孙咸

摘要：综述了涉及焊接冶金反应的埋弧焊熔滴过渡形态特征。结果表明，埋弧焊空腔中发生了一系列冶金反应，其中渗Si、Mn增氧反应对熔滴过渡主导力有一定影响。渣壁过渡形态是埋弧焊熔滴的主导过渡形态（含粗熔滴渣壁过渡和“鞭尾”形渣壁过渡形态）。埋弧焊冶金反应与熔滴过渡形态间的关系，取决于熔滴过渡的力学条件。能改善过渡形态的添加物是SiO2和TiO2，恶化熔滴过渡的是CaF2。焊接工艺参数影响中，焊接电流的影响很强烈，电弧电压的影响多为焊接电流的间接影响;电源极性和焊剂碱度有可能使熔滴增氧、细化熔滴，但不至于改变熔滴的渣壁过渡形态。

关键词：冶金反应;渣壁过渡;熔滴过渡主导力;埋弧焊;电弧空腔

中图分类号：TG401; TG403; TG445   文献标志码：A  文章编号：1001-2003（2020）09-0273-13

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.09.32

0    前言

埋弧焊工艺的显著特点是高效、自动化，同时还具有焊接烟尘及飞溅小、成形美观等优点，是工业上最具潜力的电弧焊工艺之一，在桥梁、造船、建筑、能源、管道、压力容器、风塔、海洋平台等工业部门获得广泛应用。该工艺的另一个特点是电弧被掩埋在焊剂中燃烧，从外部看不到电弧发出的弧光和形态。这就妨碍了对该工艺的全面深入研究，有可能限制埋弧焊设备的换代和发展。目前对埋弧焊物理机制的认识滞后于其他相关工艺，如GMAW[1]。涉及埋弧焊冶金方面的研究文献并不鲜见，但是通常范围很窄。有关埋弧焊熔滴过渡的文献不少，大都集中在测试方法改进、观察现象描述、影响因素探讨，以及对工艺质量的影响等方面[1]。专题性探讨焊接冶金反应与熔滴过渡形态关系的文献较为罕见。鉴于熔渣与金属的冶金反应在确定凝固焊缝的化学性质方面起着重要作用，以及熔滴过渡形态对焊接工艺质量的重要影响，有必要建立冶金反应与熔滴过渡形态关系。为此，文中特意将埋弧焊冶金反应与熔滴过渡形态、熔滴过渡的主导力，以及影响因素相联系，探讨冶金反应与熔滴过渡形态间的关系。该项工作对于进一步揭示埋弧焊熔滴过渡机理、丰富埋弧焊焊接冶金理论、研发新型焊接材料、改善焊接工艺质量， 具有一定参考价值和实用意义。

1   埋弧焊电弧空腔及腔内主要化学冶金反应

1.1 电弧空腔

在埋弧焊电弧热和焊剂产生的气体压力作用下，在电弧周围形成了一个由焊剂熔渣壳所包围并支撑着的空腔，被称为电弧空腔。该空腔有效防止了大气的侵入和污染。文献[2]认为，SAW中电弧空腔本质上是动态的，并提供了一个表征空腔形成、塌陷过程示意图（见图1）。电弧空腔的长度随焊剂产生的气体膨胀而增大（图1中No.1～No.4），达到最大尺寸后（图1中No.4）逐渐变小（图1中No.5～No.8）。在图1中No .8瞬间渣壳的连续性被破坏，空腔坍塌。随着电弧空腔内温度的升高、蒸发及电离粒子的增加，电弧空腔再次长大。上述循环以十分之几秒的周期重复进行。

电弧空腔的氛围由焊丝、母材和焊剂的成分决定。气体的形成过程则涉及复杂的高温化学冶金反应。采用电压式压力传感器、水压计、真空石英玻璃气体采样器、光谱仪等多种测试方法的结果表明，电弧空腔内充满了以Fe为主的多种金属元素（如Ca、Na、Mn、Mg、K等）蒸气和焊剂分解产物（如CO、CO2、H2、OH化物、O2、TiF4或SiF4、HF等）以及多种氧化物蒸气的混合物，并形成一定的压力。空腔内气体的压力取决于焊剂类型和焊接参数（见表1）。文献[3-4]在750 A和35 V的直流反接（DCEP）SAW中，测得电弧空腔中的附加压力约为500 Pa。而文献[5-6]测量了脉冲SAW中的电弧空腔压力在0～7 500 Pa之间，其上限比文献[3-4]高得多。

1.2 电弧空腔内氧的来源

埋弧焊的主要冶金过程之一，就是电弧及熔池金属的氧化。焊接时电弧空腔中氧的来源可能有以下几个方面。

（1）母材或焊丝表面氧化物（如铁锈、氧化铁皮等）的氧化。

（2）焊剂成分中的氧化物和溶解于母材及焊丝中的原始氧化物。

（3）焊剂、焊丝中和母材金属表面的水分。

（4）焊剂中活性氧化物高温分解，如SiO2、MnO高温分解的氧。

（5）气相中的氧分子。空气中的氧也可能直接穿过熔渣进入电弧空腔。焊剂的透气性取决于焊剂的成分、粒度以及焊剂层的厚度等，并随焊剂的碱度上升而增加。随焊剂碱度增加，FeO的活性增加[7]。

1.3 空腔内主要化学冶金反应

埋弧焊电弧空腔中主要化学冶金反应极其对熔滴过渡主导力的影响见表2。可以看出，对于实心焊丝+焊剂的埋弧空腔中的焊接冶金过程，主要可以分为两个反应区：熔滴反应区和熔池反应区。

1.3.1 熔滴反应区

从焊丝端部熔滴形成、过渡至焊缝熔池这一区间，可能发生以下冶金反应：

（1）熔滴中的Fe、C、Si、Mn等元素与渣中氧化物作用，可能发生式（2-1）～式（2-6）化学冶金反应。其中，式（2-1）和式（2-2）升高温度时，平衡常数增大，反应向右进行。该反应主要发生在熔滴阶段和熔池的前部高温区。已被试验数据（见表3）所证实[8]。式（2-3）和式（2-4）反應不使熔滴和熔池中增氧，产生的CO气体立即从熔滴或熔池中逸出。Ti 和Al进入熔池增加了焊缝中的非金属夹杂物。式（2-5）和式（2-6）反应同样增加了焊缝中的氧化物夹杂，从而使焊缝金属中总含氧量上升[7]。

（2）焊剂或焊丝中的脱氧元素与熔滴中[FeO]作用，可能发生式（2-7）和式（2-8）化学冶金反应。其中，式（2-7）在SiO2、TiO2含量较多的焊剂中，Mn的脱氧效果比较好。式（2-8）生成的SiO2熔点高，易造成非金属夹杂物，增加了焊缝中的总氧量。

（3）渣中氧化物相互作用，可能发生式（2-9）化学冶金反应。

1.3.2 熔池反应区

在熔池反应区将继续进行熔滴阶段的反应，只是反应速度和反应剧烈程度与熔滴阶段不尽相同。

可以借助图2分析化学冶金反应对熔滴过渡主导力的影响。对焊剂中含有较多SiO2或较多MnO时，反应式（2-1）和（2-2）分别向右进行，熔滴渗Si或渗Mn同时增氧，减小了阻碍熔滴过渡向上的表面张力Fσ。式（2-3）～式（2-6）不使熔滴增氧，对熔滴过渡主导力的影响可能不大。式（2-7）和式（2-8）主要是脱氧和熔渣的形成，对熔滴过渡主导力的影响可能较小。 式（2-9）复合熔渣的形成，对熔滴过渡主导力的影响亦可能较小。

2 埋弧焊熔滴过渡形态

4例埋弧焊熔滴过渡形态实测结果见表4。可以看出，针对埋弧焊可视性的局限，文献均采用了先进的视频、摄影技术及必要的辅助装置，对埋弧焊电弧空腔进行了观察试验。文献[9]指出在500～1 000 A、DCEP条件下，没有观察到短路现象，没有喷射过渡的证据;在500 A电流下观察到非轴向大熔滴滴状过渡（见图3a）;在600 A及以上时观察到焊丝尖端逐渐变细，通过类似电磁扭结不稳定机制喷射出一个熔融的“鞭尾”

形尾巴，喷向焊剂壁过渡（见图3b）。文献[10]指出，在500～1 000 A、AC条件下，观察到的类似于DCEP时的许多特征，关键是在EN（焊丝负）循环观察到非常不规则的熔滴。在熔滴表面看到了移动的阴极区。没有观察到像GMAW一样的射滴或旋转喷射型过渡。在500 A电流时观察到大而不规则形滴状过渡。在600～1 000 A时在EP（焊丝正）循环出现“鞭尾”形喷射熔滴，可能撞击焊剂壁;72%的熔滴分离发生在EP循环。文献[11]指出，在500～1 000 A、DCEP条件下，在所有情况下都没有短路过渡，也没有喷射过渡的证据;但在500 A、交、直流时都观察到非轴向粗滴状过渡，在1 000 A时观察到焊丝尖端喷射出熔融尾巴，很可能撞击焊剂壁，坠落其一侧，最终进入熔池。文献[12]指出，在600 A、DCEP条件下，电流和电压波形图显示，不是短路过渡（见图4）;同时给出一个典型滴状过渡动态视频，观察到无短路发生、也非喷射过渡的典型滴状过渡瞬间过程，如图5所示。由于电弧电压较低，未抓拍到熔滴撞击焊剂壁瞬间的图像。

综合分析上述案例，无论采用直流或交流电源，均排除了短路过渡或喷射过渡的可能性。在低电流时（如500 A）大多为非轴向滴状过渡形态（飞渡大熔滴可能撞击渣壁落入熔池），而在大电流时（如大于600 A）均出现了所谓“鞭尾”形喷射熔滴喷向焊剂壁，落入熔池现象。可以判定，渣壁过渡形态是埋弧焊电弧空腔内发生的主导过渡形态。

3   冶金反应与熔滴过渡形态之间的关系

埋弧焊电弧中相关冶金反应与熔滴过渡形态间的关系如表5所示。可以看出，在焊剂中加入较多的SiO2或MnO，很容易发生渗Si或渗Mn增氧反应（式5-1和式5-2），该反应虽然无法改变粗熔滴被排斥的非轴向性，但对熔滴过渡中主导力之一的表面张力Fσ却有减小的作用，有利于熔滴过渡条件（F分离力>F保持力）进行[13]。当焊接电流较小时，由于空腔气氛可能含有一定量CO2或使电弧冷却、斑点面积收缩，致使向上的斑点压力Fb和气体排斥力Fq并未减小（而是增大），对大熔滴非轴向排斥性难以撼动。当焊接电流为600 A以上时，作用在熔滴上向下的电磁力Fem迅速增大，非常有利于熔滴过渡条件（F分离力>F保持力）进行，导致指向焊剂壁面的“鞭尾”形喷射熔滴形成。不难看出，埋弧焊电弧区冶金反应与熔滴过渡形态间的关系，取决于熔滴过渡的力学条件，当冶金反应促使F分离力增大，或促使F保持力减小时，既定的熔滴过渡形态顺利进行。

4 埋弧焊熔滴过渡形态影响因素

4.1 焊剂成分的影响

焊剂成分（添加物）对熔滴过渡形态的影响如表6所示。

（1）CaO。焊剂中CaO含量增加时，熔滴过渡指数变化的试验数据非常缺乏，难以评价对熔滴过渡形态的影响。这是由于CaO是稳定的化合物，熔点高不易分解，只有配合其他成分形成共熔体时才可能作为造渣剂。尽管CaO在熔渣中的脱S、脱P冶金反应具有实用价值，但是在影响熔滴过渡主导力方面未见文献报道。

（2）SiO2。随焊剂中SiO2含量增加，熔滴过渡指数和过渡形态得以改善。这是由于：①熔滴中Si含量增加的同时，使熔滴氧化增氧（式6-1），降低了熔滴向上的表面张力Fσ，同时，SiO2熔渣蒸发形成的气体排斥力Fq较小。②在焊剂中存在较多CaF2时（式6-2），电弧中形成的气体化合物SiF4的负离子阻碍电子从阴极发射，增大斑点压力Fb。CaF2很少时，上述影响很小。

（3）MnO。随焊剂中MnO含量增加，熔滴过渡指数和过渡形态改善不明显。这是由于熔滴中Mn含量增加的同时，使熔滴氧化增氧（式6-2），降低了熔滴向上的表面张力Fσ，同时，MnO熔渣蒸发形成的气体排斥力Fq大于SiO2所致。

（4）TiO2。随焊剂中TiO2含量增加，熔滴过渡指数和过渡形态得到一定程度改善。这是由于以下原因所致：①氧化物型焊剂中金红石含有大量TiO2，虽然TiO2的键能小，表面张力也小，在渣中会使其表面张力下降;但是TiO2的结构十分穩定，在焊接条件下不使熔渣增氧，不能降低熔滴的界面张力，致使它对熔滴的细化作用很微弱。②另一方面，TiO2具有促进SiO2还原反应的作用（式6-1），一定程度上降低了熔滴向上的表面张力Fσ。③氧化物型焊剂中的CaF2含量很少，式（6-4）、（6-5）、（6-6）的反应几乎不会发生;同时，TiO2熔渣蒸发形成的气体排斥力Fq较小，可能是熔滴被微细化主要原因。

（5）Al3O2。焊剂中Al3O2含量变化对熔滴过渡指数和过渡形态的影响，缺少试验数据，不宜评价。Al3O2在渣中的主要作用是造渣。

（6）MgO。焊剂中MgO含量变化，对熔滴过渡指数和过渡形态的影响，缺少试验数据，不宜评价。MgO在渣中的主要作用是造渣，也可能发生脱S、脱P冶金反应。

（7）CaF2。随焊剂中CaF2含量增加，熔滴过渡指数和过渡形态恶化。这是因为发生式（6-9）、（6-10）反应，在电弧空腔中形成的气体化合物TiF4和SiF4的负离子阻碍电子从阴极发射，增大斑点压力Fb，同时CaF2的蒸气排斥压力Fq最大所致。

总之，表中所列是焊剂中单个成分对熔滴过渡形态的影响。其中，能改善过渡形态的添加物是SiO2和TiO2;略有改善或改善不太明显的是MnO;未知的是CaO、Al2O3和MgO;恶化熔滴过渡的是CaF2。实际上在空腔中形成的是多成分熔渣，各组分的交互影响十分复杂，其影响规律尚待研究。

4.2 焊剂物理性质的影响

焊剂物理性质对埋弧焊熔滴过渡影响的案例见表7。可以看出，焊剂熔渣的电导率提高，碱性渣熔滴的过渡频率有所降低。这是熔渣的分流电流导致流经焊丝端的电流减小，相当于减小作用于熔滴上的电磁力Fem和增大表面张力Fσ所致。具有较高焊剂密度熔炼焊剂的熔滴过渡形态为渣壁过渡;而具有较低密度烧结焊剂的熔滴过渡形态为自由飞行过渡。这是由于空腔体积较小时（熔炼焊剂），横向过渡的大熔滴比较容易撞击渣壁，而空腔体积较大时（烧结焊剂），熔滴撞击渣壁的几率相对减小所致。熔渣的粘度较低增加了渣壁过渡的比例。这是粘性较低的熔渣可能含氟量较高，作用在熔滴向上的斑点压力Fb增大，大熔滴与渣壁撞击几率增多所致。熔渣较高的表面活性增大了自由的渣壁过渡比率。这是由于降低了熔滴上表面张力Fσ，熔滴被细化所致。

4.3 焊接工艺参数的影响

（1）焊接电流的影响。焊接电流对SAW熔滴过渡影响的实例见表8。可以看出，无论电源种类如何，焊接电流的变化对熔滴过渡的影响十分强烈。随焊接电流增大，熔滴尺寸（直径）减小、过渡频率增大，规律性很强。同时，随焊接电流增大，出现大熔滴向小熔滴转变的所谓转变电流。理论分析表明，埋弧焊电弧空腔气氛中CO2气体的含量至少不占绝对优势。在所列2个案例中，当焊接电流增大到一定数值时，均出现了“鞭尾”形喷射过渡形态。前者（DCEP）的电流为1 000 A，后者的电流为600～1 000 A。文献[9]没有观察到短路过渡，却认为有渣壁过渡的可能性。上述结果可以用电弧空腔内发生的式（2-1）和（2-2）冶金反应予以解释：在熔滴过渡阶段，熔滴的渗Si渗Mn、氧化增氧[FeO]，降低了熔滴向上的表面张力Fσ，熔滴被细化;同时随焊接电流的增大，作用在熔滴上向下的电磁力Fem也被增大，有利于熔滴过渡条件F分离力>F保持力进行。至于“没有观察到短路过渡”，则与试验中电弧电压较高（30～42 V）有关，该电压的数值又是SAW电弧电压自动调节特性决定的。文献[9]认为，涉及小电流（500 A）时熔滴的非轴向自由过渡，有渣壁过渡的可能性。当动态电弧空腔形状变小瞬间，非轴向（横向）熔滴撞击渣壁落入熔池的几率应当是常态。

（2）电弧电压的影响。与焊接电流的影响相比，电弧电压对埋弧焊熔滴过渡形态的影响很小;电弧电压的大部分影响可能是电流的间接影响。文献[16]观察到，随着电压的增加，熔滴的尺寸增加，熔滴分离频率降低;但是，在直流反接中、非常高的电压（高于50 V）下，采用的AN-60焊剂进行焊接时，这种趋势被逆转，熔滴变得较小。可是，当使用另一种焊剂时，它们无法达到这种熔滴细化效果。文献[14]对电压升高、熔滴粗化、频率减小进行了解释：随着电压的升高，电弧空腔中更多的焊剂被熔化，熔渣的分流电流减小了流经焊丝端头的电流，导致熔滴粗化、过渡频率降低。渣壁过渡到自由飞行过渡的转变电流受电压的影响。例如，电压从26 V增加到32 V时，渣壁过渡转变为自由飞行过渡的电流从260 A增加到460 A。换言之，电弧电压低时，转变电流较小;电弧电压高时，转变电流压升高。这仍然是由于熔渣的分流电流在起作用。电弧电压高，熔渣分流电流大，通过焊丝的电流减小，转变电流必须增大方可细化熔滴;反之，电弧电压低，熔渣分流电流小，通过焊丝的电流较大，转变电流相应较小。在恒定电流下增加电压时，渣壁过渡概率超过自由飞行过渡[15]。这是由于弧长的增加会出现电弧不稳，斑点压力Fb增大;另一方面，电压增大，熔渣分流电流使通过焊丝的电流减小，熔滴粗化非轴向性加剧，导致熔滴横飞，撞击渣壁的几率加大。

（3）电源极性和焊剂碱度的影响。

文献[9，17]通过垂直于焊接路径插入一个薄钢片“隧道”，拍摄埋弧焊电弧空腔中的熔滴过渡形态，并对典型规范下不同极性埋弧焊熔滴过渡视频进行比较，见表9。可以看出：

（1）当电流500 A、电弧电压30 V时，2种极性（直流反接和交流，以下同）空腔内氛围差不多，比较浑浊，焊剂颗粒纷纷下落，混合气体弥漫。直流反接的电弧形态属于连续、非活动型，交流电的属于断续、活动型。熔滴形状不规则，完全不是明弧中所见的球形。过渡形态均为非轴向滴状+爆炸过渡（非短路爆炸）。直流反接的熔滴直径（3.58 mm）大于交流的（2.65 mm），而且前者的直径大于焊丝直径，后者则小于焊丝直径。直流反接的熔滴过渡频率（8.73 Hz）远低于交流的（27.93 Hz）。

（2）电流1 000 A、电弧电压42 V时，2种极性（直流反接和交流，以下同）空腔内氛围相较500 A电流时变化不大。2种极性的电弧形态与500 A時相同。此时，2种极性的过渡形态在非轴向倾向减小、熔滴细化的同时，出现了在焊丝尖端逐渐变细处，喷射出熔融“尾巴”的所谓“鞭尾”形熔滴过渡形态，如图6所示。直流反接和交流的熔滴直径分别为2.37 mm和2.52 mm，都已被细化，均小于焊丝直径，且粒度比较接近。直流反接和交流的熔滴分离频率分别为81.94 Hz和76.28 Hz，都已大大提高，且两种差别不大。上述结果表明，尽管两种极性下熔滴直径和熔滴分离频率各不相同，包括随电流增大变化趋势的不同。但是两种极性依然没有完全改变埋弧焊熔滴撞击渣壁过渡的鲜明特性。

为了进一步了解直流电源下极性变化对埋弧焊熔滴过渡形态的影响，文献[18]对5种不同碱度的焊剂在相同电流下进行焊接试验，采用水冷铜板快速收集熔滴以及LECO氧氮联测仪分别测试熔滴尺寸及其含氧量，如表10和图7、图8所示。结果表明，当焊剂碱度不变时，直流反接的熔滴尺寸要小于直流正接的。这与熔滴过渡阶段熔滴的增氧机制有关。除了在熔滴过渡区可能发生（2-1）、（2-2）式增氧反应之外，熔滴与熔渣之间的电化学反应是：

当焊丝为阳极（+）时，（O2-）-2e→[O]       （DH-1）

当焊丝为阴极（-）时，[O]+2e→（O2-）     （DH-2）

（DH-1）式为熔滴的增氧反应，即在直流反接时熔滴增氧，被细化。（DH-2）式为熔滴的脱氧反应，即在直流正接时熔滴脱氧，被粗化。该分析与表10实测结果完全一致。

基于上述电化学反应，在直流反接时，随焊剂熔渣碱度增大，熔滴尺寸减小（见图7）。这是由于随焊剂熔渣碱度增大，熔滴中氧含量明显增高（见图8），熔滴增氧被细化所致。在直流正接时，随焊剂熔渣碱度增大，熔滴尺寸增大（见图7），则是由于随焊剂熔渣碱度增大，熔滴中氧含量不升反降（见图8），熔滴被粗化所致。

综合分析图7和图8可知，尽管在电弧空腔内增氧反应是事实，但是与焊丝直径相比，实测的熔滴尺寸变化不是太大，尤其在直流反接、熔滴被细化时，没有观察到焊丝变尖、熔滴特细，发生喷射过渡现象（这可能与图7试验电流400 A较小有关）。也就是说，空腔内的增氧反应不可能改变埋弧焊渣壁过渡这一典型熔滴过渡形态，电弧的形态也不会受到大的影响。至于焊接熔渣碱度对熔滴尺寸的影响，取决于熔滴增氧的程度。遗憾的是没有试验表明熔滴能被细化到改变渣壁过渡形态。

5 结论

（1）埋弧焊电弧空腔是由焊剂熔渣包围、腔内充满金属蒸气、焊剂分解产物及多种氧化物蒸气混合物的动态、不连续渣壁小空间。空腔中发生了一系列冶金反应，其中渗Si、Mn增氧反应对熔滴过渡主导力有一定影响。

（2）渣壁过渡形态是埋弧焊熔滴的主导过渡形态。在较小电流时为粗熔滴渣壁过渡形态，而在大电流时为 “鞭尾”形渣壁过渡形态。

（3）埋弧焊冶金反应与熔滴过渡形态间的关系，取决于熔滴过渡的力学条件，当冶金反应促使F分离力增大，或促使F保持力减小时，既定的熔滴过渡形态顺利进行。

（4）能改善过渡形态的添加物是SiO2和TiO2;略有改善或改善不太明显的是MnO;未知的是CaO、Al2O3和MgO;恶化熔滴过渡的是CaF2。各组分的交互影响十分复杂。熔渣的电导率等物理性质对熔滴过渡亦有一定影响。

（5）焊接工艺参数影响中，焊接电流的影响很强烈，电弧电压的影响多为焊接电流的间接影响;电源极性和焊剂熔渣碱度有可能使熔滴增氧、细化熔滴，但不至于改变熔滴的渣壁过渡形态。

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Characterization of droplet transfer modes in submerged arc welding

based on metallurgical reaction

SUN Xian

（Institute of Welding Consumables， Taiyuan University of Technology， Taiyuan 030024， China）

Abstract： The characteristics of droplet transfer modes in submerged arc welding involving metallurgical reaction were reviewed. The results show that a series of metallurgical reactions take place in the cavity of submerged arc welding，  in which the reduction of Si and Mn and the oxygen-increasing reaction  have a certain effect on the dominant force of the droplet transfer. The flux wall guided transfer mode is the dominant one of submerged arc welding droplets （including coarse droplet and "whipping tail" flux wall guided transfer mode ）.The relationship between the metallurgical reaction of submerged arc welding and the mode of droplet transfer depends on the mechanical conditions of droplet transfer. The additions that can improve the transfer mode are SiO2 and TiO2， and the addition  that worsen the transfer of the droplet is CaF2. Among the influence of welding process parameters， the influence of welding current is very strong. Most of the influence of arc voltage may be the indirect influence of welding current. The polarity of the power supply and the basicity of the flux may increase the oxygen content of the droplet and refine the droplet， but it will not change the flux wall guided transfer mode of the droplet.

Keywords：  metallurgical reaction; flux wall guided transfer; dominant force of droplet transfer; submerged arc welding ; arc cavern