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(qū)動力模擬時,為了清晰觀察各驅(qū)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(yīng)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(nèi)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?zé)釄雠c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(xiàn)從熔池表面流向熔池底部兩個環(huán)流,將表面高溫液態(tài)金屬帶入熔池底部,促使熔池加深,同時熔池底部液態(tài)金屬流向兩側(cè),將兩側(cè)底部液態(tài)金屬輸送到熔池表面,最大速度位于熔池中心兩側(cè)。由于熔池表面中心流速小于熔池表面兩側(cè)流速,無法迅速帶走兩側(cè)輸送的液態(tài)金屬,故熔池表面呈現(xiàn)出兩側(cè)向下凹陷、中間區(qū)域向上凸起的現(xiàn)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(nèi)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(xiàn)出和脈沖電流相反的變化規(guī)律;通過比較發(fā)現(xiàn),越靠近熔池底部,熔池內(nèi)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(zhuǎn)化為峰值電流,電磁力增大,熔池內(nèi)流速也隨之增大,在0.180 s時脈沖電流由峰值電流轉(zhuǎn)向基值電流,電磁力隨之減小,熔池內(nèi)流速也逐步減小。

圖3 t=0.177 5 s時電磁力作用下熔池?zé)釄雠c流場分布

圖4 電磁力作用下脈沖周期內(nèi)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(tài)金屬,使熔池表面液態(tài)金屬流向熔池底部,在環(huán)流的作用下,又將熔池底部的液態(tài)金屬送到表面,熔池中心流速大于兩側(cè),被環(huán)流送到熔池表面的液態(tài)金屬來不及回填電弧壓力壓迫所導(dǎo)致的弧坑,故熔池形態(tài)呈現(xiàn)出中間凹陷的形態(tài)。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(xiàn)出與電磁力作用時不同的變化規(guī)律。a3、a4兩點流速變化規(guī)律與在電磁力作用下基本一致。經(jīng)4點比較發(fā)現(xiàn),熔池中間區(qū)域流速要大于兩側(cè),熔池內(nèi)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?zé)釄雠c流場分布

圖6 電弧壓力作用下脈沖周期內(nèi)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?zé)釄雠c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(qū)流向兩側(cè)的環(huán)流,最大流速位于熔池表面兩側(cè)。熔池流動方向與電磁力和電弧壓力作用下形成的環(huán)流相反,在環(huán)流的帶動下將熔池中心高溫液態(tài)金屬帶到熔池兩側(cè),使熔寬增大。由于環(huán)流將熔池中心液態(tài)金屬帶到熔池兩側(cè),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(nèi)熔池流速的變化情況,從圖8中可以發(fā)現(xiàn),a1、a2兩點的流速接近于0,說明馬蘭戈尼力對熔池內(nèi)部作用較弱。a3、a4兩點流速變化與脈沖電流變化規(guī)律略有不同,因為表面張力系數(shù)的大小受溫度的影響,故馬蘭戈尼力在脈沖周期內(nèi)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?zé)釄雠c流場分布

圖8 馬蘭戈尼力作用下脈沖周期內(nèi)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(nèi)流場從熔池底部流向熔池表面,然后從熔池兩側(cè)流回熔池底部,其流速最大區(qū)域主要在熔池中心區(qū)域與表面兩側(cè)。由于浮力作用較小,可以發(fā)現(xiàn)在浮力的作用下,熔池表面幾乎未發(fā)生變形。根據(jù)Boussinesq假設(shè),浮力變化與溫度相關(guān),從圖10可以看出,熔池內(nèi)流速隨著熱量的不斷積累而持續(xù)升高,其增長速率隨脈沖電流的變化而變化。當(dāng)達到一定條件時,浮力大小會趨于穩(wěn)定。

圖9 t=0.177 5 s時浮力作用下熔池?zé)釄雠c流場分布

圖10 浮力作用下脈沖周期內(nèi)熔池流速的變化

綜上所述,對比4種驅(qū)動力對于熔池的影響發(fā)現(xiàn),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(huán)流方向相同,與電磁力和電弧壓力形成的環(huán)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(nèi)部流速受脈沖電流影響較小。

2.2 各驅(qū)動力共同作用時對熔池特性影響

t=0.177 5 s時復(fù)合驅(qū)動力作用下熔池?zé)釄雠c流場分布如圖11所示。從圖11可以看出,在各驅(qū)動力共同作用下,熔池內(nèi)形成上下兩種方向相反的環(huán)流。熔池內(nèi)部環(huán)流是由電磁力作為主要驅(qū)動力產(chǎn)生的;熔池表層環(huán)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(huán)流,這種環(huán)流將熔池中心的高溫液態(tài)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(qū)動力共同作用下熔池表層環(huán)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(fù)合驅(qū)動力作用下熔池?zé)釄雠c流場分布

圖12所示為復(fù)合驅(qū)動力作用下脈沖周期內(nèi)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(nèi)部流速較小,呈現(xiàn)一種穩(wěn)定狀態(tài);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(guī)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(xiàn)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(nèi)作用力達到一種平衡狀態(tài),熔池流速在一個相對穩(wěn)定的范圍內(nèi)波動。

圖12 復(fù)合驅(qū)動力作用下脈沖周期內(nèi)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(nèi)熔池表面形態(tài)變化,從模擬結(jié)果可以看出,熔滴沖擊力對熔池表面的形態(tài)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(nèi)流場主要受到馬蘭戈尼力等驅(qū)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(nèi)液態(tài)金屬推向熔池下方和兩側(cè);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(nèi)液態(tài)金屬受到驅(qū)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(jié)果進行對比,可以看到仿真結(jié)果所模擬的熔池形態(tài)變化與拍攝結(jié)果中熔池的變化規(guī)律基本一致,說明計算模型是合理的。

圖13 脈沖周期內(nèi)熔池表面形態(tài)變化

圖14所示為當(dāng)x=0 mm時熔池不同深度在脈沖周期內(nèi)流速的變化。由圖14可見,當(dāng)z=0.5 mm時,脈沖周期內(nèi)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(nèi)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(nèi)流速減小;在0.185～0.187 s熔池內(nèi)馬蘭戈尼力等驅(qū)動力來回填沖擊力所造成的凹坑,此時熔池內(nèi)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(nèi)流速減小。當(dāng)z=-0.5 mm時,熔池內(nèi)流速波動較小,其內(nèi)部驅(qū)動力主要為電磁力,但其變化規(guī)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(nèi)流速繼續(xù)增加,直到?jīng)_擊作用減弱,熔池內(nèi)流速開始下降。當(dāng)z=-1.5 mm時,此處流速變化規(guī)律與z=-0.5 mm時相同,因熔池內(nèi)驅(qū)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(nèi)不同位置熔池流場變化

4 結(jié)語

通過上述研究可以得出如下結(jié)論。

1)脈沖MIG焊各驅(qū)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(nèi)部流速變化受脈沖電流影響較小。

2)復(fù)合作用力下熔池表層的流動狀態(tài)主要以馬蘭戈尼力為主導(dǎo),熔池內(nèi)部主要受電磁力的驅(qū)動,并在熔池內(nèi)形成了兩種不同的環(huán)流。

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