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超薄板脉冲微束等离子弧焊温度场动态分布特征及成形控制

何建萍, 陶旭阳, 吉永丰

何建萍, 陶旭阳, 吉永丰. 超薄板脉冲微束等离子弧焊温度场动态分布特征及成形控制[J]. 焊接学报, 2021, 42(9): 67-73. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200423001
引用本文: 何建萍, 陶旭阳, 吉永丰. 超薄板脉冲微束等离子弧焊温度场动态分布特征及成形控制[J]. 焊接学报, 2021, 42(9): 67-73. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200423001
HE Jianping, TAO Xuyang, JI Yongfeng. Dynamic distribution characteristic of temperature field and weld morphology control in pulsed microplasma arc welding ultra-thin sheets[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2021, 42(9): 67-73. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200423001
Citation: HE Jianping, TAO Xuyang, JI Yongfeng. Dynamic distribution characteristic of temperature field and weld morphology control in pulsed microplasma arc welding ultra-thin sheets[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2021, 42(9): 67-73. DOI: 10.12073/j.hjxb.20200423001

超薄板脉冲微束等离子弧焊温度场动态分布特征及成形控制

基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51775327);上海市科委基础研究重点项目(14JC1402700)
详细信息
    作者简介:

    何建萍,博士,教授;主要研究方向为精密焊接过程的机电光焊一体化复杂系统的智能化控制; Email:janejphe@sues.edu.cn

  • 中图分类号: TG 456.2

Dynamic distribution characteristic of temperature field and weld morphology control in pulsed microplasma arc welding ultra-thin sheets

  • 摘要: 在模拟计算100 μm超薄不锈钢板脉冲微束等离子弧焊过程的基础上,研究了实际热源动态脉冲加载下的熔池温度场动态过程及脉冲参数对该动态过程的影响机制;研究了脉冲参数对焊缝成形的影响,对模拟计算的结果进行验证,并探讨了脉冲参数和焊接速度的匹配与焊缝成形特征的关系. 结果表明,超薄板脉冲微束等离子弧焊接的温度场变化具有周期性的波动特征和惯性特征,脉冲频率越高或基值电流/峰值电流之比较小,温度场变化的波动幅度也越大,其相对于脉冲电流变化的惯性也越大;脉冲电流下的焊缝成形有连续和不连续两种形式,这与焊接速度、峰值电流作用时的焊缝长度、脉冲频率三者之间的匹配有关;模拟计算的熔池最高温度超过熔点的持续时间与脉冲周期的比值结果较好地解释了试验得到的焊缝成形的连续程度.
    Abstract: Based on the numerical calculation of pulsed microplasma arc welding (P-MPAW) 100 μm ultrathin sheets, dynamic distribution characteristic of weld pool temperature field under dynamically loading the actual heat source and influence of pulse parameters on it were studied. Effect of pulse parameters on weld morphology was investigated and the numerically calculated results were verified. In addition, the relations between the matching of pulse parameters and welding speed with the weld morphology were discussed. The results were as following. Firstly, the dynamic variations of temperature distribution are characterized with cyclical fluctuation and inertia. The higher the pulse frequency or the smaller the ratio of peak current to base current, the stronger the fluctuating amplitude and the more intense the inertia of temperature variation corresponding to the changes of pulsed current are. Secondly, there are two forms of weld morphologies with pulsed current, continuous weld and non-continuous weld morphologies. These two different weld morphologies are attributed to the matching of welding speed, seam length during peak current period and pulse parameters. Finally, the continuity of experimentally obtained weld morphology was well explained by the numerically calculated results about the ratio of pulse period to lasting time when the maximum weld pool temperature is higher than the material melting point.
  • 在动力软包电池中,极耳通常由铝或铜制成,以并联或串联形式连接到汇流排,铜是动力电池中的主要导电材料,据统计,一辆新能源汽车中铜的使用量可达83 kg[1],在新能源汽车电池系统中,电池模块之间的连接质量直接影响到整车的动力性能[2],电池系统中的接头须满足低电阻、高强度、高抗疲劳性和耐腐蚀等特性[3],1050 Al是动力电池中的常见材料,具有轻质、廉价且导电性强等优点[4-5]. 铝与铜焊接时会形成脆性金属间化合物,导致焊点电阻率增加、裂纹敏感性提高、力学性能下降[6],研究表明,异种金属焊缝中金属间化合物(intermetallic compound,IMC)厚度大于5 μm将显著降低接头抗拉性能[7],因此控制接头中脆性IMC的生成及分布,成为新能源电池中铝/铜异质金属,高质高效可靠连接的关键.

    与电阻焊和超声波焊相比,激光焊的产品具有更低的接触电阻和更高的接头强度[8],然而,铝和铜之间物化性能差异较大,铝/铜异质金属接头中极易生成脆硬的IMC和较高的残余焊接应力,制约了铝/铜异质金属焊接结构的应用[9]. 铝/铜激光焊主要研究提高金属对激光的吸收率以及抑制液态金属的流动,包括预热和焊后缓冷处理、材料表面处理、采用短波长激光、电弧激光复合和添加中间过渡层等[10]. Schmalen等人[11]通过调节激光功率和摆动幅度实现了0.2 mm厚铝与0.5 mm 铜的可靠连接;Yan等人[12]研究了铝/铜激光接头的微观组织,焊缝金属主要由Al固溶体和Al-Cu共晶相组成,铜基体与熔合区之间的界面区主要由Cu固溶体、锯齿状Al2Cu相和蠕虫状Al-Cu合金相组成,接头的剪切强度最大约为99.8 MPa,接头断裂于Al-Cu共晶区,呈脆性断裂特征. Solchenbach等人[13]采用铝上铜下的搭接形式,研究了SF-Cu/AA1050 Al焊缝中IMC分布规律及其对接头性能的影响;Lee等人[14]比较了装配方式对铝/铜激光搭接接头熔池流动和焊缝金属间化合物的影响,研究表明,铝在上时,铝元素主要聚集在熔池上方,界面附近生成厚度约5 µm的Al2Cu化合物层;铝在下时,熔融的铜在重力和激光搅拌下沉入熔池底部,焊缝中生成大量Al2Cu和Al4Cu9相;Zuo等人[15]研究发现,θ-Al2Cu与铝基体之间结合较弱,导致接头断裂于此;Dimatteo等人[16]研究了光斑直径对铝/铜异质材料激光搭接焊的影响,较小的光斑直径可有效控制熔深和母材稀释率,减少了基体金属熔化和富铜相的形成,形成良好的焊缝;Pérez等人[6]指出激光能量输入的升高导致焊缝中硬脆金属间化合物增多、尺寸增大,进而提高了铝、铜二者之间的接触电阻.

    综上可知,对焊缝中IMC的生成及分布的调控是实现铝/铜高质量激光焊的关键. 此外,影响热输入特性的另一难点在于铝、铜合金对激光的反射率高,铜在室温下对1 070 nm波长激光反射率高达95%[17],导致作用于焊缝区域的激光能量非常有限,提高了该类材料激光焊接的最低功率,进一步增加了异质金属焊接时金属间化合物的控制难度.

    新型激光器能在铜和铝等有色高反金属表面实现更高的能量吸收率[18]. Hess和Das等人[19-20]使用低功率绿色激光(532 nm)和红外激光(1 064 nm)复合技术提高了铜合金焊接过程中对激光的吸收率,使熔深易于控制,并可以显著改善焊缝几何形状和接头强度,但蓝光激光技术目前最大的局限在于激光器功率较低,难以满足对较大熔深的焊接需求,因此,文中采用蓝-红复合激光焊接铝/铜异质材料,研究红光功率对铝/铜异质材料复合激光焊接头组织性能的影响规律.

    试验材料为150 mm × 50 mm × 0.5 mm的1050 铝板和150 mm × 50 mm × 1 mm T2 铜板,化学成分见表1. 焊前采用细砂纸打磨待焊试件表面,并用无水乙醇清洗去除表面氧化膜和油污,打磨试件表面以提高母材对激光的吸收率.

    表  1  母材的化学成分(质量分数,%)
    Table  1.  Chemical compositions of base materials
    AA1050铝CuZnFeSiTiAl
    0.050.070.20.170.05余量
    T2纯铜SBiPbAsFeCu
    0.0050.0010.0020.0020.005余量
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    铝/铜复合激光焊接试验采用UW1000-455型蓝光激光器与UW-S3000-UM光纤激光器通过复合激光出射头复合而成,准直镜焦距90 mm,聚焦镜焦距180 mm,其中,蓝光激光器功率范围10 ~ 1 000 W,光纤芯径50 μm;红外激光功率10 ~ 3 000 W,光纤芯径100 μm. 红、蓝光斑直径分别为500 μm和1 mm,离焦量为 + 2 mm,保护气为99.99%的高纯氩气,气流量15 L/min. 接头装配采用铝上铜下的搭接形式,搭接宽度20 mm,如图1所示. 激光焊接试验参数见表2.

    图  1  试样装配示意图及拉伸试样示意图
    Figure  1.  Sample assembly diagram and tensile sample diagram
    表  2  试验工艺参数
    Table  2.  Experimental process parameters
    编号红光功率
    PR /W
    蓝光功率
    PB /W
    焊接速度
    v /(mm·min−1)
    离焦量
    f /mm
    1 600 300 60 +2
    2 700 300 60 +2
    3 800 300 60 +2
    4 900 300 60 +2
    5 1 000 300 60 +2
    6 1 100 300 60 +2
    7 1 200 300 60 +2
    8 1 300 300 60 +2
    9 1 400 300 60 +2
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    对焊接试样取样后镶嵌在环氧树脂内,使用SiC砂纸打磨,抛光后进行金相观察,使用SEM和EDS显微组织及IMC化学成分分析,每个参数试样取3个拉伸试样进行拉伸试验,结果取平均值,并对断口形貌及显微组织进行分析,试样的接触电阻采用开尔文四线检测法测量.

    PB = 300 W,通过改变PR值,获得各工艺条件下铝/铜搭接接头焊缝横截面及焊缝表面形貌如图2所示. 当PR = 600 W时,能量过低,未能实现铝铜之间的有效连接. 由试样表面形貌可知,PR处于700 ~ 800 W时,焊缝表面连续平整,未观察到气孔和裂纹等缺陷;PR处于900 ~ 1000 W时,焊缝表面光整度下降,并可观察到飞溅缺陷;PR处于1100 ~ 1400 W后,焊缝表面出现尺寸不等、断续分布的焊穿孔洞,且该孔洞缺陷随红光激光功率升高而增多.

    图  2  不同红光功率铝/铜复合激光焊接头横截面和焊缝宏观形貌
    Figure  2.  Macroscopic morphology of cross section and weld of Al/Cu composite laser welded joint. (a) 700 W; (b) 800 W; (c) 900 W; (d) 1 000 W; (e) 1 100 W; (f) 1 200 W; (g) 1 300 W; (h) 1 400 W

    从焊缝横截面可看出,横截面总体呈现T形. 如图3所示,随红外激光功率增加,T2铜板的熔深和熔宽逐步增加,当PR = 1 000 W时,可观察到明显匙孔,由热导焊转变为深熔焊;当PR = 1 400 W时,铜板被完全熔透; 当PR = 700 W时,试件结合良好,未发现未熔合、裂纹和气孔等缺陷;当PR = 800 W时,焊缝颈部出现小范围未熔合缺陷. 当PR增加至900 ~ 1400 W时,焊缝均出现了气孔、未熔合等缺陷.

    图  3  铜板熔深熔宽随PR的变化曲线
    Figure  3.  Variation curve of copper penetration depth and width with PR

    随着激光功率增加,熔池温度随之升高,且液态熔池下方的铜板开始熔化,导致焊缝中Al-Cu脆性金属间化合物数量增加. 气体元素在以金属间化合物为主的焊缝中的溶解量低于固溶体焊缝(PR = 700,800 W),导致焊缝中气孔增多,同时,高温作用下铜板表面吸附的水分形成蒸汽,在熔池与上下两层板之间的间隙阻碍液态金属的铺展润湿,从而形成未熔合型孔洞缺陷. 裂纹主要存在于熔池底部,即脆性金属间化合物聚集的位置,铝板、铜板之间线膨胀系数差异较大,熔化焊接时接头中存在较大焊接应力,在应力与脆性相的共同作用下易形成伴随金属间化合物的微裂纹,与Dimatteo所述结论一致.

    图4PR = 800 W时铝/铜异种金属激光焊接接头的微观组织及图中位置元素分析见表3. 图4(a)中焊缝靠近铝板的一侧,微观组织分布均匀,主要为Al固溶体,在较低的激光功率下,铜板的熔化量较少,并且铜的密度大于铝,铜不容易向熔池上方扩散,因此焊缝上方仅有少量Al-Cu化合物固溶在铝中. 通过图4(b)的微观组织分析,图4(b)中Ⅰ区域和Ⅱ区域都是由Al-Cu共晶合金组成,但组织形貌不同,根据Al-Cu二元相图和EDS结果分析可知,焊缝Ⅰ区域发生了Al-Cu过共晶反应,而在下部(Ⅱ区)则发生了亚共晶反应. 在亚共晶反应过程中,α-Al为初生相,θ-Al2Cu为次生相,结晶析出温度较低,Al2Cu在α-Al晶界处形核,形成小颗粒;过共晶反应是θ-Al2Cu金属间化合物为初生相,α-Al为次生相. 由液相中直接析出的θ-Al2Cu相晶粒比较粗大,表现为树枝晶. 在铜侧界面处铝/铜原子比接近2∶1,由相图可知此处发生匀晶反应形成了短棒状的Al2Cu金属间化合物层,并且Al2Cu的生长垂直于熔合线向焊缝中心生长,化合物层厚度为4 μm. 在图4(d)中d3区域铜元素偏聚生成放射状Al2Cu金属间化合物. 紧邻棒状Al2Cu生成厚度约为8 μm的Al-Cu共晶化合物层,铜元素含量达到20%,呈蠕虫状分布.

    图  4  PR = 800 W时铝/铜激光焊接头显微组织
    Figure  4.  Microstructure of Al/Cu laser welded joint at PR = 800 W. (a) overall appearance of weld; (b) Cu side weld morphology; (c) Al side weld morphology; (d) region d in Fig. 4(b); (e) region e in Fig. 4(b)
    表  3  图4标记区域化学元素及相组成(质量分数,%)
    Table  3.  Chemical elements and phase composition of labeled regions in Fig. 4
    位置元素相组成
    AlCu
    b185.3714.63Al-Cu共晶
    b292.187.82Al-Cu共晶
    c197.342.66α-Al固溶体
    c295.824.18α-Al固溶体
    d170.2229.78Al2Cu
    d281.5618.44Al-Cu共晶
    d365.6834.32Al2Cu
    d493.546.46Al-Cu共晶
    e168.7431.26Al2Cu
    e279.4420.56Al2Cu
    e395.214.79α-Al固溶体
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    图5PR = 1 000 W时铝/铜异种金属搭接焊缝界面微观组织. 焊缝可分为如图5(a)中Ⅰ、Ⅱ两个区域,结合表4的EDS结果分析:I区域组织为主要为α-Al固溶体;Ⅱ区域中存在大量的Al-Cu共晶相,在局部铜元素偏聚的区域,生成少量Al4Cu9相,围绕Al4Cu9相生成一周羽毛状Al2Cu相,Al固溶体相主要位于铝侧焊缝边缘;在铜侧焊缝中,主要由Al2Cu相、Al-Cu共晶相和Al4Cu9组成,且在焊缝底部交界处,出现了多个层状组织(AlCu, Al4Cu9和AlCu3),Al2Cu金属间化合物层厚度由800 W时的4 μm增长至29 μm.

    图  5  PR = 1 000 W时铝/铜激光焊接接头显微组织
    Figure  5.  Microstructure of Al/Cu laser welded joint at PR = 1000 W. (a) overall appearance of weld; (b) Al side weld morphology; (c) Al side weld morphology; (d) Cu side weld morphology; (e) Cu side weld bottom interface area
    表  4  图5标记区域化学元素及相组成(质量分数,%)
    Table  4.  chemical elements and phase composition of labeled regions in Fig. 5
    位置元素相组成
    AlCu
    b180.5119.49Al-Cu共晶
    b269.2530.75Al2Cu
    b334.6665.34Al4Cu9
    c192.327.68Al-Cu共晶
    c281.4718.53Al-Cu共晶
    c396.413.59α-Al固溶体
    d166.1333.87Al2Cu
    d280.3819.62Al-Cu共晶
    d334.1165.89Al4Cu9
    e166.0833.92Al2Cu
    e257.8942.11AlCu
    e333.6766.33Al4Cu9
    e424.5675.44AlCu3
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    不同激光功率下的铝/铜异种金属激光搭接焊焊接接头拉伸剪切强度如图6所示. 当激光功率PR = 800 W与PB = 300 W复合时,铝/铜搭接接头的拉剪强度最大达108.6 MPa,随着激光功率的增加,接头的抗剪强度先增加后减少;当PR处于700 ~ 800 W范围内增加时,接头有效连接面积起主导作用;而当PR处于800 ~ 1400 W范围内增加时,界面处Al2Cu金属间化合物和Al-Cu共晶相增多增厚,焊缝的连接强度快速下降. 此外气孔等缺陷的存在,也是导致焊缝强度下降的另一个重要原因.

    图  6  铝/铜蓝-红复合激光焊接头拉剪性能
    Figure  6.  Tensile shear properties of Al/Cu blue-red composite laser welded joint

    铝/铜复合激光焊接头断裂位置如图7所示. 当PR处于700 ~ 1 000 W时,焊缝沿铜侧焊缝中心底部断裂;PR增加至1 400 W时,接头沿铝侧焊缝边缘断裂. 图8PR = 800 W时铝/铜接头铝侧断口形貌,从图8(a) 中观察到铝/铜焊缝接头可分为3个区域:即位于焊缝两侧相对光滑平坦的Ⅰ、Ⅲ区域和焊缝中心部位较为粗糙的Ⅱ区域,Ⅱ区断口处主要为台阶状形貌,判断断裂特征为脆性断裂. 断口EDS结果见表5,接头在受到拉力的作用时,裂纹沿着两侧Al2Cu共晶合金扩展,并扩展到了Al + Al-Cu共晶区,Al2Cu金属间化合物在室温下呈现硬脆特性,在受到拉伸力作用下,焊缝边缘位置的Al2Cu相先产生裂纹,裂纹沿着熔池边缘Al2Cu与Al-Cu共晶界面扩展,最终在熔池底部的Al + Al-Cu共晶相部位断裂. 在图8(d)放大的图中观察到台阶状的断裂面和微小的河流状结构,结合EDS结果分析,断裂的主要形式为解理断裂.

    图  7  不同红光功率拉伸试样宏观形貌
    Figure  7.  Macro morphology of tensile specimen. (a) 700 W; (b) 800 W; (c) 900 W; (d) 1000 W; (e) 1400 W
    图  8  PR = 800 W铝/铜接头铝侧断口形貌
    Figure  8.  PR = 800 W Al/Cu joint fracture morphology in Al side. (a) tensile fracture morphology; (b) fracture at weld edge; (c) center of fracture; (d) fracture center enlargement
    表  5  图8标记区域化学元素及相组成(质量分数,%)
    Table  5.  Chemical elements and phase composition of labeled regions in Fig. 8
    位置元素相组成
    AlCu
    b170.6629.34Al2Cu
    b268.0131.99Al2Cu
    b370.9929.01Al2Cu
    b486.3413.66Al + Al-Cu共晶
    c192.717.29Al + Al-Cu共晶
    c290.499.51Al + Al-Cu共晶
    c386.0313.97Al + Al-Cu共晶
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    不同红光功率的接头电阻值如图9所示,从图中可观察到,PR = 700,800 W时的电阻最小,达到了94 μΩ,功率增加到900 ~ 1 400 W时,电阻由94 μΩ增加到130 μΩ. 主要是由于IMC的电阻率较高,随功率增长,化合物层厚度增加,从而导致电阻增加[21],结合2.3力学性能的分析,可以在同一工艺下获得最大拉剪强度与最小接触电阻.

    图  9  铝/铜接头的接触电阻
    Figure  9.  Electrical resistance measurement of the Al/Cu welded sample

    (1) 采用蓝-红复合激光热源实现了1050 Al和T2 Cu的激光焊接. PR在800 W时可获得表面平整、连接质量良好的铝/铜接头;PR超过1 100 W后,焊缝表面形成熔穿孔洞,无法实现铝铜之间的有效焊接.

    (2)焊缝组织分布从上至下为Al固溶体,Al固溶体 + Al-Cu共晶,Al2Cu相,且Al2Cu相和Al-Cu共晶化合物层厚度随PR增加而增加.

    (3)复合激光功率PR = 800 W和PB = 300 W时,铝/铜接头拉剪强度最高达108.6 MPa,接头断裂过程中裂纹自焊缝颈部Al2Cu相萌生,沿Al-Cu共晶相向底部扩展,最终延伸到底部Al固溶体区域,断裂形式为解理断裂.

    (4)复合激光功率PR = 800 W和PB = 300 W时,铝/铜接触电阻最小达到94 μΩ.

  • 图  1   超薄板微束等离子弧模型示意图

    Figure  1.   Model scheme for microplasma arc welding ultrathin sheet. (a) geometry model; (b) grid scheme

    图  2   实际热输入的热流密度

    Figure  2.   Heat flux density of the actual heat input

    图  3   超薄板P-MPAW不同时刻的温度分布云图

    Figure  3.   Temperature cloud map at different moments during P- MPAW ultrathin sheets. (a) 1 s; (b) 1.5 s; (c) 2 s

    图  4   超薄板P-MPAW熔池最高温度和脉冲电流波形

    Figure  4.   Maximum temperature of molten pool and pulsed current during P-MPAW ultrathin sheets. (a) maximum temperature of weld pool; (b) pulsed current curve

    图  5   不同脉冲参数下超薄板焊接熔池最高温度随时间的变化

    Figure  5.   Time dependent variation in maximum temperature of molten pool with different pulse parameters. (a) Δ=50%, Ib/Ip=1 A/3 A, f=1 Hz; (b) Δ=70%, Ib/Ip=1 A/3 A, f=1 Hz; (c) Δ=50%, Ib/Ip=1.5 A/2.5 A, f=1 Hz; (d) Δ=50%, Ib/Ip=1 A/3 A, f=10 Hz

    图  6   熔池最高温度的变化特征

    Figure  6.   Variation characteristic in the maximum temperature of the weld pool. (a) rising rate in the maximum temperature of the weld pool; (b) decline rate in the maximum temperature of the weld pool; (c) ratio of time span with the highest temperature above melting point in a pulse cycle

    图  7   不同脉冲参数下的焊缝形貌

    Figure  7.   Weld morphology with different pulse parame-ters. (a) Δ=50%, Ib/Ip=1 A/3 A, f=1 Hz; (b) Δ=70%, Ib/Ip=1 A/3 A, f=1 Hz; (c) Δ=50%, Ib/Ip=1.5 A/2.5 A, f=1 Hz; (d) Δ=50%, Ib/Ip=1 A/3 A, f=10 Hz

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图(7)
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出版历程
  • 收稿日期:  2020-04-22
  • 网络出版日期:  2021-12-01
  • 刊出日期:  2021-09-29

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