Study on the dynamic behavior of molten pool in laser welding process
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摘要:
文中首先采用高速摄像在线监测系统对激光自熔焊、激光填丝焊熔池动态行为进行分析，并对焊缝成形进行对比分析，进一步采用数值模拟的方法对激光自熔焊、激光填丝焊填充金属作用下的焊接熔池动态行为进行对比分析.研究结果表明，激光自熔焊匙孔壁后方熔池表面附近出现由匙孔开口处向熔池尾部流动的情况，在匙孔开口后方出现了金属隆起，金属的隆起尺寸较大，激光自熔焊焊缝成形较差，表面有凹坑出现.激光填丝焊匙孔壁后方熔池表面出现由匙孔开口处向熔池尾部流动的情况，但在其下方出现由熔池尾部回流向匙孔的流动，虽然也会产生焊接飞溅，但焊接飞溅的尺寸相对较小，而且由于液态金属的填充作用，焊缝表面不易出现下凹的缺陷，焊缝成形良好.与激光自熔焊相比，液态熔滴进入熔池后，匙孔壁后方的熔体流动速度波动程度明显增大.
Abstract:In this paper, the dynamic behaviors of molten pool in autogenous laser welding and laser welding with filler wire were analyzed by high-speed camera online monitoring system, and the appearance of weld was compared and analyzed.The dynamic behaviors of molten pool under the action of autogenous laser welding and laser welding with filler wire were further analyzed by numerical simulation.The results showed that the surface of the molten pool behind the keyhole wall in autogenous laser welding, the flow from the keyhole opening to the tail of the molten pool occurred, and the metal bulge appeared behind the keyhole opening. The size of the metal bulge was large, and the weld formation in autogenous laser welding was poor, and there were pits on the surface.The surface melt of the molten pool behind the keyhole wall in laser welding with filler wire flowed from the keyhole opening to the tail of the molten pool. But under the surface of the molten pool there was a flow from the tail of the molten pool to the keyhole. Although welding spatter would also occur, the size of welding spatter was relatively small, and due to the filling effect of liquid metal, the weld surface was not easy to appear concave defects, and the weld was well formed. Compared with the autogenous laser welding, the fluctuation of melt flow velocity behind the keyhole wall increased significantly after the liquid droplet entered the molten pool.
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Keywords:
- laser welding /
- molten pool /
- keyhole /
- numerical simulation
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0. 序言
随着人们对石油天然气的需求急剧增加，长输管道工程已经成为继铁路、公路、航空和水运之后的第五大运输业[1].在石油和天然气的输送管道焊接施工过程中，采用窄间隙坡口可以减少焊丝填充量，降低热输入，具有热输入低、热影响区窄、热变形小、焊缝组织和性能好[2-4]等优点，可以满足管道工程高效率和高质量的要求.
管道施工时，在仰焊位置容易出现两种缺陷：一是由于坡口角度小，电弧难以对侧壁加热，容易出现侧壁未熔合缺陷；二是熔池在重力的影响下形成中间高两侧低的凸型焊缝，在多层多道焊接过程中，凸型的焊缝容易造成层间未熔合的缺陷[5-8].为了克服上述缺陷，徐望辉等人[9]分析了工艺参数对熔滴过渡的影响，研究了摆动参数对GMAW窄间隙焊接熔池成形的影响；王定洲等人[10]分析了焊接位置对熔滴过渡的影响，发现相同工艺条件下，随着焊接位置由平焊向仰焊变化，熔滴过渡频率逐渐降低，熔滴半径逐渐变大；Alireza等人[11]对管道全位置焊接过程中熔滴过渡规律进行了深入地研究，发现改变电流大小可以调节电弧力，抵消因重力的变化对熔滴过渡的影响，改善焊缝成形，但是单纯改变焊接电流会使焊接热输入发生变化，需要在焊接电流改变的同时改变焊接电压.
在管道窄间隙焊接过程中，焊接小车运动到仰焊位置时需要通过增加摆幅、压低焊枪、减小电流、降低焊接速度等工艺调整来保证侧壁熔合和良好的成形，各个参数的调整需要大量的工艺试验来确定，要依靠十分有经验的焊工，耗费人力物力.文中针对管道窄间隙仰焊位置成形差、缺陷多的问题，研究弧长修正系数、送丝速度、焊丝端部到工件的距离(contact tip to workpiece distance, CTWD)对熔滴过渡的影响规律，并分析这些参数影响熔滴过渡和焊缝成形的原因，为优化摆动电弧窄间隙仰焊的焊接工艺提供依据.
1. 试验方法
试验材料选用厚度为15 mm的Q235板材，试件规格400 mm × 40 mm × 15 mm，加工成16°坡口，坡口底部垫一个3 mm厚底板如图1所示，焊丝采用直径ϕ为1 mm的低合金钢焊丝，焊前对坡口侧壁、底板进行打磨，去除铁锈、有机物及杂质，焊枪内的保护气体为80%Ar + 20%CO2的富氩混合气，保护气体流量为15 L/min.
焊接电源采用福尼斯TPS 3200焊机，选择脉冲焊模式，焊接参数一元化调节，送丝机采用具有矫正功能的VR 7000送丝机，焊接过程中通过数据采集卡实时采集焊接电压和电流，通过高速摄像同步拍摄焊接电弧以及熔滴过渡的图像信息.高速摄像的采集帧数为4 000帧/s，图像处理均采用imageJ软件， 五点至六点钟位置焊接过程最不稳定，因此将工件摆放成与水平面成30°，焊接装置示意图如图2所示.
试验所用的焊接工艺参数为送丝速度5 ~ 7 m/min，摆动幅度 3 mm，焊接速度3.0 mm/s，侧停时间200 ms，摆动频率1.5 Hz，弧长修正系数−6 ~ + 6，试验过程中只对单一变量进行修改.
2. 试验结果与分析
2.1 弧长修正系数对熔滴过渡落点位置的影响
调节弧长修正系数就是在焊机专家系统允许的范围内调节电压，窄间隙坡口的面角度小，坡口侧壁与焊丝轴线几乎平行，当电压发生变化时，电弧的燃烧位置和熔滴过渡均表现出与焊接V形坡口时不同的特征.
如图3所示，当焊枪摆动到侧壁位置时，随着弧长修正系数的增加，电弧在坡口底部与侧壁交界处燃烧并逐渐向上爬升，直到弧长修正系数为3时电弧完全在侧壁处燃烧，此时电弧的位置较高，容易产生咬边现象，此时斑点压力在焊丝末端与焊枪所在侧壁之间产生，因此熔滴的过渡方向并不是沿着焊丝轴线，而是成一定的夹角向另一侧壁过渡，随着弧长修正系数的增加，斑点压力产生的位置越来越不稳定，因此熔滴的过渡方向也随弧长修正系数的增加逐渐偏离焊丝轴线，当弧长修正系数增加到6时，熔滴的过渡位置基本都在另一侧壁上，焊接过程十分不稳定.
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图 3 焊枪摆动到侧壁时弧长修正系数对电弧燃烧位置和熔滴过渡路径的影响Figure 3. Influence of arc length correction coefficient on arc combustion position and droplet transition path when welding torch swings to side wall. (a) influence on the arc combustion; (b) influence on the droplet transition为分析熔滴过渡落点的位置，以焊枪所在侧壁与坡口底部的交界处为原点，沿着坡口底部以远离焊枪所在侧壁的方向为正方向建立坐标系如图4所示：0 mm为焊枪所在侧壁与底板的交点处、3 mm为坡口中心位置、6 mm为另一侧壁与底板的交点处，当熔滴的过渡位置超过6 mm后将会过渡到另一侧侧壁上. 例如，图中a熔滴过渡的位置为2 mm处，b熔滴过渡到了对面侧壁上，在坐标轴上的位置为6.5 mm.
在不同弧长修正系数下进行试验，各记录20次熔滴过渡的落点位置，落点分布情况如图5所示，从图中可以看出，短路过渡条件下(修正系数为−6时)，熔滴将沿着焊丝轴向过渡到熔池中，熔滴落点的位置十分集中；弧长修正为−3时，熔滴的过渡位置靠近坡口中心，熔滴落点的范围也很小；弧长修正系数增加到0后，大量熔滴过渡到另一侧壁与坡口底部的交界处；弧长修正系数大于3之后，不仅熔滴落点的范围增大，而且开始有部分熔滴的过渡到另一侧壁上，熔滴过渡的方向变得越来越不可控.
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图 5 焊枪在侧壁时不同弧长修正系数下熔滴的过渡位置Figure 5. Transfer position of droplet under different arc length correction factors when the welding gun is on the side wall从上述分析可以看出，当弧长修正系数大于0时，窄间隙P-GMAW熔滴的落点位置难以控制，会影响焊缝成形，仰焊条件下，采用短弧焊接、短路过渡的方式更容易控制电弧形态和熔池形状，适当的增加弧压(例如，弧长修正系数增加到0)，可以形成稳定的滴状无飞溅过渡，但是会使熔滴偏离焊丝轴线，在坡口中心位置形成熔池.在重力作用下，熔池很难向两侧壁流动，很容易形成中间凸起的焊缝，增加焊后打磨的工作量.
2.2 熔滴受力分析及影响因素分析
2.2.1 熔滴受力分析
仰焊位置焊接，首先要实现熔滴到熔池的稳定过渡，熔滴所受的作用力主要有重力G、电磁力Fem、等离子流力Fa等.熔滴形成的初始阶段所受到的力如图6(a)所示，电磁力和重力均为阻碍熔滴过渡的力，等离子流力为促进熔滴过渡的力，熔滴形成中后期所受到的力如图6(b)所示，随着弧根角的增大，电磁力会转化为促进熔滴过渡的力.
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图 6 熔滴受力示意图Figure 6. Diagram of droplet stress.(a) stress in the initial forming stage of droplets；(b) stress in the middle and late stage of droplet formation熔滴在沿焊丝的轴线方向的重力的分力是阻碍熔滴过渡的力，由于该试验过程中工件与水平面成30°，其表达式为
$$ {F_{\rm{g}}} = \frac{4}{3}{\text{π}} {R^3}\rho g \cos \frac{{\text{π}} }{6} $$ (1) 式中：R为熔滴半径；
$\rho $ 为液态熔滴密度；g为重力加速度.忽略温度对熔滴密度的影响，假设其为恒定值，则熔滴所受的重力只与它的半径有关，熔滴越小，越有利于过渡.电磁力对熔滴过渡的影响与弧根角的大小以及焊接电流有关，计算公式如下
$$ {F_{{\rm{em}}}} = \frac{{{\mu _0}{I^2}}}{{4{\text{π}} }}\left[ {\ln \frac{{R\sin \theta }}{r} - \frac{1}{{1 - \cos \theta }} + \frac{2}{{1 - \cos \theta }}\ln \frac{2}{{1 + \cos \theta }}} \right] $$ (2) 式中：
$I$ 为焊接电流；$ {\mu_{\text{0}}} $ 为自由空间的磁导率；$\theta $ 为电弧弧根角；$r$ 为焊丝半径.如图7所示，脉冲初始阶段，弧根角较小、焊接电流较小，电磁力的计算结果为负，电磁力为阻碍熔滴过渡的力，熔滴不能脱离焊丝，随着焊接电流以及弧根角的增加，熔滴所受电磁力由阻碍熔滴过渡的力逐渐变为促进熔滴过渡的力.
等离子流力会促进熔滴过渡，其表达式为
$$ {F_{\rm{a}}} = 0.5{\text{π}} {v_{\rm{f}}}{\rho _{\rm{f}}}{R^2}{C_{\rm{d}}} $$ (3) 式中：
${v_{\rm{f}}}$ 为等离子流体速度；${\rho _{\rm{f}}}$ 为等离子流体密度；${C_{\rm{d}}}$ 为阻力系数.等离子流力始终为促进熔滴过渡的力，当焊接电流增大时，等离子流体速度增加，等离子流力增加，对熔滴的过渡有积极作用.2.2.2 送丝速度对熔滴过渡频率和直径的影响
在一元化调节模式下，调节送丝速度就是改变焊接电流的大小，不仅影响熔滴过渡频率，而且会影响熔滴直径大小.送丝速度改变时，熔滴过渡频率和熔滴直径的变化趋势如图8所示，从图8(a)和图8(b)可以看出，随着送丝速度的增加，熔滴过渡频率逐渐增大，熔滴直径逐渐减小；与焊枪在侧壁停留时相比，焊枪运动到坡口中心时的熔滴过渡频率较低，熔滴直径较大.
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图 8 送丝速度对过渡频率和熔滴直径的影响Figure 8. Influence of wire feeding speed on the transition frequenay and droplet diameter. (a) transition frequency; (b) droplet diameter一脉一滴的情况下，P-GMAW的熔滴过渡频率取决于脉冲频率如图9所示.观察送丝速度为5 m/min和7 m/min条件下，焊枪从左侧壁摆动到右侧壁过程中的脉冲频率情况(每10个脉冲计算一次均值)，如图9(a)所示.可以看出，坡口侧壁的脉冲频率高于中心位置的脉冲频率；送丝速度越大，脉冲频率越高，与熔滴过渡频率的变化趋势一致.这是由于TPS3200焊机通过调整脉冲频率来调整热输出，当送丝速度增加时，为了保证焊丝熔化速度与送丝速度平衡，焊机会提高脉冲频率，进而引起熔滴过渡频率升高；当送丝速度不变，焊枪摆动到侧壁时，电弧被压缩，焊机会通过提高脉冲频率来增加热输出，进而加快焊丝熔化，恢复弧长，也会造成熔滴过渡频率的升高.
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图 9 送丝速度对脉冲频率和熔滴获得的能量的影响Figure 9. Influence of wire feeding speed on the pulse frequeney and energy acquisition of moltem droplets. (a) pulse frequency; (b) energy gained by the droplet而熔滴直径的大小取决于每一个脉冲周期内焊丝获得的能量大小，一脉一滴条件下，一个脉冲周期内焊丝获得能量越多，焊丝熔化量越大，熔滴直径越大；反之则越小.一个脉冲周期内焊丝获得的能量计算式为
$$ E = \sum\limits_{t = a}^b {\eta {U_{\text{t}}}{I_{\text{t}}}t} $$ (4) 式中：a和b为单个脉冲周期的开始和结束的时间；
$\eta $ 为焊接输出能量提供给焊丝的百分比；$ {U_{\rm{t}}} $ 为焊接电压；$ {I_{\rm{t}}} $ 为焊接电流；$ t $ 为采样数据点的时间间隔.脉冲频率越高，基值时间越短，由于峰值时间保持恒定，因此当脉冲频率较高时，在一定的时间内，峰值时间占比大，焊机输出功率高，但是对于单个脉冲周期，由于基值时间的大幅缩短，该周期内的总能量减小，因此熔滴直径也就减小了，如图9(b)所示.熔滴的过渡频率和直径大小影响焊接熔池的稳定性.在焊接速度一定的条件下，增大送丝速度或者焊接电流，可以减小熔滴尺寸，有利于仰焊位置的熔滴过渡，但是会使焊层厚度增加、组织和性能降低，还会使基值时间减少、熔池过大，造成立焊位置熔池流淌等问题；减小送丝速度或焊接电流，可以增加基值时间，有利于立焊和仰焊位置的熔池稳定，降低焊层厚度，保证组织性能，但是会使熔滴尺寸增加，不利于仰焊位置熔滴过渡，甚至出现过渡失败的情况.
在工艺试验中，首先确定能够保证熔滴过渡的最小送丝速度，然后在平焊到立焊的焊接过程采用较高的焊接速度和送丝速度，获得较高的焊接效率.在立焊到仰焊的焊接过程降低送丝速度以保证熔池的稳定，降低焊接速度以维持焊层厚度一致，但是仰焊位置的送丝速度要能够保证熔滴的稳定过渡.
2.2.3 CTWD对熔滴过渡的影响
熔滴要克服重力运动到熔池，熔滴过渡的路径越短，越有利于熔滴的过渡，但是由于电弧的自调节作用，压低焊枪对于电弧长度的影响不大，对于缩短熔滴过渡路程的影响有限，但是压低焊枪可以减小熔滴直径，提高焊接电流，从而对熔滴过渡产生积极的影响.图10为CTWD由20 mm位置逐渐下降为10 mm过程的电流和电压曲线，图11为焊枪压低前后熔滴在开始形成到熔滴脱离焊丝所受电磁力，从图中可以看出熔滴开始形成阶段，熔滴所受的电磁力为阻碍熔滴过渡的力，压低焊枪后阻碍熔滴过渡的力有所降低，阻碍熔滴过渡的力的作用时间有所减少.随着焊枪的压低，电磁力转变为促进熔滴过渡的力，促进熔滴过渡的力有所提高，促进熔滴过渡的力的作用时间有所增加.并且由于焊接电流在侧壁时的变化较大，因此焊枪压低后，侧壁位置电磁力的增加幅度较大.
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图 10 CTWD变化前后电压电流Figure 10. Voltage and current change diagram before and after CTWD change由于熔滴过渡过程中熔滴的密度基本不变，所以熔滴所受的重力与熔滴直径直接相关.分别取焊枪压低前后焊枪在坡口中心以及侧壁各10个熔滴，计算熔滴直径的平均值，绘制成图12.从图中可以看出，随着CTWD的缩短，焊枪在侧壁以及坡口中心时熔滴直径减少，因此熔滴所受的重力减小，仰焊时重力为阻碍熔滴过渡的力，重力的减少有利于熔滴的过渡.
熔滴过渡行为由熔滴所受的合外力决定，作用在熔滴上的重力和等离子流力的数量级均小于电磁力，因此焊接过程中熔滴的过渡行为主要受电磁力的影响.熔滴脱离焊丝时所获得的初速度为
$$ V = \sqrt {\sum\limits_{{{t = c}}}^{{d}} {\frac{{2 {F_{{\textit{z}}{\text{t}}}} {{S}}}}{{{m_{\text{t}}}}}} } $$ (5) 式中：
${F_{{\rm{z}}{{t}}}}$ 为熔滴所受的合力；${m_{\text{t}}}$ 为熔滴的质量；${{S}}$ 为熔滴形成到脱离焊丝的位移；c，d分别为熔滴开始生成和熔滴脱离焊丝的时间.由于焊枪压低后，熔滴所受促进熔滴过渡的力增加，阻碍熔滴过渡的的力减少，且熔滴的质量有所所降低，因此熔滴可以获得较大的初速度，有利于熔滴过渡.在全位置焊接过程中，焊接专机运动到仰焊位置时，适当的压低焊枪，有利于熔滴过渡的完成.
3. 结论
(1) 在平焊到立焊的过程，适当地提高弧长修正系数可以获得稳定无飞溅电弧，增加对侧壁的热输入.但是进入仰焊位置后，应该降低弧长修正系数、采用短弧焊接，以有效控制熔滴的落点位置，保证良好的焊缝成形.
(2) 送丝速度越大，熔滴直径越小、过渡频率越高；相同的送丝速度下，焊枪在坡口中心的熔滴过渡直径大于焊枪在坡口侧壁时的熔滴过渡直径.工艺试验中需要确定能够保证熔滴在仰焊位置过渡的最小送丝速度.
(3) 电磁力促进熔滴过渡的时间随着CTWD的缩短逐渐增加，促进熔滴过渡的力峰值也有所提高；阻碍熔滴过渡的力随着CTWD的缩短有所降低，阻碍熔滴过渡的力的作用时间有所减少，降低焊枪有利于窄间隙仰焊的熔滴过渡.
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图 1 焊接系统示意图
Figure 1. Welding system diagram. (a) autogenous laser welding; (b) laser welding with filler wire
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图 2 激光填丝焊焊丝端部熔化成液态金属的示意图
Figure 2. Schematic diagram of welding wire end melting into liquid metal in laser wire welding with filler wire
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图 3 试验熔池图像与数值模拟熔池图像
Figure 3. Experimental weld pool image and numerical simulation weld pool image
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图 4 激光自熔焊熔池表面行为
Figure 4. Surface behavior of weld pool in autogenous laser welding. (a) t ms; (b) t + 8 ms; (c) t + 9 ms; (d) t + 10 ms
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图 5 激光填丝焊过程熔池表面波动状态图像
Figure 5. Molten pool surface fluctuation image in laser welding with filler wire. (a) t ms; (b) t + 8 ms; (c) t + 9 ms; (d) t + 10 ms
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图 6 激光自熔焊与激光填丝焊的焊缝表面成形
Figure 6. Weld surface forming of laser self fusion welding and laser welding with filler wire. (a) autogenous laser welding; (b) laser welding with filler wire
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图 7 激光自熔焊匙孔三维形貌
Figure 7. Three dimensional shape of keyhole in autogenous laser welding. (a) time step 2580; (b) time step 2600
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图 8 激光填丝焊液态金属填充过程的匙孔三维形貌
Figure 8. Three dimensional shape of keyhole in liquid metal filling process of laser welding with filler wire. (a) time step 2580; (b) time step 2600
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图 9 激光自熔焊-第2580时间步的速度流场及流速云图
Figure 9. Autogenous laser welding-velocity flow field and velocity contour at 2580 time step. (a) fluid flow; (b) cloud diagram of molten pool flow velocity
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图 10 激光自熔焊-第2600时间步的速度流场及流速云图
Figure 10. Autogenous laser welding-velocity flow field and velocity contour at 2600 time step. (a) fluid flow; (b) cloud diagram of molten pool flow velocity
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图 11 激光填丝焊液态金属填充过程-第2580时间步的速度流场及流速云图
Figure 11. Liquid metal filling process of laser welding with filler wire - velocity flow field and velocity contour at 2580 time step. (a) fluid flow; (b) cloud diagram of molten pool flow velocity
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图 12 激光填丝焊液态金属填充过程-第2600时间步的速度流场及流速云图
Figure 12. Liquid metal filling process of laser welding with filler wire-velocity flow field and velocity contour at 2600 time step. (a) fluid flow; (b) cloud diagram of molten pool flow velocity
表 1 6056铝合金热物理性能参数
Table 1 Thermophysical property parameters of 6056 aluminum alloy
固相密度$ {\rho _s} $/(kg·m−3) 液相密度$ {\rho _l} $/(kg·m−3) 固相线温度$ {T_s} $/K 液相线温度$ {T_L} $/K 气相线温度$ {T_v} $/K 熔化潜热$ {L_m} $/(J·kg−1) 2 720 2 590 860 917 2 740 $ 9.87 \times 10^{5} $ 蒸发潜热$ {L_v} $/(J·kg−1) 热膨胀系数$ {\beta _k} $/(K−1) 传热系数$ {h_c} $/(W ·K−1·m−2) 发射率$ \varepsilon $ 环境温度$ {T_{ref}} $/K $ 108 \times 10^{7} $ $1.92 \times 10^{-5}$ 15 0.08 300 
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