高级检索

铝合金非熔化极直流正接氦弧焊氧化膜撕裂机理

付娟, 赵勇, 邹家生, 贾占君, 贺宇翔

付娟, 赵勇, 邹家生, 贾占君, 贺宇翔. 铝合金非熔化极直流正接氦弧焊氧化膜撕裂机理[J]. 焊接学报, 2021, 42(12): 87-90. DOI: 10.12073/j.hjxb.20201120001
引用本文: 付娟, 赵勇, 邹家生, 贾占君, 贺宇翔. 铝合金非熔化极直流正接氦弧焊氧化膜撕裂机理[J]. 焊接学报, 2021, 42(12): 87-90. DOI: 10.12073/j.hjxb.20201120001
FU Juan, ZHAO Yong, ZOU Jiasheng, JIA Zhanjun, HE Yuxiang. Mechanism of the oxidation film tearing by DCEN-TIG helium welding of aluminum[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2021, 42(12): 87-90. DOI: 10.12073/j.hjxb.20201120001
Citation: FU Juan, ZHAO Yong, ZOU Jiasheng, JIA Zhanjun, HE Yuxiang. Mechanism of the oxidation film tearing by DCEN-TIG helium welding of aluminum[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2021, 42(12): 87-90. DOI: 10.12073/j.hjxb.20201120001

铝合金非熔化极直流正接氦弧焊氧化膜撕裂机理

基金项目: 国家重点研发计划(2018YFC0310400);江苏省产学研合作项目(BY2020449); 中国博士后科学基金第65批面上基金(2019M651759); 江苏省博士后科研资助计划项目(2021K533C).
详细信息
    作者简介:

    付娟,博士研究生;主要从事激光焊、电弧物理方面研究; Email:fujuan@just.edu.cn.

    通讯作者:

    赵勇,教授;Email:yongzhao418@just.edu.cn.

  • 中图分类号: TG 444

Mechanism of the oxidation film tearing by DCEN-TIG helium welding of aluminum

  • 摘要: 采用高速摄影观察了不同气体流量下铝合金非熔化极直流正接氦弧焊焊接过程中电弧的形态及氧化膜撕裂过程. 观察测量结果表明,在试验参数范围内氦气流量的增加减弱了氧化膜的撕裂程度,但提升了焊缝深宽比及电弧能量效率. 氦弧焊阳极产热功率的提升削弱了氧化膜之间的化学键强度,产生了氧化膜撕裂现象. 在静力学平衡方程基础上推导得出了熔池液面与电极所在平面交线的微分方程,解释了熔池液面下凹程度随氦气流量增加而增加的原因,同时熔池中心指向熔池边缘表面张力也随气体流量增加而减小,两种因素共同作用使氧化膜撕裂程度随气体流量增加而减弱.
    Abstract: Oxidation film tearing under different helium flow during DCEN-TIG welding of aluminum was observed via high-speed photography. The results showed that helium flow reduced the oxidation film tearing, but it increased the deep-to-width ratio of the weld pool and arc energy efficiency. The enhanced power of the positive pole of helium welding weakened the chemical bond of the oxidation film and leaded to the tearing of oxidation film. Based on the static equilibrium equation, differential equation of the intersection line between the surface of molten pool and the electrode plane was derived, which explained that the depression of molten pool increased with the increase of helium flow, and the surface tension from the center to the edge of the molten pool also decreased with the increase of helium flow. Both factors work together to make the tearing degree of oxidation film decreased with the increase of helium flow.
  • 近年来铝及铝合金在航空航天领域得到广泛应用[1-3]. 氩弧焊由于其焊后接头质量好、工艺稳定性强、焊接可达性好,广泛用于焊接易氧化、化学性质活泼的铝合金[4-5]. 而在实际应用中,由于铝合金焊接过程中工件表面氧化膜受到阻热作用,严重影响铝合金焊接效率. 利用铝合金氩弧焊交流反接时的“阴极雾化”作用虽然可以保证焊接质量,但是铝合金氩弧焊反接时钨电极烧损严重,并且电弧产热主要集中在阳极,这导致电弧能量的利用效率降低,从而降低了熔深. 通过电源正负半波比例的优化也不能完全消除这一局限,而氦弧焊不仅出现了氧化膜撕裂的现象,使氧化膜破碎、汽化,同时还增加了阳极热功率[6],为彻底突破这一限制提供了可能性. 文中以实际焊接过程中热量传输效率为切入点,阐明了氦弧焊特有氧化膜撕裂现象的产生机理,分析了气体流量对氧化膜撕裂程度及电弧能量利用效率的影响,建立了熔池液面微分方程,为铝合金非熔化极直流正接氦弧焊的推广奠定了理论基础.

    试验选用的5083铝合金板材规格为720 mm × 190 mm × 12 mm,母材的化学成分如表1所示.

    表  1  母材化学成分及含量(质量分数,%)
    Table  1.  Chemical composition of base metal
    MgMnCrCuZnFeAl
    4.0 ~ 4.90.4 ~ 1.00.05 ~ 0.250 ~ 0.10 ~ 0.250 ~ 0.4余量
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    试验采用直流正接的极性接法进行平板堆焊,同时通过CP80-3-M-540高速相机观察焊接过程中的电弧形态及熔池氧化膜撕裂过程,相机的频率设定为1 000 Hz,拍摄熔池氧化膜撕裂时加装808 nm波长滤光片以滤除弧光,并搭配808 nm的激光背景光源,保护气体为99.995%的纯氦气,焊接工艺试验主要参数如表2所示.

    表  2  试验主要工艺参数
    Table  2.  Processing parameters of experiment
    焊接速度v/(mm·min−1)钨针直径
    d/mm
    气体流量
    Q/(L·min−1)
    针尖到工件
    距离S/mm
    焊接电流
    I/A
    3003.010 ~ 203180
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    与氩弧形貌不同的是氦弧的形貌呈倒扣碗状,这是由于氦原子分子量较小,更容易受电弧粒子热运动的干扰. 试验过程中得到的电弧及熔池氧化膜撕裂分别如图1图2所示. 高速摄影观测到铝合金氧化膜首先在熔池前端中心尖角撕裂,然后整个熔池表面氧化膜被缓慢推向熔池边缘,直至氧化膜堆叠至达到新的平衡状态并出现新的尖角撕裂,如此在整个焊接过程中循环往复,且随着气体流量的增加,氧化膜撕裂程度减小.

    图  1  不同气体流量下氦弧形态
    Figure  1.  Arc morphology under different helium flow. (a) 10 L/min; (b) 15 L/min; (c) 20 L/min
    图  2  不同氦气流量下氧化膜撕裂情况展示
    Figure  2.  Oxide film tearing under different helium flow. (a) 10 L/min; (b) 15 L/min; (c) 20 L/min

    氦弧焊氧化膜撕裂现象降低了电弧与熔池之间的热阻,假设电弧周围达到了局部热力学平衡状态以简化讨论. 氦弧至熔池的热阻$\mathop R\nolimits_{{\rm{int}}}$包括氧化膜热阻以及弧液界面两部分,氧化膜热阻${R_{{\rm{oxi}}}}$由辐射热阻$\mathop R\nolimits_{{\rm{oxi}}}^{{\rm{rad}}}$和传导热阻$R_{{\rm{oxi}}}^ {\rm{c}}$共同确定. 影响氧化膜热阻的因素较多,主要包括氧化膜的类别、特性和厚度、界面冷却速率等,且由于研究条件和方法不尽相同,所得的结论也略有差异[7-8]. 对于最终的电弧能量利用效率,选用单位时间内用来熔化被焊金属的有效热量与设备输出功率之比来表征,即

    $$ E_{{\rm{f}}} = \frac{{c\Delta T\displaystyle\iint\limits_\varOmega {v{\rm{d}}x{\rm{d}}y}}}{{UI}} $$ (1)

    式中:Ω为焊缝闭合轮廓线;$ v $为焊接速度;c为材料热容; ΔT为材料熔点与环境温度的差值;U为电弧电压.

    焊缝横截面结果如图3所示,利用Image-Pro Plus软件对焊缝横截面外轮廓进行特征提取并代入式(1)进一步计算,测量及计算结果如图4所示,其中相对能量效率于20 L/min时最大.

    图  3  不同气流量下焊缝横截面形貌
    Figure  3.  Weld morphology of cross section under different helium flow. (a) 10 L/min; (b) 15 L/min; (c) 20 L/min
    图  4  氦弧焊焊缝横截面测量结果
    Figure  4.  Measuring results of the weld

    熔池深度、深宽比、电弧能量效率均随气体流量增加而增大. 氦弧与熔池间强制对流换热系数Nux会随着气流速度增大而增大,故随着气体流量增加氧化膜撕裂程度虽然减小,电弧相对能量利用效率却提高.

    $$ N{u_{{x}}} = 0.338\,\,7{{\mathop{R}\nolimits} _{\rm{e}}}^{1/2}{{\mathop{P}\nolimits} _{\rm{r}}}^{1/3}\bigg/{\left[ {1 - {{\left( {\frac{{0.046\,\,8}}{{{{\mathop{\rm P}\nolimits} _{\rm{r}}}}}} \right)}^{2/3}}} \right]^{1/4}} $$ (2)

    式中:普朗克数Pr对于气体约等于1;雷诺数Re会随着气流速度增大而增大.

    能够影响电弧的基本作用力有电弧压力$ P $、电弧剪切力$ \tau $、电磁力T、表面张力$ \sigma $、重力G、浮力N、气体压力$ f $[9-10],此处电弧压力是等离子体在工件表面被俘的粘滞压力,与气体压力相区别. 氦弧焊阳极区热功率比氩弧焊提高了一倍[1],电弧温度尤其是阳极区温度对比氩弧有极大提高. 从公式(3)可知,对于剪切力,氦弧为牛顿流体,则氦气的动力粘度 $ \mu $ 随温度升高而增加,故而在相同电流及气体流量情况下电弧剪切力比氩弧明显提升. 此外随着气体流量增加导致强制对流换热系数增大,熔池整体温度提高,熔池中心指向熔池边缘的表面张力随着电弧温度由边缘向中心的升高而下降,因此熔池中心的氧化膜化学键结合强度较低,更容易被撕裂. 也就是说,由熔池中心向熔池边缘会形成由易到难的不同程度的氧化膜撕裂,导致氧化膜破碎,最终在电弧高温下不断汽化.

    $$ \tau {\text{ = }}\mu \frac{{\partial v}}{{\partial y}}{|_{y = 0}} $$ (3)

    无脉冲直流正接氦弧焊熔池震荡并不明显,对于液面的确定文中主要采用静力学平衡方程. 对于氦弧焊熔池液面的确定,取液面与垂直面的交线,令液面与水平方向夹角为$ \alpha $,电弧粒子速度与水平方向夹角$ \alpha ' $,则对于液面与垂直面的交线有静力学平衡方程,即

    $$ \left\{ \begin{gathered} {{N}}\cos \alpha + \sigma \sin \alpha + P\cos \alpha + f\cos \alpha ' - T\sin \alpha = 0 \hfill \\ N\cos \alpha + \sigma \cos \alpha + P\sin \alpha + f\sin \alpha ' - T\cos \alpha = 0 \hfill \\ \end{gathered} \right. $$ (4)

    Mendez等人[11]用数量级缩放法对TIG电弧等离子体速度及电弧压强分布函数做了定量刻画,有

    $$ \left\{ \begin{array}{l} {Z_{\rm{S}}} = 0.88{R_{\rm{e}}}^{0.058}{\left( {h/{R_{\rm{c}}}} \right)^{0.34}}{{\hat Z}_{\rm{S}}}\\ {V_{\rm{RS}}} = 0.88{R_{\rm{e}}}^{ - 0.026}{\left( {h/{R_{\rm{c}}}} \right)^{0.086}}{{\hat V}_{{\rm{RS}}}}\\ {V_{{\rm{ZS}}}} = 0.88{R_{\rm{e}}}^{0.026}{\left( {h/{R_{\rm{c}}}} \right)^{0.008\,\,6}}{{\hat V}_{{\rm{RS}}}}\\ {P_{\rm{S}}} = 0.88{R_{\rm{e}}}^{0.017}{\left( {h/{R_{\rm{c}}}} \right)^{ - 0.057}}{{\hat V}_{{\rm{RS}}}} \end{array} \right. $$ (5)

    $$ \left\{ \begin{array}{l} {{\hat Z}_{\rm{S}}} = \dfrac{1}{2}{R_{\rm{c}}}\\ {{\hat V}_{{\rm{RS}}}} = {{\hat V}_{{\rm{ZS}}}} = \dfrac{1}{2}\dfrac{{{\mu _0}^{1/2}{R_{\rm{C}}}^2{J_{\rm{C}}}^2}}{{{\rho ^{1/2}}}}\\ {{\hat P}_{\rm{S}}} = \dfrac{1}{2}{\mu _0}{R_{\rm{C}}}^2{J_{\rm{C}}}^2 \end{array} \right. $$ (6)

    式中:$ {\mu _0} $为保护气体的真空磁导率;${R_{\rm{C}}}$为钨针端头直径;${J_{\rm{C}}}$为钨针端头电流密度;h为熔池液面下凹高度. ${Z_{\rm{S}}}$为钨针轴坐标修正值;${\hat Z_{\rm{S}}} $为钨针轴坐标理论估计值;${V_{{\rm{RS}}}}$为电弧等离子体径向速度修正值;${{\hat V}_{{\rm{RS}}}}$为电弧等离子体径向速度理论估计值;$V_{\rm{ZS}} $为电弧等离子体轴向速度修正值;${{\hat V}_{{\rm{ZS}}}} $为电弧等离子体轴向速度理论估计值;PS为压强. 又单位面积内$f = 2/3 n\overline E$$ \overline E $为粒子平均动能. 电弧气氛与大气联通,粒子密度近似为定值,代入联立式(4)~式(6),可得熔池液面与垂直面交线微分方程为

    $$ \frac{{{\rm{d}}y}}{{{\rm{d}}x}} = {{R_{\rm{e}}} ^{0.198}}{(h/{R_{\rm{c}}})^{ - 0.154}} $$ (7)

    从公式(7)可知,在距离熔池中心相同距离处,气体流量的增加导致雷诺数${R_{\rm{e}}}$的增加,要使熔池达到新的平衡,只能使h降低,即熔池液面继续下凹取得更大斜率. 也就是说,液面随气体流量增大下凹程度增加,氧化膜撕裂程度随气体流量增加而减小.

    有研究[12]发现氧化物在熔池表面电弧高温情况下存在解离现象,熔池液面表面张力温度系数实际为正. 气体流量增加增大了电弧与熔池之间强制对流换热系数,在熔池中心温度升高,由熔池边缘指向熔池中心的表面张力增强,导致氧化膜的撕裂程度的减小.

    (1) 氦弧焊阳极热功率的增加削弱了氧化膜之间化学键强度,相对于氩弧焊提高了动力粘度进而增大了电弧剪切力,产生了氧化膜撕裂现象.

    (2) 在试验参数范围内随着气体流量增加氧化膜撕裂程度减小,但焊缝深宽比以及电弧能量效率提高.

    (3) 熔池液面下凹程度增大及熔池中心至边缘表面张力减小,使得氧化膜撕裂程度随氦气流量增加而减弱.

  • 图  1   不同气体流量下氦弧形态

    Figure  1.   Arc morphology under different helium flow. (a) 10 L/min; (b) 15 L/min; (c) 20 L/min

    图  2   不同氦气流量下氧化膜撕裂情况展示

    Figure  2.   Oxide film tearing under different helium flow. (a) 10 L/min; (b) 15 L/min; (c) 20 L/min

    图  3   不同气流量下焊缝横截面形貌

    Figure  3.   Weld morphology of cross section under different helium flow. (a) 10 L/min; (b) 15 L/min; (c) 20 L/min

    图  4   氦弧焊焊缝横截面测量结果

    Figure  4.   Measuring results of the weld

    表  1   母材化学成分及含量(质量分数,%)

    Table  1   Chemical composition of base metal

    MgMnCrCuZnFeAl
    4.0 ~ 4.90.4 ~ 1.00.05 ~ 0.250 ~ 0.10 ~ 0.250 ~ 0.4余量
    下载: 导出CSV

    表  2   试验主要工艺参数

    Table  2   Processing parameters of experiment

    焊接速度v/(mm·min−1)钨针直径
    d/mm
    气体流量
    Q/(L·min−1)
    针尖到工件
    距离S/mm
    焊接电流
    I/A
    3003.010 ~ 203180
    下载: 导出CSV
  • [1] 周政, 王国庆, 宋建岭, 等. 2219铝合金不同气氛下TIG焊焊接接头组织性能[J]. 焊接学报, 2018, 39(7): 51 − 54. doi: 10.12073/j.hjxb.2018390174

    Zhou Zheng, Wang Guoqing, Song Jianling, et al. Microstructure and mechanical properties of 2219 aluminum alloys TIG welding welded joints in different shielding gases[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2018, 39(7): 51 − 54. doi: 10.12073/j.hjxb.2018390174

    [2] 张志芬, 杨哲, 任文静, 等. 电弧光谱深度挖掘下的铝合金焊接过程状态检测[J]. 焊接学报, 2019, 40(1): 25 − 31.

    Zhang Zhifen, Yang Zhe, Ren Wenjing, et al. Condition detection in Al alloy welding process based on deep mining of arc spectrum[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2019, 40(1): 25 − 31.

    [3] 王伟, 王浩, 陈辉, 等. 6N01S-T5铝合金高速激光-MIG复合焊接工艺[J]. 焊接学报, 2019, 40(7): 48 − 54. doi: 10.12073/j.hjxb.2019400180

    Wang Wei, Wang Hao, Chen Hui, et al. Investigation on high speed laser-MIG hybrid welding process of 6N01S-T5 aluminum alloy[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2019, 40(7): 48 − 54. doi: 10.12073/j.hjxb.2019400180

    [4]

    Jiang Xunyan, Cheng Donghai, Chen Yiping, et al. The superplastic deformation of electron beam welded aluminum lithium alloy[J]. China Welding, 2018, 27(1): 41 − 45.

    [5]

    Zhang Yueying, Sun Daqian, Su Lei, et al. Effect of electrode morphology on steel/aluminum alloy joint[J]. China Welding, 2019, 28(1): 16 − 27.

    [6] 朱正行, 杨君仁, 倪纯珍. 钨极氦气保护电弧焊电弧行为的研究[J]. 焊接学报, 1984, 5(1): 37 − 42.

    Zhu Zhengxing, Yang Junren, Ni Chunzhen. Study on arc behavior of tungsten-helium shielded arc welding[J]. Transactions of the China Welding Institution, 1984, 5(1): 37 − 42.

    [7] Saurav Chakraborty, Suvankar Ganguly, Prabal Talukdar. Determination of optimal taper in continuous casting billet mould using thermo-mechanical models of mould and billetl[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2019, 270(8): 132-141.
    [8]

    Li W, Li J, Zhang Z, et al. Metal flow during friction stir welding of 7075-t651 aluminum alloy[J]. Experimental Mechanics, 2013, 53(9): 1573 − 1582. doi: 10.1007/s11340-013-9760-3

    [9]

    Meng X, Qin G, Zou Z. Sensitivity of driving forces on molten pool behavior and defect formation in high-speed gas tungsten arc welding[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2017, 107(4): 1119 − 1128.

    [10]

    Meng X, Qin G, Bai X, et al. Numerical analysis of undercut defect mechanism in high speed gas tungsten arc welding[J]. Journal of materials Processing Technology, 2016, 236(10): 225 − 234.

    [11]

    Mendez P F, Ramirez M A, Trapaga G, et al. Order-of-magnitude scaling of the cathode region in an axisymmetric transferred electric arc[J]. Metallurgical and Materials Transactions B, 2001, 32(3): 547 − 554. doi: 10.1007/s11663-001-0039-1

    [12]

    Mathieu Vermot des Roches, Aïmen E Gheribi, Patrice Chartrand. A versatile multicomponent database for the surface tension of liquid metals[J]. Calphad, 2019, 65(6): 326 − 339.

图(4)  /  表(2)
计量
  • 文章访问数:  362
  • HTML全文浏览量:  42
  • PDF下载量:  30
  • 被引次数: 0
出版历程
  • 收稿日期:  2020-11-19
  • 网络出版日期:  2021-12-22
  • 刊出日期:  2021-12-24

目录

/

返回文章
返回