高速GMAW焊道咬边缺陷的预测

图 4 和图 5 示出了焊接电流对焊道咬边的影响。可以看出， 当其他参数条件不变、焊接 电流由 300A 递减至 270A 时，咬边深度逐渐增大，也就是随焊接电流的降低咬边倾向增大。 这是因为在焊接速度较大的情况下，焊接电压不变，熔池宽度变化很小，但是随着焊接电流 的降低，熔敷金属量随之降低，导致咬边情况加剧。
度决定熔敷金属量的大小；而被焊材料上的熔池形状是根据上节的熔池模型数值计算出来 的。这就是说，熔池形状和熔敷金属量是最终影响咬边产生的直接原因。本文就是利用数值 模拟计算出的熔池形状结合液态金属表面形状的流体静力学原理来获得咬边焊道的预测结 果。
液态金属流体静力学模型与文献[1]中用到的相同，计算过程基本相同，但是本文直接根 据实际数值计算的熔池形状与液态金属的静力学模型相结合，不再将熔池横截面形状简化成 椭圆上的一段弧。图 3 是咬边焊道的预测结果，所对应的焊接工艺条件为：6 mm 厚低碳钢
半轴为（ a f , ar , bh , ch ），设前、后半椭球体内热输入的份额分别是 f f 、 f r 。可以写出前、
后半椭球体内的热流分布：
1国家自然科学基金资助项目 50675119 和高等学校博士学科点专项科研基金资助项目 20050422027。
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在高速 GMAW 过程中由于电流较大，熔滴过渡频率很大，呈射流过渡。熔滴相对于熔
池明显过热，本文将熔滴带入熔池的热焓量 Qvd 看作是平面分布在熔池表面，因此将其在表
面能量方程中作为附加热源项处理[10,11]，其大小有下式给出：
Qvd
=
4ρv⋅ ∆Hd π dw2
（3）
式中， ρ 为熔滴的密度， v 为单位时间的熔敷金属体积， dw 为焊丝的直径， ∆H d 为熔滴
x<0
（2）
式中，Q 是作用在焊件表面的总热量，a f , ar , bh , ch 为热源分布参数，与焊接工艺参数有关。
而热源分布参数又会影响到前、后半椭球体内热输入的份额 f f 、 f r ，其中 f f
= 2a f ar + a f
，
fr
=
2ar ar + a f
。
1.2 熔滴过渡带入熔池的热焓与冲击力
z (mm)
4 2 0 -2 -4 -6 -8 -16 -14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4
x (m m )
（a）熔池纵截面
z (mm) z (mm)
4
2
0
-2
-4
-6
-8
-4 -2
0
2
4
x (mm)
4
2
0
-2
-4
-6
-8 -4 -2 0 2 4 x (mm)
（b）尾部堆积横截面 （c）前端凹陷横截面 图 1 高速 GMAW 熔池形状
0 前言
由于熔化极气体保护电弧焊（GMAW）具有生产效率高、焊接质量好、生产成本低、 易于实现自动化等优点，在制造业得到了广泛应用。现代制造业面临激烈的市场竞争，迫切 需要大幅度提高生产效率。由于焊接是产品制造的重要环节，生产企业为了提高市场竞争力、 降低生产成本，就必须提高焊接速度。但是，焊接速度的提高会带来一些与常规速度焊接时 不同的问题，其中最主要的问题是焊缝成形差，出现焊道咬边的现象；焊接速度进一步提高 还会出现驼峰焊道 [1-7]。咬边的出现不仅影响焊缝外观，而且会在焊缝边缘造成严重的应力 集中，对焊接接头的可靠性有很大影响。研究发现，驼峰焊道也通常伴随着严重的咬边现象， 咬边的产生也会促进驼峰焊道的产生[8]。因此，通过对焊接过程中咬边产生倾向的预测，研 究焊接工艺参数对咬边的影响作用，掌握其产生规律，对于防止焊缝咬边缺陷和抑制驼峰焊 道的产生，大幅度提高焊接速度，有着十分重要的意义。
相接触线的受力情况，一个是气液界面与水平线的夹角 β ，称为液面角，另一个是熔合线 与水平线的夹角ϕ ，称为熔化角。在材料、表面状态、温度等条件一定时，固液相之间的接 触角θ 是一个定值，只有满足 β + ϕ = θ 这一约束条件时三相接触线才能达到平衡，也就是 不发生咬边的临界情况，如图 2 中实线所示。否则，根据 β + ϕ 和接触角θ 的关系，会出现
熔池表面的速度。
1.3 电弧压力的分布
在高速焊接过程中，电弧压力也相应地采用了双椭圆分布模式，其数学表达式为：
pa (x,
y)
=
Cµ0I 2 8πδ 2
exp
⎛ ⎜
−
⎝
3x2 b12
−
3y2 a2
⎞ ⎟, ⎠
x≥0
（5）
pa (x,
y)
=
Cµ0I 2 8πδ 2
exp
⎛ ⎜
−
⎝
3x2 b22
−
3y2 a2
冯雷等建立的平板堆焊时咬边产生机理的静力学模型[1]，将熔池横断面形状简化成椭圆 的一段弧，不但与实际情况有较大差距，而且无法将咬边的产生与焊接参数条件联系起来。 本文基于实际数值计算出的熔池形状，与咬边流体静力学模型[1]相结合，可较准确地预测咬 边的产生，并且将咬边的产生与焊接工艺参数联系起来。
本文采用 6mm 厚度的低碳钢板，在试验及模拟过程中均未出现熔透现象，因此以未熔
透表面变形进行研究。设熔池上表面形状函数为ϕ(x, y) ，焊接过程中某一时刻，应用能量
守恒原理来考察熔池液态金属，并且考虑到熔滴冲击力 pa 的影响，则 GMAW 焊接过程熔
池上表面变形的方程为[9]：
( ) ( ) ( ) pa + pd
2 基于熔池横断面形状的焊道咬边预测
本文考察对象为高速 GMAW 焊接熔池尾部堆积最高处的横截面。由于高速焊接时，熔 池尾部至电弧中心线较远，可忽略电弧压力对熔池尾部堆积区域的作用，主要考虑堆积金属 在表面张力和重力作用下的平衡条件。
如图 2 所示，假设熔敷金属首先铺展到焊趾部。这时，有两个角度值确定了焊趾部即三
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板，焊接电流 300A，电压 27V，焊接速度 1.35m/min，保护气氛 Ar92%和 CO28%。
4
本文计算结果
本文计算结果
文献[1]结果
2
文献[1]结果
2
z (mm) z (mm)
0
0 -2
-4
-6
-2
-8
-4
-2
0
2
4
x (mm)
2 x (mm)
和熔池液态金属的热焓差值。
在高速 GAMW 过程中，焊丝熔化形成的熔滴经过弧柱区获得动能，使其具有了一定的 动量，产生较大的冲击力作用于熔池表面，使熔池表面产生严重的凸凹变形。熔滴对熔池的
冲击力 Pd 按下列公式计算[11]：
Pd
=
4ρvvD
π
d
2 D
（4）
式中，ρ 为熔滴的密度，v 为单位时间的熔敷金属体积，dD 为熔滴的直径，ν D 为熔滴到达
两种情况：
（1） β + ϕ > θ ，则三相接触线所受合力的方向是向熔池外部的，液体将向外铺展，不
会形成咬边，如图 2(a)中虚线所示。
（2）β + ϕ < θ ，则三相接触线所受合力的方向是向熔池内部的,三相接触线将沿熔合线 向熔池内部移动，同时熔化的母材金属向中间聚集， β +ϕ 的值不断增大，直到满足 β + ϕ = θ 这一约束条件达到平衡，就会形成咬边，如图 2(b)中虚线所示。
y ( mm) y ( mm)
4
2
0
-2
-4
-6
-8
-4
-2
0
2
4
x (mm)
(a) I=300A
4
2
0
-2
-4
Байду номын сангаас
-6
-8
-4
-2
0
2
4
x (mm)
(b) I=290A
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y (mm) y (mm)
4
2
0
-2
-4
-6
-8 -4 -2 0 2 4
x (mm)
− ρgϕ − λ = −γ
1
+
ϕ
2 x
ϕ yy
− 2ϕ xϕ yϕ xy
+
1
+
ϕ
2 y
ϕ xx
1
+
ϕ
2 x
+
ϕ
2 y
32
（7）
式中， pa 是电弧压力； Pd 是熔滴冲击力； ρ 为熔滴的密度；γ 为液态金属的表面张力； g 是重力加速度； λ 是由拘束条件确定的一个常数，当 λ 取值合理时，由式计算出来的工件
图 1（a）、（b）、（c）分别是高速 GMAW 熔池的纵截面、尾部堆积最高点的横截面和前 端凹陷最低点的横截面。可以看到，由于焊接速度较高，熔池被拉长；拉长的熔池被明显分
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成前后两个部分，显示了高速 GMAW 过程中熔池的形态特点。单纯根据这一熔池形状，并 不能揭示咬边的产生现象。需要利用计算出得到的熔池尾部横截面的形状，结合液态金属流 体静力学模型，通过对约束条件的考察来建立咬边模型。
未全熔透时熔池上表面的变形才能满足拘束条件。
1.5 模拟计算的熔池形状
6mm 的低碳钢板，利用数值模拟计算，在适当的热源分布参数及电弧压力调节系数情 况下，获得了如图 1 所示的熔池形状（对应的工艺条件为：6 mm 厚低碳钢板，焊接电流 300A， 电压 27V，焊接速度 1.35m/min，保护气氛 92%Ar 和 8%CO2）。
(a) β + ϕ > θ
(b) β + ϕ < θ
图 2 液态金属在熔池边缘的运动趋势