Melt flow and thermal transfer of welding pool during static magnetic field supported deep-penetration laser beam welding of 5056 aluminum alloy
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摘要: 针对外加稳恒磁场条件下6 mm厚度5056铝合金激光深熔焊接过程，建立了热场—流场—电磁场耦合熔池瞬态动力学数值模型，求解了特定时刻温度场、速度场与电磁场分布，建立了熔池沿不同方向的Peclet数模型，分析了不同磁场感应强度对熔池流动与传热行为的影响. 结果表明，稳恒磁场条件下熔池中产生显著的哈特曼效应，表现为液态金属Marangoni对流减弱，流速降低，热对流机制对熔池形貌的贡献减弱，使得熔池沿焊接方向长度明显收缩，固—液界面曲率减小；同时，磁控熔池表面及内部出现热迟滞效应，表现为液相峰值温度升高，温度梯度增大，热扩散速率提高，熔池的局部尺寸得以增大. 铝合金磁控激光深熔焊过程焊缝形貌的变化是哈特曼效应与热迟滞效应共同作用的结果.Abstract: The transient thermo-flow-electromagnetic dynamic numerical model was proposed for the simulation of deep-penetration laser beam welding of 6 mm thick 5056 aluminum alloy under an external static magnetic field. The transient temperature, velocity and electromagnetic fields were calculated and the modeling of Peclet number within the welding pool was conducted. The influence of varying magnetic flux densities on molten flow and thermal transfer behavior was analyzed. The results shown that, significant Hartmann effect could be induced in the weld pool with static magnetic field aligned, resulting in Marangoni convection compression, melt flow deceleration and intensity reduction of thermal convection. Accordingly, the weld pool length contracted along the welding direction, and the solid-liquid interface became less curved. Meanwhile, the thermal hysteresis effect occurred at weld pool surface and inside. The local molten metal was heated and the temperature gradient was increased, leading to the increase of thermal diffusion rate and local extension of weld pool dimensions. The variations of seam profile in magnetically supported laser beam welding attributed to the synthetic actions of Hartmann effect and thermal hysteresis.
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0. 序言
激光深熔焊接技术具有高能量密度与低热输入特性，能够提高焊缝深宽比，减小热影响区宽度，细化晶粒组织，改善结构应力与变形，且易于实现自动化生产，是铝合金熔化焊工艺的未来发展方向之一[1-2]. 目前，板厚在5 mm以下的铝合金激光焊接设备工艺已具备较高的技术成熟度，相应的焊接结构及零部件正逐步应用于航空航天、轨道车辆、汽车等领域. 随着铝合金板厚或熔深的增加，受材料状态属性及工艺适应性影响，一方面，激光深熔焊接过程熔池动力学稳定性较差，容易产生显著的飞溅、表面驼峰、焊道不均匀等缺陷[3-4]；另一方面，在强烈的热毛细对流作用下，熔池内部能量向表面迁移形成高曲率熔合线，导致显著的残余应力集中[5]. 这些问题严重削弱了焊接接头的成形质量，降低了结构力学性能及服役寿命.
采用稳恒磁场辅助激光焊接(magnetic supported laser beam welding, MSLBW)工艺，利用磁场与磁流体介质之间的电磁扰动效应，能够有效调控熔池动力学行为，改善热流分布，从而提高熔池稳定性，优化熔池形貌，改善焊缝成形与性能. 近年来，国内外广泛开展了铝合金中厚板稳恒磁控激光深熔焊接工艺试验研究，取得了一系列成果. Kern等人[6]利用外加0.1 ~ 0.3 T横向稳恒磁场产生的哈特曼效应解决了6110铝合金高速CO2激光焊表面驼峰问题，从而提高了焊接速度阈值. Bachmann等人[7]开展了大厚度AlMg3合金磁控激光深熔焊试验，发现焊缝成形均匀性提高，表面熔宽减小，截面形貌由高脚杯状转变为倒锥形，降低了应力集中倾向，但焊缝熔深未出现明显变化. Rong等人[8]通过测量能量分布曲线发现15 ~ 30 mT磁场作用下熔池底部出现能量迟滞现象，增大了焊缝熔深与根部宽度. Cao等人[9]指出磁控条件下2A12铝合金激光焊接接头熔深与腰宽有所增加，熔合线内侧柱状晶区变宽，接头显微硬度与抗拉强度有不同程度的提高.
为了动态再现磁控激光焊接过程，解释焊缝成形机理，相关学者开展了多物理场耦合建模与仿真研究. Gatzen等人[10]基于简化匙孔模型与磁流体模型模拟了同轴稳恒磁场作用下铝合金焊接熔池动力学行为，揭示了哈特曼效应的影响机理及规律. Bachmann等人[11]基于COMSOL平台建立了三维稳态热—流—电磁耦合模型，模拟了AlMg3合金磁控激光深熔焊接过程，发现液态金属对流强度明显减弱，熔池表面尺寸减小. Chen等人[12-13]开展了12 mm厚度5A06铝合金磁控激光熔透焊接过程建模仿真，分析了熔池能量再分布及动力学阈值效应，阐明了不同磁场方向的作用规律，有效预测了焊缝形貌转变.
目前，磁控激光深熔焊接过程数值模拟研究缺乏针对熔池关键流体力学特征量的建模、计算与分析，稳恒磁场作用下熔池流动与传热行为对熔池形貌的耦合作用机制有待深入研究，磁场对焊缝形貌尺寸的影响规律有待进一步明确.
以焊接制造领域广泛使用的5系Al-Mg合金为研究对象，以建模仿真结合工艺试验为研究方法，建立热—流—电磁耦合有限体积模型，开展铝合金稳恒磁控激光深熔焊接数值模拟，分析熔池温度、速度值及速度流线分布规律. 在此基础上构建焊接熔池Peclet数模型，定量分析稳恒磁场对熔池传热行为特征的影响规律，从而深入揭示不同磁感应强度下熔池形貌演变机理，为科学指导磁控工艺参数定制及优化提供参考依据.
1. 试验方法
试验所采用的焊接母材为5056-T6铝合金，化学成分如表1所示. 板材规格为100 mm × 100 mm × 6 mm.
表 1 5056-T6 铝合金化学成分 (质量分数, %)Table 1. Chemical compositions of 5056-T6 aluminumMg Si Cu Fe Cr Zn Mn Al 4.6 0.25 0.10 0.40 0.20 0.09 0.10 余量 为了消除坡口、间隙等因素对焊缝成形的不确定性影响，采用自熔方式代替常规的对接形式. 焊接设备采用Trudisc-4001型碟片激光器配合六轴行走机构，最大输出功率为4 kW，激光波长为1.03 μm，焦点处光斑直径为0.5 mm. 焊接工装采用自研弱磁损工装平台，磁场源为NdFeB柱形永磁体，单件直径60 mm，厚度10 mm，装于平台背侧，形成纵向磁场分布. 采用特斯拉计测量试板上、下表面的磁感应强度. 工艺试验参数如表2所示.
表 2 稳恒磁控激光焊接工艺参数Table 2. Critical parameters of static MSLBW试验编号 激光功率P/kW 焊接速度u0/(m·s−1) 磁感应强度B0/T 1 3.8 0.02 0 2 3.8 0.02 0.18 ~ 0.23 3 3.8 0.02 0.24 ~ 0.30 焊接完成后，通过线切割、打磨、抛光、Keller试剂腐蚀等工序制备焊缝横截面金相试样，采用MR-5000型金相显微镜拍摄并获取焊缝宏观形貌.
2. 数值建模方法
2.1 控制方程
所建立的数学模型包含连续性方程、N-S方程、能量守恒方程与磁扩散方程. 其中，N-S方程与能量方程源项中分别考虑了洛伦兹力与焦耳热项，其形式为[7]
$$\rho \frac{{\partial {{u}}}}{{\partial t}} + \rho \nabla \cdot \left( {{{uu}}} \right) = - \nabla p + \eta \nabla \cdot \left( {\nabla {{u}} + {{\left( {\nabla {{u}}} \right)}^{\rm{T}} }} \right) + {{f}}$$ (1) 式中：ρ为密度；u为速度场；t为时间；p为压力；η为动力粘度系数；f为动量源项.
$$ \begin{split} {{f}} = - \rho {{g}} + \rho {{g}}\beta \left( {T - {T_{\rm{l}}}} \right) - K\dfrac{{{{\left( {1 - \alpha } \right)}^2}}}{{{\alpha ^3} + c}}\left( {{{u}} - {{{u}}_0}} \right)+ {{{{J}}}}\times {{{{B}}}} \\[-7pt] \end{split} $$ (2) 式中：g为重力加速度；β为热膨胀系数；T为温度；Tl为液相线温度；α为液相体积分数；u0为焊接速度；J为电流密度；B为磁感应强度；K，c分别为Darcy阻力系数与修正系数.
$$\frac{\partial }{{\partial t}}\left( {\rho h} \right) + \nabla \cdot \left( {\rho h{{u}}} \right) = \nabla \cdot \left( {k\nabla T} \right) + {S_{\rm{h}}}$$ (3) 式中：h为混合焓；k为热导率；Sh为能量源项.
$${S_{\rm{h}}} = \frac{1}{\sigma }{{{{J}}}} \cdot {{{{J}}}}$$ (4) 式中：σ为电导率.
为了求解电流密度与磁感应强度，需要对熔池流体介质的速度场与电磁场进行耦合求解，此处基于电磁感应法推导了适用于稳恒磁场及导电流体介质的磁扩散方程，其形式为[12]
$$ \begin{split} & \dfrac{{\partial {{b}}}}{{\partial t}} - \left( {{{{B}}_{{0}}} \cdot \nabla } \right){{u}} - \left( {{{b}} \cdot \nabla } \right){{u}} = \\ &\dfrac{1}{{\mu \sigma }}{\nabla ^2}{{b}} - \left( {{{u}} \cdot \nabla } \right){{{B}}_{{0}}} - \left( {{{u}} \cdot \nabla } \right){{b}} \end{split} $$ (5) 式中：B0为初始磁感应强度场；b为诱导磁感应场；μ为磁导率. 熔池的动生电流密度计算公式为
$${{J}} = \frac{1}{\mu }\nabla \cdot\left( {{{{B}}_{{0}}} +{{b}}} \right)$$ (6) 2.2 计算域及边界条件
如图1所示，采取热源固定，流体流动的方式建立1/2对称计算域模型，尺寸为10 mm × 6 mm × 4 mm. 为提高建模效率，采用预设匙孔热源模型[10-12]作为焊接热源，即假设匙孔从焊接开始已处于稳定状态，其尺寸、位置不再发生改变，匙孔为圆台形，上、下端直径分别为0.5，0.2 mm，壁面温度恒定为母材沸点. 采用六面体网格单元对计算域进行空间离散，最小单元尺寸为0.1 mm，计算域网格单元数量为242 818个，节点数量为255 577个.
计算域上、下壁面考虑了由温度梯度及表面张力导致的Marangoni剪切力，热边界条件考虑了对流换热与辐射换热，其形式为[13]
$$\eta \frac{{\partial u}}{{\partial {{{\textit{z}}}}}} = \frac{{\partial \gamma }}{{\partial T}}\frac{{\partial T}}{{\partial x}},\eta \frac{{\partial v}}{{\partial {\textit{z}}}} = \frac{{\partial \gamma }}{{\partial T}}\frac{{\partial T}}{{\partial y}}$$ (7) 式中：u，v为x，y方向的速度分量；γ为表面张力系数.
$$ - k\frac{{\partial T}}{{\partial {{n}}}} = h\left( {T - {T_0}} \right) + \varepsilon {\sigma _{\rm{s}}}\left( {{T^4} - T_0^4} \right)$$ (8) 式中：n为外法向量；T0为环境温度；ε为发射率；σs为Stefan-Boltzmann常数.
除对称面外，其余壁面均为电绝缘条件，其电磁场量分布遵循
$${{n}} \cdot {{E}} = 0$$ (9) $${{t}} \cdot {{B}} = 0$$ (10) 式中：E为电场；t为界面的切向向量.
2.3 材料参数
采用JMatPro软件计算不同温度下的5056-T6铝合金材料热物理性能参数，部分结果如表3所示，表3中的Tl表示液相线温度下材料的热物理性能参数.
表 3 5056-T6铝合金的热物理性能参数Table 3. Thermo-physical properties of 5056-T6 aluminum alloy密度
ρ/(kg·m−3)固相线
Ts/K液相线
Tl/K沸点
Tv /K热导率(Tl)
k/(W·m−1·K−1)比热(Tl)
Cp/(J·kg−1·K−1)动力粘度
η/(Pa·s)电导率(Tl)
σ/(S·m−1)磁导率(Tl)
μ/(H·m−1)2648 850 936 2 700 69 1 181 1.45 × 10−3 3.87 × 106 1.26 × 106 2.4 模型校核
模型校核阶段采用的工艺参数均与试验一致. 基于Fluent 16.0仿真平台对自定义标量、源项、材料参数等进行子程序开发，求解铝合金稳恒磁控激光焊接动力学过程. 图2为计算获得B0 = 0以及B0 = 0.24 ~ 0.3 T对应的熔池轮廓与实际焊缝形貌对比.
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图 2 模拟的熔池轮廓与焊缝截面形貌对比Figure 2. Comparison between simulated weld pool profile and weld cross-section morphology. (a) B0 = 0; (b) B0 = 0.24 ~ 0.3 T由图2可知，不同磁控条件下右侧计算得到的熔池在yz平面投影的固相线与左侧焊缝截面熔合线基本对称，两者在表面及靠近根部的熔宽值十分接近，表明所建立的数值模型及模拟结果具有较好的合理性与准确性.
3. 结果与讨论
3.1 熔池温度与速度分布
采用+y方向匀强稳恒磁场条件开展进一步的仿真求解分析. 图3为0，0.3，0.6 T磁感应强度作用下5056铝合金激光深熔焊接过程温度场与速度场计算结果，模拟时长为80 ms. 预设匙孔模型条件下，熔池的最高温度均为2 700 K. 由图3a和图3d表明，无外加磁场条件下的熔池表面尺寸较大，根部尺寸较小，在匙孔后侧形成了高曲率的固-液界面 (固相线Ts). 熔池近表面为热毛细剪切力形成的液相速度场分布，最大速度值为6.71 m/s. 在熔池中部，液相主要受热浮力驱动，流速小于0.1 m/s. 此外，熔池底部可观察斜向上的速度分布，为液相绕过匙孔根部狭窄区域产生的加速效应. 如图3b和图3e所示，在磁感应强度B0 = 0.3 T稳恒磁控作用下，熔池等温线分布均匀性提高，熔池表面长度减小，固-液界面曲率降低；液相Marangoni对流强度减弱，熔池深处x方向流动特征减小，最大流速降低至6.4 m/s，哈特曼效应表现为对液相的制动作用，即电磁制动效应[11]. 如图3c和图3f所示，随着B0增大至0.6 T，熔池沿x方向进一步收缩，而1/4熔深处熔池长度有所增加，使得固相线曲率显著下降. 液态金属的Marangoni环流显著削弱，未观察到明显的回流特征，最大速度值为5.8 m/s. 与熔池长度相比，熔池表面宽度随磁感应强度的变化并不显著.
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图 3 5056铝合金稳恒磁控激光焊接过程温度与速度分布Figure 3. Temperature and velocity distributions during static MSLBW process of 5056. (a) B0,+y = 0, temperature; (b) B0,+y = 0.3 T, temperature; (c) B0,+y = 0.6 T, temperature; (d) B0,+y = 0, velocity magnitude; (e) B0,+y = 0.3 T, velocity magnitude; (f) B0,+y = 0.6 T, velocity magnitude沿计算域A-B路径分别提取了熔池温度与速度值曲线，如图4所示. 在稳恒磁场条件下，由于熔池沿x方向长度明显收缩，匙孔后侧相同位置出现了不同程度的升温现象，在x = 0.005 m处，温度差值分别为110 K (0.3 T)，193 K (0.6 T). 该结果反映了磁控激光焊接的热迟滞效应不仅发生在熔池底部[9]，而是普遍存在于熔池表面及内部. 热迟滞效应不仅改变了熔池特定方向的尺寸，同时提高了局部温度梯度，从而将影响熔池凝固条件及枝晶演化过程并最终改变焊缝的晶粒组织形态.
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图 4 磁控激光焊接熔池上表面温度与速度值一维分布Figure 4. 1-D distributions of temperature and velocity magnitude on top surface of weld pool during MSLBW. (a) temperature—x coordinate curve; (b) velocity magnitude—x coordinate curve磁控熔池的速度场变化较温度场更为显著. 无磁场条件下，匙孔后侧的液态金属在热毛细剪切力作用下沿+x方向加速流动，并在液相线前侧达到速度峰值，之后在固—液转变区间大幅减速. 为了提高计算收敛性采用了较小的Darcy阻尼系数(K=105)，因此固相线处的速度值尚未减小至流体入口速度水平(0.02 m/s). 在y方向稳恒磁场作用下，熔池洛伦兹力与热毛细力平行反向，导致匙孔后侧液相驱动力减小，液相流动的加速区间缩短，最大流速分别降低了20.6%，38.2%.
与熔池中后侧相比，匙孔周围的温度与速度分布变化很小，其原因为该区域熔池较为狭窄，液相受电磁制动的时间较短，磁场对表面熔宽的影响有限.
3.2 焊接熔池Peclet数建模
如前文所述，铝合金稳恒磁控激光焊接过程会同时产生哈特曼效应与热迟滞效应，前者通过抑制液态金属流动降低了热对流强度；后者增大了熔池局部温度梯度，从而提高了热扩散效率. 这两种效应对熔池形貌的作用效果完全相反，且普遍出现在熔池内部同一区域，这给磁控焊缝形貌分析带来一定困难. 为此，开展针对焊接熔池的Peclet数建模与计算，深入分析磁控焊接熔池传热行为.
Peclet数 (Peclet number, Pe) 用以表征传热过程中对流与扩散机制的相对重要性，其数学形式为
$$Pe = {Re} \cdot Pr = \frac{{\rho {{\tilde u}_{\rm{i}}}{L_{\rm{i}}}}}{\eta } \cdot \frac{{\eta {C_p}}}{k} = \frac{{{{\tilde u}_{\rm{i}}}{L_{\rm{i}}}}}{\lambda }$$ (11) 式中：Re为Reynolds数；Pr为Prandtl数；
${{\tilde u}_{\rm{i}}}$ 为特征速度；Li为特征长度；$\lambda $ 为热扩散系数.$$ \lambda =\frac{k}{\rho {C}_{P}}$$ (12) 由于所采用的预设匙孔模型在描述熔深变化方面存在局限性，故暂不开展熔池y方向Peclet数建模与计算. 在半熔宽法的基础上，采用熔池投影-几何近似法计算焊接熔池沿x，z方向特征长度.
$${L_{{x}}} = \frac{{4{S_{y{\textit{z}}}}}}{{{C_{y{\textit{z}}}}}} = \frac{{{W_{\rm{p}}}{H_{\rm{p}}}}}{{{W_{\rm{p}}} + {H_{\rm{p}}}}}$$ (13) $${L_{\textit{z}}} = \frac{{4{S_{xy}}}}{{{C_{xy}}}} = \frac{{{L_{\rm{p}}}{H_{\rm{p}}}}}{{{L_{\rm{p}}} + {H_{\rm{p}}}}}$$ (14) 式中：S，C分别近似后的矩形流体通道截面积与周长；Wp，Hp，Lp分别为熔池宽度、深度与长度.
熔池的特征速度为液相速度分量的绝对值. 其中，
${\tilde u_x}$ 的提取位置为x = 0.005 m与对称面交线，${\tilde u_{\textit{z}}}$ 的提取位置为平面x = 0.003 m与z = 0.003 2 m交线. 自上表面y = 0.006 m沿−y方向间隔0.001 m进行等距提取. 不同磁控条件下铝合金激光焊接熔池的特征长度与特征速度值计算结果见表4. x方向Peclet数计算点位置坐标为P1 (0.005, 0.006, 0), P2 (0.005, 0.005, 0)，P3 (0.005, 0.004, 0)，P4 (0.005, 0.003, 0)；z方向Peclet数计算点位置坐标为P5 (0.003, 0.006, 0.003 2)， P6 (0.003, 0.005, 0.003 2)，P7 (0.003, 0.004, 0)，P8 (0.003, 0.003, 0.003 2).表 4 稳恒磁控激光焊接熔池特征长度与特征速度Table 4. Characteristic length and characteristic velocity of welding pool during static MSLBW process初始磁感应强度
B0,+y / Tx方向特征长度
Lx/mmz方向特征长度
Lz/mmx方向特征速度${\tilde u_x}$/(m·s−1) z方向特征速度${\tilde u_{\textit{z}}}$/(m·s−1) P1 P2 P3 P4 P5 P6 P7 P8 0 1.344 1.489 0.547 0.030 0.064 0.048 0.567 0.021 0.027 0.023 0.3 1.371 1.511 0.478 0.022 0.049 0.024 0.553 0.017 0.026 0.022 0.6 1.366 1.487 0.397 0.066 0.058 0.021 0.510 0.015 0.023 0.023 3.3 磁控焊接熔池传热分析
基于上述模型，分别对不同磁控条件下的熔池不同高度沿x与z向的Peclet数进行计算，结果如图5所示.
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图 5 磁控激光焊接熔池Peclet数分布Figure 5. Peclet number distributions of weld pool during MSLBW. (a) Peclet number distribution in x direction; (b) Peclet number distribution in z direction由图5a可知，在未施加磁场条件下，熔池表面为Marangoni高速环流区域，其x方向Pe = 23，表明传热方式主要以热对流为主，熔池形貌受流场影响显著. 在施加0.3，0.6 T稳恒磁场时，Pe值分别减小了10.9%，26.1%，即热对流相对强度持续降低. 随着熔池沿−y方向深入，Peclet数值迅速降低到4以下，热对流对熔池传热的贡献大幅减弱，可以观察到在y = 0.005 m (P2)处0.6 T磁场对应的Pe有所增大，表明热扩散的相对作用增强，使得该位置熔池长度增加，从而降低了不同高度熔池尺寸的差异. 与x方向相比，稳恒磁场对熔池沿z方向的传热特征影响较小. 磁感应强度为0.3 T时，熔池表面的Pe无明显变化；随着B0的增加，哈特曼效应对z方向液相流动的影响逐渐显著，Pe值由23.8减小至21.8，熔池表面熔宽开始出现收缩趋势. 可以预见的是，随着B0的进一步提高，熔宽的变化将十分明显. 然而，0.6 T以上的磁场在试验环境中较难获得，故此处未开展进一步分析. 在P6～P8位置，不同磁控条件下熔池沿z向的Pe值均在1附近，表明热对流与热扩散强度相当，如图5b所示.
4. 结论
(1) 基于预设匙孔建立的热—流—电磁耦合数值模型，能够较为准确地模拟稳恒磁控条件下铝合金激光深熔焊接动力学过程及熔池形貌.
(2) 在纵向稳恒磁场作用下，熔池近表面产生显著的哈特曼效应，液相Marangoni对流强度大幅减弱，流速降低，热对流强度下降，该效应在一定范围内与磁感应强度成正相关.
(3) 稳恒磁场导致的热迟滞效应普遍存在于熔池表面及内部，表现为局部温度升高，温度梯度增大. 在热扩散系数不变前提下，热扩散机制对熔池传热的贡献增加.
(4) 铝合金稳恒磁控激光焊接熔池及焊缝形貌是哈特曼效应与热迟滞效应综合作用的结果，总体表现为熔池表面长度明显减小，近表面尺寸增加，固—液界面曲率降低.
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图 2 模拟的熔池轮廓与焊缝截面形貌对比
Figure 2. Comparison between simulated weld pool profile and weld cross-section morphology. (a) B0 = 0; (b) B0 = 0.24 ~ 0.3 T
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图 3 5056铝合金稳恒磁控激光焊接过程温度与速度分布
Figure 3. Temperature and velocity distributions during static MSLBW process of 5056. (a) B0,+y = 0, temperature; (b) B0,+y = 0.3 T, temperature; (c) B0,+y = 0.6 T, temperature; (d) B0,+y = 0, velocity magnitude; (e) B0,+y = 0.3 T, velocity magnitude; (f) B0,+y = 0.6 T, velocity magnitude
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图 4 磁控激光焊接熔池上表面温度与速度值一维分布
Figure 4. 1-D distributions of temperature and velocity magnitude on top surface of weld pool during MSLBW. (a) temperature—x coordinate curve; (b) velocity magnitude—x coordinate curve
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图 5 磁控激光焊接熔池Peclet数分布
Figure 5. Peclet number distributions of weld pool during MSLBW. (a) Peclet number distribution in x direction; (b) Peclet number distribution in z direction
表 1 5056-T6 铝合金化学成分 (质量分数, %)
Table 1 Chemical compositions of 5056-T6 aluminum
Mg Si Cu Fe Cr Zn Mn Al 4.6 0.25 0.10 0.40 0.20 0.09 0.10 余量 
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表 2 稳恒磁控激光焊接工艺参数
Table 2 Critical parameters of static MSLBW
试验编号 激光功率P/kW 焊接速度u0/(m·s−1) 磁感应强度B0/T 1 3.8 0.02 0 2 3.8 0.02 0.18 ~ 0.23 3 3.8 0.02 0.24 ~ 0.30
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表 3 5056-T6铝合金的热物理性能参数
Table 3 Thermo-physical properties of 5056-T6 aluminum alloy
密度
ρ/(kg·m−3)固相线
Ts/K液相线
Tl/K沸点
Tv /K热导率(Tl)
k/(W·m−1·K−1)比热(Tl)
Cp/(J·kg−1·K−1)动力粘度
η/(Pa·s)电导率(Tl)
σ/(S·m−1)磁导率(Tl)
μ/(H·m−1)2648 850 936 2 700 69 1 181 1.45 × 10−3 3.87 × 106 1.26 × 106
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表 4 稳恒磁控激光焊接熔池特征长度与特征速度
Table 4 Characteristic length and characteristic velocity of welding pool during static MSLBW process
初始磁感应强度
B0,+y / Tx方向特征长度
Lx/mmz方向特征长度
Lz/mmx方向特征速度 ${\tilde u_x}$ /(m·s−1)z方向特征速度 ${\tilde u_{\textit{z}}}$ /(m·s−1)P1 P2 P3 P4 P5 P6 P7 P8 0 1.344 1.489 0.547 0.030 0.064 0.048 0.567 0.021 0.027 0.023 0.3 1.371 1.511 0.478 0.022 0.049 0.024 0.553 0.017 0.026 0.022 0.6 1.366 1.487 0.397 0.066 0.058 0.021 0.510 0.015 0.023 0.023
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