Effect of wire feeding angle and wire feeding mode on the formation of single-track laser wire deposition layer
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摘要:
为了研究旁轴激光熔丝增材制造过程中，焊丝送入熔池的方位对沉积层成形的影响，进行了不同送丝角度和送丝方式下的单道激光熔丝沉积试验，分析对比了沉积层的层宽、层高、表面粗糙度、截面形貌和基板熔深随送丝角度和送丝方式的变化规律. 结果表明，旁轴送丝的送丝角度和送丝方式对激光熔丝单道沉积层的成形都有一定影响，且送丝方式大于送丝角度对沉积层尺寸和形状的影响； 随着送丝角度的增大，3种送丝方式的基板熔深都逐渐减小，前置送丝和后置送丝沉积层的层宽逐渐减小，层高逐渐增大，而侧置送丝沉积层的层宽、层高和表面粗糙度则变化较小；前置送丝和后置送丝沉积层的截面形状呈对称的圆弧形，侧置送丝沉积层的截面形状不对称，最高点偏向焊丝一侧.
Abstract:In order to study the influence of the direction of the welding wire into the molten pool on the formation of the deposited layer during the laser additive manufacturing by paraxial wire feeding, single-track laser wire deposition tests were carried out under different wire feeding angles and wire feeding modes. The variation of layer width, layer height, surface roughness, cross-sectional morphology and substrate fusion depth of deposited layer with wire feeding angle and wire feeding mode was analyzed. The results show that the wire feeding angle and wire feeding mode of paraxial wire feeding influence the formation of single-track laser deposited layer, and the effect of wire feeding mode on the size and shape of deposited layer is greater than that of wire feeding angle. With the increase of wire feeding angle, all the substrate fusion depth decreases gradually, the layer width of front feeding and back feeding decreases gradually, the layer height of deposited layer increases gradually, however, the layer width, layer height and surface roughness of side feeding change little. The cross-section shape of front feeding and back feeding deposited layer is symmetrical and circular, while the cross-section shape of side feeding deposited layer is asymmetrical and the highest point is biased towards the wire side. The layer width and substrate fusion depth of front feeding are larger and the layer height is smaller, while the layer width and substrate fusion depth of the back feeding are smaller and the layer height is larger.
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0. 序言
作为金属制造业中常见的焊接方法，熔化极气体保护焊(gas metal arc welding，GMAW) 工艺具有成本低、适应性强、操作简单、易实现自动化等优点. 随着现代制造业市场的竞争日趋激烈，为提高焊接生产效率，大幅提高GMAW焊接速度的需求也越来越迫切[1-3]. 由文献[4]可知，焊接速度的提高总是伴随焊接电流的增大，以确保焊接过程中单位距离内的热输入量充足. 但是，当焊接速度或焊接电流高于某一临界值时，GMAW会产生驼峰焊缝等缺陷[5-7]，严重制约了焊接生产效率的进一步提高. 因此，如何采取有效措施来抑制驼峰焊缝的产生，消除其对GMAW焊接速度提高的有害影响成为近年来的研究热点.
深入理解驼峰焊缝的形成机制，是抑制其产生的前提条件. 对此，科研工作者提出了大量的理论模型来解释驼峰焊缝的形成机理[8-12]. 其中，Nguyen等人[12]提出的熔池壁面流理论被广大学者广泛接受. 该理论认为，熔池中由电弧压力和熔滴冲击力作用下产生的动量很大的后向液体流是高速GMAW形成驼峰焊缝的主要原因. 杨战利等人[13]利用上坡焊和下坡焊试验对该理论进行了焊接试验验证. Chen等人[14]通过研究焊接速度和焊接电流两项主要工艺参数与驼峰焊缝形成之间的关系进一步验证了这一理论的合理性. 基于此，科研工作者采取一系列技术措施来抑制驼峰焊缝的产生.Zähr等人[15]通过数值模拟发现，TIG焊过程中选用合适的保护气氛可显著抑制驼峰焊缝的产生，并进行了试验验证；陈焕名等人[16]通过调整焊接电源的电流波形改善了高速CO2焊的焊缝成形质量；Wu等人[17]通过有限元模拟来阐述双丝焊工艺在高速焊接过程中抑制驼峰焊缝的机理；Meng等人[18]采用TIG-MAG复合焊工艺，对2和2.5 mm厚的低碳钢分别实现4.5和3.5 m/min的焊接速度，且焊缝外观质量良好；王林等人[19]通过外加横向磁场利用熔池中竖直向下的电流分量与外加横向磁场相互作用产生指向熔池前方的洛伦磁力，对熔池中后向液体流起到抑制作用，从而抑制驼峰焊缝的产生.
虽然科研工作者在高速GMAW驼峰焊缝的形成机理和抑制技术方面作了大量研究工作，但主要针对的是平向焊接过程，而对竖向高速GMAW焊接过程中驼峰焊缝的研究报道甚少.
文中用自主研发的爬壁机器人研究竖向高速GMAW焊接过程，分析驼峰焊缝的形成机理，并研究焊接速度和焊接电流对驼峰焊缝形貌的影响规律，以期为寻找抑制竖向高速GMAW驼峰焊缝产生的技术措施提供理论基础.
1. 试验方法
试验选用Q235B钢作为母材，尺寸为800 mm × 100 mm × 5 mm，选用ER50-6焊丝作为焊接材料，直径为1.0 mm. 两者化学成分如表1所示. 爬壁机器人焊接工艺参数如表2所示.爬壁机器人由广东省智能制造研究所自主开发，与控制柜、GMAW焊机、焊缝追踪系统和焊接平台组成爬壁机器人焊接试验平台，如图1所示. 该平台能够获得不同焊接速度(0 ~ 12 000 mm/min)，可实现竖直平面上水平、垂直以及曲线焊接.
在焊接试验过程中，爬壁机器人进行立向上焊，如图2所示. 图中v为焊接速度，H为焊枪到钢板距离，θ为焊丝与母材法向线的夹角. 此外，利用加装滤光片的高速摄像机对竖向高速GMAW焊接过程进行视觉检测，实时获得不同时刻的熔池图像.
表 1 试验材料的化学成分(质量分数, %)Table 1. Chemical compositions of materials材料 C Mn Si Cu P S Fe Q235B 0.18 1.27 0.32 — 0.04 0.04 余量 ER50-6 0.14 1.65 0.87 0.2 0.02 0.02 余量 表 2 爬壁机器人焊接工艺参数Table 2. Welding parameters of wall-climbing robot焊接方式 焊接速度 v/(mm·min−1) 焊接电流 I/A 保护气体 保护气流量 Q/(L·min−1) 堆焊 120 ~ 2 100 100 ~ 250 82%Ar + 18%CO2 15 2. 试验结果与讨论
2.1 竖向高速GMAW驼峰焊缝的形成
图3为焊接电流为100 A时，不同焊接速度下竖向高速GMAW焊缝的成形情况. 在焊接速度为120 ~ 360 mm/min 时，焊缝成形良好，如图3a ~ 图3c所示；在焊接速度为480 mm/min时，焊缝成形连续，但开始出现形成驼峰焊缝的趋势，如图3d所示；当焊接速度升高到600 mm/min时，形成驼峰焊缝，如图3e所示. 由此可见，焊接电流一定时，焊接速度增加到某一临界值时，竖向高速GMAW会形成驼峰焊缝.
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图 3 不同焊接速度下竖向高速GMAW焊缝Figure 3. Welds of vertical high-speed GMAW with different welding speeds.(a) 120 mm/min; (b) 240 mm/min; (c) 360 mm/min; (d) 480 mm/min; (e) 600 mm/min图4为焊接电流为100 ~ 150 A、焊接速度为120 ~ 600 mm/min范围内的竖向高速GMAW驼峰焊缝形成分布图. O表示未形成驼峰焊缝，× 表示形成驼峰焊缝. 由图4可知，当焊接电流为100，110，120，130和140 A时，形成驼峰焊缝的临界焊接速度分别为600，480，360，360和240 mm/min；当焊接速度为120，240，360和480 mm/min时，形成驼峰焊缝的临界焊接电流分别为150，140，120和110 A. 因此，在进行竖向高速GMAW时，随着焊接电流的增加，形成驼峰焊缝的临界焊接速度不断减小；同样，随着焊接速度的增加，形成驼峰焊缝的临界焊接电流也不断减小.
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图 4 竖向高速GMAW驼峰焊缝形成分布Figure 4. Distribution diagram of forming humping bead of vertical high-speed GMAW2.2 竖向高速GMAW驼峰焊缝的形成机理
图5为焊接电流200 A、焊接速度1 200 mm/min恒定值时竖向高速GMAW驼峰焊缝正视图和侧视图. 从图5a可以看出，竖向高速GMAW驼峰焊缝沿焊接方向呈现规则的、周期性的波峰和波谷交替分布. 从图5b可以看出，竖向高速GMAW驼峰焊缝的驼峰有向焊接反方向下坠的趋势.
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图 5 竖向高速GMAW驼峰焊缝Figure 5. Humping bead of vertical high-speed GMAW.(a) front elevation；(b) side elevation通过高速摄像机实时观测竖向高速GMAW驼峰焊缝的形成过程，图6为开始焊接后2.8，3.0，3.2和3.4 s实时高速摄影图像. 从图6可以看出，电弧压力、熔滴冲击力和重力三者同时作用促使过渡到熔池的熔滴和熔化的母材形成动量很大的后向液体流，朝熔池尾部流动，并在熔池后部堆积，出现隆起，如图6a和6b所示. 同时，电弧向前运动，液体流通道被拉长并率先凝固，形成驼峰焊缝的谷底，如图6c所示. 凝固的谷底阻止了液态金属继续向后流动，隆起部分开始凝固，形成驼峰焊缝的波峰. 刚凝固的谷底紧靠新的熔池尾部，液态金属重新在该处堆积. 周而复始，呈周期性的驼峰焊缝形成，如图6d所示. 同时，在重力作用下，竖向高速GMAW驼峰出现下坠现象.因此，在进行竖向高速GMAW时，熔池中由电弧压力、熔滴冲击力和重力作用下产生的动量很大的后向液体流是形成驼峰焊缝的主要原因.
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图 6 竖向高速GMAW驼峰焊缝高速摄影图像Figure 6. High-speed photographic image of humping bead of vertical high-speed GMAW. (a) 2.8 s；(b) 3.0 s；(c) 3.2 s；(b) 3.4 s2.3 焊接速度和焊接电流对驼峰焊缝形貌的影响
图7为焊接电流200 A恒定值时不同焊接速度下竖向高速GMAW驼峰焊缝形貌. 经测量，各焊缝的驼峰间距、驼峰高度及焊缝宽度如表3所示.
表 3 不同焊接速度下竖向高速GMAW驼峰焊缝相关尺寸Table 3. Related dimensions of humping bead of vertical high-speed GMAW with different welding speeds焊接速度v/(mm·min−1) 驼峰间距
S/mm驼峰高度
H/mm焊缝宽度
W/mm600 金属液下淌 金属液下淌 6.52 900 16.12 4.70 5.65 1 200 14.92 4.45 5.20 1 500 13.84 3.48 4.67 1 800 12.81 2.78 4.16 2 100 12.60 2.53 3.88 ![]()
图 7 不同焊接速度下竖向高速GMAW驼峰焊缝Figure 7. Humping beads of vertical high-speed GMAW with different welding speeds. (a) 600 mm/min；(b) 900 mm/min；(c) 1 200 mm/min；(d) 1 500 mm/min；(e) 1 800 mm/min；(f) 2 100 mm/min图8为焊接速度对竖向高速GMAW驼峰焊缝形貌的影响规律. 在焊接电流不变的情况下，随着焊接速度的提高，竖向高速GMAW驼峰焊缝的驼峰间距和驼峰高度呈现出先稳定减小后缓慢减小的趋势，如图8a和图8b所示；而焊缝宽度则平稳减小，如图8c所示. 此外，在焊接速度较小时，金属液出现熔滴下淌现象.
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图 8 焊接速度对竖向高速GMAW驼峰焊缝形貌影响规律Figure 8. Effects of welding speed on the morphology of humping bead of vertical GMAW.(a) humping spacing; (b) humping height; (c) bead width图9为焊接速度1 200 mm/min恒定值时不同焊接电流下竖向高速GMAW驼峰焊缝形貌. 经测量，各焊缝的驼峰间距、驼峰高度及焊缝宽度如表4所示.
表 4 不同焊接电流下竖向高速GMAW驼峰焊缝相关尺寸Table 4. Related dimensions of humping bead of vertical high-speed GMAW with different welding currents焊接电流
I/A驼峰间距
S/mm驼峰高度
H/mm焊缝宽度
W/mm150 11.27 2.48 3.93 175 12.28 2.91 4.17 200 14.92 4.45 5.20 225 14.67 4.45 6.27 250 金属液下淌 金属液下淌 7.10 ![]()
图 9 不同焊接电流下竖向高速GMAW驼峰焊缝Figure 9. Humping beads of vertical high-speed GMAW with different welding currents.(a) 150 A；(b) 175 A；(c) 200 A；(d) 225 A；(e) 250 A图10为焊接电流对竖向高速GMAW驼峰焊缝形貌的影响规律. 在焊接速度不变的情况下，随焊接电流增加，竖向高速GMAW驼峰焊缝的驼峰间距先增加后减小，如图10a所示；驼峰高度则是先增加后不变，如图10b所示；而焊缝宽度则稳定增加，如图10c所示. 此外，在焊接电流较大时，熔滴金属液出现下淌现象.
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图 10 焊接电流对竖向高速GMAW驼峰焊缝形貌影响规律Figure 10. Effects of welding speed on the morphology of humping bead of vertical high-speed GMAW. (a) humping spacing; (b) humping height; (c) bead width对于驼峰间距和驼峰高度的变化，当焊接速度提高时，驼峰产生的频率变大、周期变短，驼峰间距与驼峰高度逐渐下降；随着焊接电流的增大，电弧压力和熔滴冲击力增大，产生的后向液体流动量增大，尾部金属液更易积聚，使驼峰产生的频率减小、周期变长，从而导致驼峰间距和驼峰高度不断增加，增加到一定程度后，在重力的作用下驼峰开始下坠，驼峰间距和驼峰高度相应下降，甚至出现金属液下淌现象.
对于焊缝宽度稳定的变化，主要与焊接过程中电弧单位距离热输入的变化有关. 由文献[4]可知，电弧单位距离热输入E为
$$ E = {\rm{ \eta }}UI/v $$ (1) 式中：η为效率；U为电弧电压；I为焊接电流；v为焊接速度.
由式(1)可知，随着焊接速度的稳定增加，单位距离热输入稳定减小，焊缝宽度则稳定减小；相应地，随着焊接电流的稳定增加，单位距离热输入稳定增加，焊缝宽度则稳定增加.
3. 结论
(1) 当焊接速度或焊接电流增加到某一临界值时，竖向GMAW会形成驼峰焊缝. 随着焊接电流的增加，形成驼峰焊缝的临界焊接速度不断减小；同样，随着焊接速度的增加，形成驼峰焊缝的临界焊接电流也在不断减小.
(2) 熔池中由电弧压力、熔滴冲击力和重力作用下产生的动量很大的后向液体流是形成驼峰焊缝的主要原因.
(3) 焊接速度和焊接电流显著影响驼峰焊缝形貌. 当焊接电流不变时，随焊接速度提高，驼峰焊缝的驼峰间距和驼峰高度先稳定减小后缓慢减小；而焊缝宽度则稳定减小. 当焊接速度不变时，随焊接电流增加，驼峰焊缝的驼峰间距先增加后减小，驼峰高度则是先增加后不变；而焊缝宽度则稳定增加. 此外，焊接速度过小或焊接电流过大均出现金属液下淌现象.
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图 1 不同送丝方式的激光束与焊丝相对位置
Figure 1. Relative position of laser beam and the welding wire in different wire feeding modes. (a) front wire feeding; (b) rear wire feeding; (c) side wire feeding
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图 2 不同送丝方式沉积层层宽和层高随送丝角度的变化
Figure 2. Variation of layer width and layer height with wire feeding angle under different wire feeding modes. (a) layer width; (b) layer height
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图 3 不同送丝方式和送丝角度下各沉积层的截面形貌
Figure 3. Cross-sectional morphology of each deposition layer under different wire feeding modes and wire feeding angles
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图 4 不同送丝方式沉积层基板熔深随送丝角度的变化
Figure 4. Variation of substrate fusion depth for each deposited layer with wire feeding angle under different wire feeding modes
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图 5 不同送丝方式沉积层表面粗糙度随送丝角度的变化
Figure 5. Variation of surface roughness of deposited layer with wire feeding angle under different wire feeding modes
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图 6 激光熔丝增材制造工作原理及能量转化示意图
Figure 6. Schematic diagram of working principle and energy conversion principle of laser wire deposition process
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图 7 不同送丝方式下的熔池表面流动示意图
Figure 7. Schematic diagram of melt pool surface flow under different wire feeding modes . (a) front wire feeding; (b) rear wire feeding; (c) side wire feeding
表 1 不同送丝方式送丝角度对沉积层的层宽与层高的影响误差
Table 1 Error of layer width and layer height affected by wire feeding angle under different wire feeding modes
送丝方式 送丝角度影响层宽的误差 送丝角度影响层高的误差 层宽平均值
wa1/mm层宽最大误差
Δwm1/mm相对误差
δw1(%)层高平均值
ha1/mm层高最大误差
Δhm1/mm相对误差
δh1(%)前置 1.98 0.11 5.56 0.60 0.045 7.50 侧置 1.78 0.03 1.69 0.64 0.017 2.66 后置 1.63 0.16 9.82 0.68 0.073 10.74 
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表 2 不同送丝角度下送丝方式对沉积层的层宽与层高的影响误差
Table 2 Error of layer width and layer height affected by wire feeding mode at different wire feeding angles
送丝角度
θ/(°)送丝方式影响层宽的误差 送丝方式影响层高的误差 层宽平均值
wa2/mm层宽最大误差
Δwm2/mm相对误差
δw2(%)层高平均值
ha2/mm层高最大误差
Δhm2/mm相对误差
δh2(%)25 1.84 0.29 15.76 0.62 0.063 10.16 45 1.81 0.36 19.89 0.64 0.081 12.66 60 1.79 0.37 20.67 0.65 0.094 14.46 75 1.75 0.35 20.00 0.66 0.091 13.79
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