0.   序言

高效焊接技术是当前焊接领域的主要研究方向之一^[1-2]，研究目的是焊接熔覆效率和焊接质量的提高. 共熔池双丝焊具有显著技术优势，以Tandem焊接方法为典型代表的双丝双弧焊接应用最广^[3-4]. 但由于焊接熔覆率与电弧电流正相关，高熔覆率和低热输入存在固有矛盾^[5]. Lu等人^[6]提出了旁路电弧，通过旁路电弧的分流作用解决了这个矛盾.耿正等人^[7-8]基于旁路电弧原理，在Tandem双丝焊接方法基础上开发了双丝三弧焊接方法(Tri-Arc 双丝焊)，使用与Tandem双丝电弧焊兼容的双丝焊枪，利用两根焊丝末端之间产生的M弧重新分配电弧热，实现高熔覆率的同时获得了更低的焊接热输入. 通过试验对比^[9]，验证了Tri-Arc双丝焊兼具旁路耦合电弧的优势，且比双丝MIG焊的热输入更低. 作为一种新型高效焊接方法，对Tri-Arc双丝焊的初步研究^[10-12]获得了不同工艺参数对电弧稳定性、焊接飞溅和焊缝成形的影响，初步探索了能够实现稳定焊接的工艺窗口. 在该方法的推广方面，研究人员^[13-15]将双丝三弧焊接方法应用于药芯焊丝焊接和铝合金焊接方面，获得了不同情形下的双丝三弧形态，以及M弧对电弧形态、熔滴过渡及焊缝成形的影响, 认为M弧在重新分配热输入的同时也带来了电弧干扰，打破了熔滴受力平衡.

上述研究默认M弧在两个焊丝末端之间产生，不作用于熔池，但Zhong等人^[16]在试验中多次观察到两侧焊丝与母材间同时形成电弧的情况. 该文明确“Γ”形电弧的形成机理和热输入调控机制，进一步通过改变焊丝末端间距提高“Γ”形电弧的作用时长，分析焊丝末端距离变化对焊接热输入和焊缝形态的影响，为工艺优化和设备改进提供参考.

1.   试验方法

1.1   试验系统搭建

Tri-Arc双丝焊接试验系统如图1所示.焊枪随工作台z轴上下运动，焊接工件在x-y平面移动. 图像—信号采集系统由高速摄像机及镜头附件(窄带滤光片及减光镜)、氙灯背光源、3台电流—电压传感器、同步触发器、装有采集卡的计算机及配套软件组成，温度采集使用VCHDh 880型红外热像仪.

图  1  Tri-Arc双丝焊试验系统

Figure  1.  Tri-Arc dual wire welding test system

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Tri-Arc双丝焊接电源基本原理及试验信号采集点如图2所示.

图  2  Tri-Arc双丝焊设备原理

Figure  2.  Principle of the Tri-Arc dual wire welding equipment. (a) schematic diagram of circuit principle; (b) the waveform of current

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以图2(a)中焊丝L_L指向焊丝L_R为M弧电流正方向，考虑采集信号采集极少为零的情况，结合图2(b)，理论上完整周期内3支电弧的电流可表示为

式中：I_L，I_R，I_M分别为如图2(a)电路中左弧A_L、右弧A_R，和M弧A_M的理论电流；I₁，I₂，I₃分别为图2(a)电路中测量点位得到的电流值.

1.2   试验材料及方法

利用上述试验系统采用直流反接接法进行平板堆焊，工件为200 mm × 60 mm × 6 mm 的Q235钢板，焊材为THQ50-C型实心碳钢焊丝，直径1.2 mm，保护气为80%Ar + 20%CO₂混合气，气体流量15 L/min + 15 L/min，其余参数见表1，其中焊丝L_L和焊丝L_R送丝速度均为6 m/min.

表  1  焊接试验工艺参数

Table  1.  Parameters of welding test

主弧电压 U / V	M弧电流 I / A	送丝速度 vf / (m·min−1)	焊接速度 v / (mm·s−1)
32	60	6	14
脉冲频率 f / Hz	占空比 k(%)	焊枪高度 H / mm	导电嘴长度 l / mm
120	50	18	30

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信号采样频率20000 Hz，同步触发高速摄像，拍摄速度4000 帧/s，根据式(1)对试验原始数据进行处理，获取各电弧实际电流，观察和分析电弧形态. 如图3所示，通过抬升工作台z轴的方式减小焊丝末端间距.

图  3  焊枪抬升示意图

Figure  3.  Schematic diagram of welding torch lifting

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同时更换更长的导电嘴和水冷喷头，确保起弧条件不变，即焊枪高度H、焊前焊丝伸出长度L₀、保护气不变的前提下使A点到工件的距离H_c更小，根据几何关系焊前焊丝末端距离d₀为

式中：H为焊枪高度； H_c为双丝延长线交点到工件上表面距离；θ为焊丝夹角；L₀为焊前焊丝伸出长度；r为焊丝半径. 距离变化量$ \Delta {d_0} $可由抬升距离H_z表示，即

在保证焊枪高度H为18 mm，焊前焊丝伸出长度L₀为13 mm的基础上，抬升z轴更换导电嘴从而减小焊前焊丝末端距离，根据试验系统工作台z轴坐标确定准确的抬升距离$H_{\rm{z}} $，结合式(3)和式(2)，计算获得焊前焊丝末端距离d₀，如表2.

表  2  焊前焊丝末端距离变化

Table  2.  Changes in wire end distance before welding

试验组	导电嘴长度 l/mm	焊枪抬升距离 Hz/mm	焊前末端距离 d0/mm
0	30	0	7.04
1	32	1.96	6.28
2	34	3.93	5.51
3	35	4.91	5.13
4	30	0	5.13

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2.   结果与讨论

2.1   Tri-Arc双丝焊电弧形态及信号特征

选取1个周期的电弧图像如图4所示，当t = 890.5 ms和t = 894.75 ms时刻电弧切换后，两侧焊丝末端都存在电弧，两侧电弧由熔池区域通过的电流连接，电弧整体表现为“μ”形.L弧和R弧持续燃烧过程中，两根焊丝之间产生了M弧，与主电弧耦合后表现为如891 ms和895.25 ms时刻的“Γ”形和其镜像形态. 焊接过程中采集到的电流信号如图5所示.按照式(1)对其进行处理得到Tri-Arc双丝焊理论电弧电流波形，如图6所示. 式(1)依据Tri-Arc双丝焊接工作原理获得，未考虑实际焊接过程中出现“μ”形及其镜像形态电弧的情况，因此图6仅能表示 “Γ”形电弧及其镜像形态时的电弧电流. “μ”形电弧时，L弧和R弧的电流可直接由图5中的I₁和I₂表示. 将图4中不同电弧形态简化如图7所示.图7(a)阶段，总体电弧形态近似“μ”形，右侧电弧电流约为60 A，电弧刚直性较差，在反向电流的左侧电弧对其具有排斥作用，导致其向右偏转. 与此同时，电弧因熔滴振荡而不定向漂移，这与图4中890.5 ms时刻的电弧形态相对应. M弧导电通道为A→B→D→C的近似“U”形区域，通过的路径长度增加. 弧长的增加意味着电弧向外部空间散热的表面积增加，M弧将自动寻找最短的导电通道以保持散热量最小，电场强度最低的状态. 当熔滴振荡减少了焊丝末端距离时，电弧形态从图7(a)的“μ”形向图7(b)的“Γ”形过渡，即右侧电弧阳极区向左侧电弧阴极区靠近，$ \rm{D}^{\prime} $区域由主弧阴极区向阳极区爬升，最终形成A→$\rm{D}^{\prime}$→C导电通道与左侧主电弧耦合表现为“Γ”形电弧形态. 随着IGBT开关组的切换，电弧形态向镜像“μ”形过渡如图7(c)所示，主电弧切换至右侧，然后电弧形态经过上述过程过渡到如图7(d)所示的镜像“Γ”形. 熔滴振荡不利于Tri-Arc 双丝焊中的电弧的稳定性，但同时会改变焊丝末端实际距离，为“Γ”形耦合电弧形态的形成创造条件.

图  4  Tri-Arc双丝焊的电弧形态

Figure  4.  Arc Shape of the Tri-Arc dual wire Welding

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图  5  Tri-arc双丝焊电流信号采集

Figure  5.  Current signal acquisition of Tri-Arc dual wire welding

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图  6  Tri-arc双丝焊电流信号处理结果

Figure  6.  current signal processing results of Tri-Arc dual wire welding

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图  7  Tri-arc双丝焊电弧形态简图

Figure  7.  Arc shape diagram of Tri-Arc dual wire welding. (a) "μ" -shape; (b) "Γ"-shape; (c) mirror image of "μ" -shape; (d) mirror image of "Γ"-shape

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2.2   Tri-Arc双丝焊不同电弧形态下的热输入

单个周期不同形态电弧电流值如表3所示. 图7(b)、图7(d)对应的“Γ”形耦合电弧及其镜像形态下， M弧起分流作用，不作用于熔池，使熔丝电流大于母材电流. 图7(a)、图7(c)对应的“μ”形电弧及其镜像形态下，M弧无法在两个焊丝末端间产生.

表  3  不同形态下的电弧电流值

Table  3.  Arc current for different arc shapes

电弧形态	L弧电流IL/A	R弧电流IR/A	M弧电流IM/A
“μ”形	I1	I2(I3)	—
“Γ”形	I1−I3	—	I3
镜像“μ”形	I1(I3)	I2	—
镜像“Γ”形	—	I2−I3	I3

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在4种电弧状态下，非主弧侧焊丝在M弧作用下处于预热状态. M弧的分流和预热效果相叠加，在提高熔覆率的同时降低了Tri-Arc双丝焊过程中母材的热输入. 以前半个周期为例，如图7(a)和图7(b)所示的两种形态电弧通过焊丝的电流相同，焊丝熔化速率基本相同. 如果忽略飞溅等因素，那么Tri-Arc双丝焊电弧形态下熔覆率基本相同.“μ”形电弧形态下，熔池热输入功率${P_{{\text{mp}\text{μ }}}}$可近似表示为

式中：${P_{\mathrm{K} \text{μ} \mathrm{L}}}$为L弧阴极热功率；${P_{\mathrm{A} \text{μ} \mathrm{R}}}$为R弧阳极热热功率；$U_{\mathrm{K} \text{μ} \mathrm{L}}$为L弧阴极压降；${U_{\mathrm{A} \text{μ} \mathrm{R}}}$为R弧阳极压降；$f_\text{μ}\left(I_{\mathrm{L}}\right)$为L弧阴极区散热损失；$ {g_{\text{μ }}}{\text{(}}{I_{\text{R}}}{\text{)}} $为R弧阳极获得的热量.“Γ”形电弧形态下，熔池热输入功率${P_{{\text{mp}}}}_{{\Gamma }}$可近似表示为

式中：${P_{{\text{K}\Gamma\text{L}}}}$为L弧阴极热功率；${U_{{\text{K}\Gamma\text{L}}}}$为L弧阴极压降； $ {f_\Gamma }{\text{(}}{I_{\text{1}}}-{I_{\text{3}}}{\text{)}} $为L弧阴极区散热损失.半周期内熔池热输入Q_mp可表示为

式中：${t_ \text{μ} }$为前半周期内“μ”形电弧持续时长；$ {t_\Gamma } $为前半周期内“Γ”形电弧持续时长.

比较式(4)和式(5)，显然“Γ”形电弧更能实现电弧热输入分配，熔池热输入随着耦合电弧以“Γ”形电弧形态出现的增多而不断降低.

2.3   促进“Γ”形耦合电弧产生的方法

熔滴振荡促进“Γ”形电弧形成的根本原因是振荡过程改变了焊丝末端间距. 为促进“Γ”形耦合电弧的产生，可更换图3所示焊枪结构中的导电嘴，以提高工作台$z $轴高度的方式，减小焊前焊丝末端距离d₀，具体数值如表2所示. 各组试验中，不同焊丝末端间距下“Γ”形电弧形态如图8(a)所示，10T₀内平均时长统计如图8(b)所示. 对比试验组0、试验组1和试验组2可知，“Γ”形电弧持续的时间随焊丝末端间距减小而延长. 然而，在导电嘴长度从34 mm增加到35 mm时，统计的“Γ”形电弧作用时间并没有明显增加.原因是熔滴振荡具有一定的随机性，熔滴振荡虽然能为电弧从“μ”形转变为“Γ”形态创造条件，但是可能会增加焊丝末端的实际距离，破坏“Γ”形电弧，因而焊接过程中必然存在持续一定时间的“μ”形电弧.

图  8  不同焊丝末端间距下的“Γ”形电弧

Figure  8.  "Γ" shaped arc under different wire ends distance. (a) arc shaped; (b) the duration of arc action within 10T₀

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图9为焊前末端距离d₀为5.13 mm、导电嘴长度为35 mm的试验组3前半周期电弧形态，对比图4的电弧形态，半周期内“Γ”形电弧形成更快，持续作用时时间由0.75 ms增加到3.25 ms. 结合图8(b)可以确定，抬升焊枪的同时更换长度更长的导电嘴可直接促进“Γ”形耦合电弧的产生. 如果仅抬升图3中的z轴高度而不更换导电嘴，那么增加焊枪高度H，依然能减小焊丝末端距离d₀. 虽然试验组4的部分周期内“Γ”形电弧出现时长相对试验组0有大幅度提高，但是其电弧易中断，焊接过程不稳定. 原因是在焊接工程中，随着焊枪高度的增加，焊丝干伸长增加，熔化速度增加，熔丝与送丝的平衡被打破. 为保持焊接过程稳定，可以加快送丝速度或降低主电弧电压及M弧电流. 但熔覆率也将随之变化，不便在相同熔覆率的前提下进行对比，该文不做深入讨论，总之可以确定的是，降低焊丝末端间距是促进“Γ”形耦合电弧产生的有效措施.

图  9  试验组3前半周期电弧形态

Figure  9.  The arc shape of the first half cycle in test No.3

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2.4   “Γ”形耦合电弧占比提高的影响

使用红外热像仪采集不同焊丝末端间距熔池温度随时间的变化，采样区域R在软件界面如图10(a)所示，熄弧后R区最高温度T_max随时间t变化的曲线如图10(b)所示.电弧熄灭后R区温度瞬间降低. 由于保护气滞后，R区在气流作用下继续降温，停止送气后R区最高温度先升高再逐渐冷却. 由图10(b)可知，随着焊前焊丝末端距离减小，R区峰值温度降低，这是由于焊接过程中更易形成 “Γ”形电弧，“μ”形电弧持续时间降低，更好的实现了Tri-Arc双丝焊中M弧的分流作用，电弧对熔池的热输入降低. 不同焊前焊丝末端间距对应的焊缝成形如图11所示.对图11(a)焊缝截面特征尺寸的测量结果如图11(b)所示，焊缝宽高比随末端间距减小而减小. 这是由于热输入降低，熔池表面张力变大，凝固速率提高，焊缝宽度减小而焊缝余高增加. 熔深减小的原因是“Γ”形电弧占比提高，主电弧电流小于“μ”形电弧，电弧压力降低，电弧对熔池的挖掘作用减弱.

图  10  不同焊丝末端间距熔池最高温度

Figure  10.  Maximum temperature in the molten pool area with different distances between wire ends. (a) infrared temperature measurement sampling area of the molten pool; (b) profile of the highest temperature of the molten pool in the sampling area

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图  11  不同焊丝末端间距下的焊缝成形

Figure  11.  Weld under different wire ends distance. (a) weld morphology and cross-section; (b) weld bead width-to-height ratios and weld penetration

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3.   结论

(1) Tri-Arc双丝焊接电弧主电弧在两支焊丝之间切换，全周期内电弧表现为包含L弧、R弧同时存在的“μ”形双弧形态和“μ”形镜像形态，以及单侧主电弧与M弧耦合的“Γ”形电弧和“Γ”形镜像形态. 当电弧表现为“μ”形态及其镜像形态时，M弧未在两个焊丝末端之间产生.

(2)熔滴振荡会使焊丝末端最小距离变小，促进电弧从“μ”形转变为“Γ”形电弧，以及从“μ”形的镜像形态转变为“Γ”形电弧镜像形态.

(3) “Γ”形电弧及其镜像形态更能发挥Tri-Arc双丝焊中M弧的热输入调节作用.

(4)抬升焊枪同时增加导电嘴长度可以减小焊丝末端距离，提高“Γ”形及其镜像形态电弧作用的时长，从而降低Tri-Arc双丝焊接热输入，熔池最高温度随之降低，焊缝宽高比和熔透深度均呈现减小趋势.