脉冲MIG焊熔池行为的数值模拟研究*

2023-10-23王瑞超李会军朱国崇

新技术新工艺 2023年8期

王瑞超,王皓,李会军,朱国崇

(五邑大学智能制造学部,广东江门 529000)

脉冲MIG焊是一种应用广泛的高效MIG焊接技术。MIG焊熔滴过渡形式主要有短路过渡、大滴过渡、射滴过渡与射流过渡,其中射滴过渡被认为是最理想的一种过渡形式,MIG焊射滴过渡的电流调节区间较窄,难以稳定实现射滴过渡。脉冲MIG焊利用脉冲电流的调节作用来控制熔滴过渡过程,具有较宽的射滴过渡参数调节区间[1]。同时脉冲MIG焊具有更低的热输入,可用于焊接薄板与热敏性材料,相较于普通MIG焊,具有更多的适用场景。

脉冲MIG焊焊接过程是一个伴随着高温、强弧光、电磁场等多物理场相互耦合的动态过程,目前难以通过实验的方法来定量化研究熔池的动态行为。通过数值模拟方式,可以探究焊接过程中多物理场耦合作用机理,为工艺优化提供指导,可有效节约试验时间和成本。目前已有一些学者对熔池行为数值模拟做了一些研究,并取得了一定的进展[2-7],但大多是针对复合作用力下的熔池行为进行的研究,熔池行为变化是由电磁力、电弧压力、表面张力和浮力等共同作用的结果,在MIG焊中熔滴冲击力也是造成熔池波动的重要因素[8],目前对各驱动力在熔池中作用机理的研究较少。本文基于Fluent软件建立二维脉冲MIG焊熔池数学模型,模拟分析各驱动力对脉冲MIG焊熔池行为的作用机理,为脉冲MIG焊工艺参数优化提供理论指导。

1 数学模型

1.1 计算模型

计算模型示意图如图1所示,ABCF为气体域,CDEF为基板,FC为气体域与基板的交界面,气体域侧边AF、BC为出口边界,基板侧边CD、EF和底边DE为壁面,AB为速度入口,通过UDF编程来定义熔滴的入口位置、初始速度和初始温度。通过ICEM CFD软件来建立模型并进行网格划分,网格尺寸为0.15 mm×0.15 mm。焊丝采用φ1.2 mm的ER50-6,基板选用厚度为4 mm的Q235钢板,材料热物理参数见文献[8]。脉冲峰值电流为370 A,基值电流为50 A,脉冲频率为100 Hz,峰值时间为2.5 ms,波形图如图2所示。

图1 熔滴-熔池物理模型示意图

图2 脉冲电流波形

为简化模型,优化计算效率,模型作出如下基本假设:1)熔池液态金属为不可压牛顿流体;2)简化电弧模型,电弧能量以热源方式添加;3)材料物理性能除粘度、比热和热导率外其余不随温度变化而变化。

1.2 控制方程

脉冲MIG焊熔池行为的数值模拟分析,其控制方程如下。

1)质量守恒方程:

(1)

式中,ρ为流体密度;t为时间;V为速度矢量。

2)动量守恒方程:

(2)

式中,P为微元上所受压力;τ为动力粘性系数;Fe为电磁力;Fb为浮力;Fs为表面张力;Fa电弧压力;Fma马兰戈尼力。

3)能量守恒方程:

(3)

式中,H为金属焓;k为热传导系数;cp为比热容;St为能量源项,其中包括电弧热与熔滴所携带的能量以及热对流、热交换和热辐射等能量的损耗。

利用VOF法来处理气-液之间的自由运动表面,该方法需要引入流体体积分数F(x,z,t)来表示单元内流体所占体积分数[9],其满足如下所示方程:

(4)

如果F=1,则表示单元内全为液态金属;如果F=0,则表示单元内全为气体;如果0

1.3 热源模型

目前弧焊热源模型多采用双椭球体热源分布模型[10],本文建立的是二维熔池模型,无法完整表达整个热源形态,因此采用椭圆热源模型对焊接过程中的能量分布进行描述[11],其表达式为:

(5)

式中,Q为热源的分布函数;a、c为椭球体热源参数;η为热效率;U为焊接电压;I为焊接电流。

在熔池与气体域接触的自由表面,其中热损失包含热对流与热辐射两方面,其计算式如下:

qcon=hc(T-Troom)

(6)

(7)

式中,qcon、qrad分别为热对流与热辐射;hc为对流换热系数;Troom为空间环境温度;kb为斯蒂芬-玻尔兹曼常数;ε为自由表面辐射系数。

1.4 动量源项

在焊接过程中,磁场与电场相互作用产生电磁力,假设电流密度呈高斯分布,电磁力表达式如下:

(8)

(9)

式中,Fex、Fez分别为x、z方向上的电磁力分量;I为焊接电流;r为某点到电弧中心的距离;σj为电流分布参数;LZ为基板厚度;μm为磁导率。

在模型中浮力的计算采用Boussinesq假设,其计算公式为:

Fb=-ρgβ(T-TM)

(10)

式中,β为热膨胀系数;T为液态金属温度;TM为金属熔点。

表面张力表示为:

FS=γκ

(11)

式中,γ为表面张力系数;κ为液态金属自由表面曲率。

由表面张力梯度引起的马兰戈尼力表达式为:

(12)

假设电弧压力呈高斯分布[12],其表达式为:

(13)

式中,σp为电弧压力的分布系数。

由于表面张力与电弧压力是作用于熔池的表面力,故需通过连续表面力法将其转化为体积力[13],其计算式如下:

(14)

式中,FV为转化后的体积力;FS为表面张力;ρgas、ρmetal分别为气体相与金属相的密度。

为因素集建立一个模糊子集K=(k1,k2…kn),其中ki表示每个因素集的因素在综合评价中的影响力，约束条件为{0≤ki≤1，∑ki=1}. 权重集K与模糊评价矩阵D进行模糊关系运算，得到驾驶员驾驶行为的模糊综合评判集F：

1.5 熔滴模型

熔滴过渡过程受多种因素影响较大,为提高计算效率,计算模型假设熔滴以恒定温度、速度和频率从特定区域下落,熔滴温度设为2 000 K。忽略焊接中金属飞溅与蒸发,熔滴体积应与熔化焊丝体积相同,由此可计算出熔滴尺寸:

(15)

式中,rd为熔滴半径;fd为熔滴下落频率;Vw为送丝速度;rw为焊丝半径。

熔滴初始速度由下式确定[14]:

(16)

2 熔池驱动力作用模拟分析

2.1 各驱动力单独作用时对熔池特性影响

下述为不同驱动力单独作用时脉冲MIG焊熔池流场与温度场的分布情况,在做单独驱动力模拟时,为了清晰观察各驱动力的具体作用特性,忽略了熔滴对熔池的冲击作用。在每个脉冲周期中,由于热惯性及其积累效应的影响,每个周期熔池流速变化有一定的波动,与脉冲电流变化周期并不完全一致,但总体变化趋势相同。在熔池中分别取a1(0 mm,-0.8 mm)、a2(0 mm,-1.3 mm)、a3(0.8 mm,-0.1 mm)、a4(1.3 mm,-0.1 mm)等4个点来观察分析脉冲周期内熔池流速的变化。

2.1.1 电磁力作用

t=0.177 5 s时电磁力作用下熔池热场与流场分布如图3所示。从图3可以看到,在电磁力单独作用时,熔池流场总体呈现从熔池表面流向熔池底部两个环流,将表面高温液态金属带入熔池底部,促使熔池加深,同时熔池底部液态金属流向两侧,将两侧底部液态金属输送到熔池表面,最大速度位于熔池中心两侧。由于熔池表面中心流速小于熔池表面两侧流速,无法迅速带走两侧输送的液态金属,故熔池表面呈现出两侧向下凹陷、中间区域向上凸起的现象。在脉冲MIG焊过程中,脉冲电流会在基值电流与峰值电流之间成周期性变化,电磁力的大小受焊接电流的控制,电磁力会随着脉冲电流的变化而变化。电磁力作用下脉冲周期内熔池流速的变化如图4所示,a1、a2两点位于熔池中心位置,在电磁力作用下,熔池中心流速变化呈现出和脉冲电流相反的变化规律;通过比较发现,越靠近熔池底部,熔池内流速受脉冲电流的影响越小。a3、a4两点流速变化与脉冲周期一致,从熔池表面中心向边缘位置熔池流速逐渐下降,在0.177 5 s时基值电流转化为峰值电流,电磁力增大,熔池内流速也随之增大,在0.180 s时脉冲电流由峰值电流转向基值电流,电磁力随之减小,熔池内流速也逐步减小。

图3 t=0.177 5 s时电磁力作用下熔池热场与流场分布

图4 电磁力作用下脉冲周期内熔池流速的变化

2.1.2 电弧压力作用

电弧压力主要作用于熔池表面,最大流速位于熔池表面中心,其流场分布情况如图5所示。在电弧压力单独作用时,熔池中心受到压力作用压迫液态金属,使熔池表面液态金属流向熔池底部,在环流的作用下,又将熔池底部的液态金属送到表面,熔池中心流速大于两侧,被环流送到熔池表面的液态金属来不及回填电弧压力压迫所导致的弧坑,故熔池形态呈现出中间凹陷的形态。电弧压力同样受到脉冲电流的控制,随脉冲电流周期性变化(见图6),从图6可以看出,在电弧压力作用下,a1、a2两点的流速变化呈现出与电磁力作用时不同的变化规律。a3、a4两点流速变化规律与在电磁力作用下基本一致。经4点比较发现,熔池中间区域流速要大于两侧,熔池内部流速变化受脉冲电流影响较弱。

图5 t=0.177 5 s时电弧压力作用下熔池热场与流场分布

图6 电弧压力作用下脉冲周期内熔池流速的变化

2.1.3 马兰戈尼力作用

图7所示为马兰戈尼力作用时熔池热场与流场的分布情况,可以看到熔池流场主要分布于熔池表层,在熔池表层形成了由中心高温区流向两侧的环流,最大流速位于熔池表面两侧。熔池流动方向与电磁力和电弧压力作用下形成的环流相反,在环流的带动下将熔池中心高温液态金属带到熔池两侧,使熔宽增大。由于环流将熔池中心液态金属带到熔池两侧,故熔池中心向下凹陷。图8所示为马兰戈尼力作用下脉冲周期内熔池流速的变化情况,从图8中可以发现,a1、a2两点的流速接近于0,说明马兰戈尼力对熔池内部作用较弱。a3、a4两点流速变化与脉冲电流变化规律略有不同,因为表面张力系数的大小受温度的影响,故马兰戈尼力在脉冲周期内的变化与脉冲电流的变化趋势不完全一致。

图7 t=0.177 5 s时马兰戈尼力作用下熔池热场与流场分布

图8 马兰戈尼力作用下脉冲周期内熔池流速的变化

2.1.4 浮力作用

图9所示为浮力单独作用时熔池温度场与流场的分布情况。从图8中可以看出,在浮力的作用下,熔池内流场从熔池底部流向熔池表面,然后从熔池两侧流回熔池底部,其流速最大区域主要在熔池中心区域与表面两侧。由于浮力作用较小,可以发现在浮力的作用下,熔池表面几乎未发生变形。根据Boussinesq假设,浮力变化与温度相关,从图10可以看出,熔池内流速随着热量的不断积累而持续升高,其增长速率随脉冲电流的变化而变化。当达到一定条件时,浮力大小会趋于稳定。

图9 t=0.177 5 s时浮力作用下熔池热场与流场分布

图10 浮力作用下脉冲周期内熔池流速的变化

综上所述,对比4种驱动力对于熔池的影响发现,马兰戈尼力影响最大,电弧压力稍弱,电磁力次之,浮力对熔池的影响相对较小。马兰戈尼力和浮力作用时形成的环流方向相同,与电磁力和电弧压力形成的环流方向相反。熔池表层流速变化受脉冲电流影响较大,熔池内部流速受脉冲电流影响较小。

2.2 各驱动力共同作用时对熔池特性影响

t=0.177 5 s时复合驱动力作用下熔池热场与流场分布如图11所示。从图11可以看出,在各驱动力共同作用下,熔池内形成上下两种方向相反的环流。熔池内部环流是由电磁力作为主要驱动力产生的;熔池表层环流主要受到马兰戈尼力的影响,形成了一种由熔池中心流向熔池边缘的环流,这种环流将熔池中心的高温液态金属带到熔池边缘,促使熔池宽度加大,熔池表层宽度要大于熔池底部。在各驱动力共同作用下熔池表层环流的流速要小于马兰戈尼力单独作用时的流速,这是由于马兰戈尼力的作用受到电磁力和电弧压力的削弱。

图11 t=0.177 5 s时复合驱动力作用下熔池热场与流场分布

图12所示为复合驱动力作用下脉冲周期内熔池流速的变化情况,从a1、a2两点的流速变化可以看出,熔池内部流速较小,呈现一种稳定状态;a3、a4两点的流速变化说明,熔池表面流场的速度变化与脉冲电流的变化规律相反,熔池表面流场受马兰戈尼力影响较大,在脉冲峰值阶段由于电弧压力和电磁力增大,马兰戈尼力影响减弱,故熔池流速减小;脉冲基值时熔池流速变化呈现两个阶段,前期由于脉冲电流减小,熔池流速增加,之后熔池内作用力达到一种平衡状态,熔池流速在一个相对稳定的范围内波动。

图12 复合驱动力作用下脉冲周期内熔池流速的变化

3 熔池行为模拟与实验验证

图13所示为脉冲MIG焊脉冲周期内熔池表面形态变化,从模拟结果可以看出,熔滴冲击力对熔池表面的形态变化有较大的影响。从图13a～图13c可以看到,在熔滴落入熔池前熔池内流场主要受到马兰戈尼力等驱动力的影响,熔池表面波动较小;在图13d和图13e两幅图中,熔滴落入熔池时,熔池表面中心流速迅速增大,并形成明显的凹坑,垂直向下的熔滴冲击力将熔池内液态金属推向熔池下方和两侧;从图13f可以看出,熔滴进入熔池后冲击力作用减弱,此时熔池内液态金属受到驱动力的作用回填冲击力形成的凹坑。通过高速摄像对焊接过程进行拍摄,并与仿真结果进行对比,可以看到仿真结果所模拟的熔池形态变化与拍摄结果中熔池的变化规律基本一致,说明计算模型是合理的。

图13 脉冲周期内熔池表面形态变化

图14所示为当x=0 mm时熔池不同深度在脉冲周期内流速的变化。由图14可见,当z=0.5 mm时,脉冲周期内熔池流速波动剧烈,在0.181～0.183 s之间为熔滴落入熔池的时间,此时熔池表面受到熔滴的冲击作用,熔池内流速受到熔滴冲击作用快速增加,随着冲击力作用减弱,熔池内流速减小;在0.185～0.187 s熔池内马兰戈尼力等驱动力来回填冲击力所造成的凹坑,此时熔池内流速迅速加大;在0.187 5 s随着脉冲峰值到来,电磁力与电弧压力加大,减弱了马兰戈尼力的作用,故熔池内流速减小。当z=-0.5 mm时,熔池内流速波动较小,其内部驱动力主要为电磁力,但其变化规律与脉冲电流的变化有所差别,这是因为在脉冲峰值时间过后因熔滴冲击作用熔池内流速继续增加,直到冲击作用减弱,熔池内流速开始下降。当z=-1.5 mm时,此处流速变化规律与z=-0.5 mm时相同,因熔池内驱动力在此处作用减弱,故熔池底部流速明显减小。