厚板鋁合金變極性等離子弧焊電弧物理特性

蔣凡,趙世宗,徐斌,林三寶,范成磊,陳樹君

（1. 北京工業大學，汽車結構部件先進制造技術教育部工程研究中心，北京 100124； 2. 哈爾濱工業大學，哈爾濱 150001）

0 前言

對于大型結構件，將鋼板結構換成密度小的鋁合金結構，重量可以減輕至少50%，因此，鋁合金材料特別適用于向輕量、高速化轉型的制造業。隨著鋁合金材料及工程制造業的不斷發展，10 mm以上大厚度鋁合金在工程結構中的應用需求逐漸增加。大厚度鋁合金的焊接制造成為金屬材料成形制加工領域亟待解決的關鍵問題。而焊接熱輸入增加導致的氣孔、變形、焊接未熔合、夾雜及焊接接頭軟化等焊接缺陷嚴重制約了大厚度鋁合金在各工程制造業的應用。變極性等離子弧與其他焊接方法相比，具有造價低、環境適應能力強、維修成本低、焊縫質量高、焊后變形小及單面焊雙面成形等優勢。尤其對于厚板的焊接，變極性等離子弧焊接技術有著較大的潛力[1-7]。

Zhang等學者[8]在VPPА穿孔焊接過程中采用脈沖激光視覺檢測法研究3 mm 厚不銹鋼焊縫背面的小孔形狀尺寸，研究發現：小孔穩定形成時，小孔的寬度就不會隨著焊接電流和焊接速度的變化而變化。Short等學者[9]在研究變極性等離子弧平板焊接時發現：在對不同厚度的薄板進行焊接時，焊縫的尺寸隨著噴嘴的直徑增大而增大，熔深減?。浑S著試板的厚度增加時，維持熔池穩定的工藝區間變窄。Shinoda等學者[10]研制出新型大電流等離子弧焊接系統用來焊接 15 mm厚 А5052 鋁合金，通過模擬軟件模擬出合適的電流波形，得到了提高熱輸入及焊接系統的控制方法，焊縫成形質量顯著提高。

陳桂芳[11]研究了8 mm厚2А14高強鋁合金變極性等離子弧穿孔橫焊熔池行為，建立了橫焊小孔熔池的受力模型，分析了表面張力和其他力之間的關系，通過改變噴嘴的結構，提出了“柔弧”的概念，降低電弧壓力同時改善了焊縫成形。韓永全[12]自行研制的以80C196Kc為核心的變極性等離子弧焊接設備，分析了變極性等離子弧電弧特性，電弧產熱機理，同時進行了不同厚度高強鋁合金的焊接工藝試驗，得出不同厚度的工藝試驗窗口。

目前，變極性等離子弧焊在8 mm以下的鋁合金焊接已實現了良好效果，工藝規范相對成熟[13-15]。但對于更大厚度的鋁合金，若要實現穩定的高質高效焊接，仍然存在一定的難度。板厚增加熱輸入相應提高，導致接頭弱化嚴重。熔池液態金屬量增加，形成的氣泡數量增多，出現氣孔缺陷的概率增加。穿孔熔池處于高拘束狀態，大量液態金屬在強烈的等離子射流作用下，流動特性更加復雜，小孔熔池穩定建立難度增加。因此，需要進行厚板焊接時電弧與熔池之間相互作用機制的深入研究，探明小孔熔池穩定性機理，獲得變極性等離子電弧熱力輸出特性，形成新的適宜大厚度鋁合金的焊接工藝體系，對實現大厚度鋁合金優質高效焊接，拓寬變極性等離子弧焊接應用范圍，提高過程穩定性及可重復性都具有重要的理論指導意義和工程實用價值。

該文建立了VPPА的三維模型和預置小孔三維模型。對比了5 mm和16 mm不同板厚下VPPА的溫度分布，研究了等離子電弧中軸線溫度衰減變化。為了探究整個焊接周期變極性等離子弧的規律，對不同極性下VPPА溫度場進行了比較。結合5 mm和16 mm不同板厚下變極性等離子電弧物理場分布和溫度衰減變化，討論了厚板工藝的傳熱機理。

1 數值模型及試驗方法

1.1 材料種類和焊接條件

5 mm和16 mm厚鋁合金變極性等離子弧焊接工藝參數分別見表1。鎢極直徑4.8 mm，噴嘴直徑4.0 mm。鋁合金均為А5052，尺寸分別為150 mm × 500 mm ×5 mm和150 mm × 500 mm × 16 mm。該焊接系統由北京工業大學自制交流等離子弧焊電源與NW-300АSR，日本東京新日鐵焊接工程有限公司研發的焊槍，2個氬氣瓶分別用于提供等離子體和保護氣體，自主搭建的卡具工裝等。

表1 鋁合金VPPA穿孔焊接工藝參數

1.2 計算區域

圖1為電弧模型的計算域。鎢極、噴嘴和母材為固體區域，其余為流體區域。母材的材質設定為鋁。工件上的電位都是0 V。邊界條件根據實際制造工藝。

圖1 變極性等離子穿孔焊接計算區域示意圖

1.3 計算參數

模擬條件與試驗中的參數相同，見表1。通過設置鎢極的電流密度，可以計算不同的電流值。

1.4 磁流體動力學模型

提出以下假設：①等離子電弧處于局部熱力學平衡；②忽略粘性耗散；③等離子弧是軸對稱的；④等離子弧為連續介質?；谏鲜黾僭O，控制方程描述如下：

質量守恒方程

動量守恒方程

能量守恒方程

式中：v為流體速度；divv為流體速度v的散度；ρ為密度；t為時間；u，v，w分別為3個方向上的速度分量；Jx，Jy，Jz分別為3個方向上的電流密度；Bx，By，Bz分別為3個方向上的磁感應強度分量；P為壓力；μ為粘度系數；cp為比熱容；k為熱導率；T為流體的溫度；SR為輻射損失。

洛倫茲力項在動量守恒方程中，焦耳熱項在能量守恒方程中，它需要求解磁感應強度B和電流密度J。因此，需要求解麥克斯韋方程組：

歐姆定律

電流連續性方程

磁矢勢的泊松方程

式中：σ為電導率；Ax，Ay，Az為3個方向上的磁矢量；μ0為真空磁導率。

在等離子弧與鎢極的界面上，在EN階段，陰極的附加源項包括熱離子電子發射冷卻、離子復合加熱和輻射冷卻

在EP階段，附加源項包括電子加熱和輻射冷卻在等離子弧與基板的交界面處，EN相中附加源項與EP相中鎢極表面附加源項相同

EP階段附加源項與EN階段鎢極表面的附加源項相同

式中：ε為表面發射率；α為玻爾茲曼常數；φk為陰極的功函數；φa為陽極功函數；Vi為Аr的電離勢；je為電子流密度；ji是離子流密度；|j|=|je|+|ji|為在電流連續性方程中計算得到的陰極表面的總電流密度。

這些方程的關鍵問題是確定電子的離子流的密度。當鎢極（熱陰極材料）為陰極時，一般采用理查德森電流密度理論分離je和ji。je的值不能超過理查德森電流密度

式中：Ac為陰極表面熱離子發射常數；φe為電極表面在局部表面溫度下熱離子發射的有效功函數；KB為玻爾茲曼常數。如果|j|＞|jR|，則假設ji=|j|- |jR|。

2 結果與討論

16 mm厚鋁合金VPPА穿孔焊焊縫和小孔形貌如圖2所示，АА1為小孔垂直于焊接方向截面，BB1為焊縫截面，CC1為小孔沿焊接方向截面。通過關閉等離子弧，小孔保留在焊縫的末端，再對小孔區域進行切割、研磨和蝕刻。其縱向截面的形狀和尺寸與橫向截面的形狀和尺寸明顯不同，表明它不是三維軸對稱的。因此，在模擬穿孔焊接過程時應考慮這種不對稱性。在АА1中，小孔頂部孔徑為14.2 mm，底部孔徑為7.8 mm；在CC1中，小孔頂部孔徑為18 mm，底部孔徑為8 mm。

圖2 16 mm厚鋁合金VPPА穿孔焊焊縫和小孔形貌

圖3 為VPPА焊接不同厚度鋁合金時電弧的溫度分布。VPPА焊接5 mm鋁板材時，電弧最高溫度可達24000 K，如圖3a所示。VPPА焊接16 mm鋁板材時，電弧最高溫度可達37000 K，如圖3b所示。電弧溫度高溫區分布在噴嘴處，在小孔內部溫度持續衰減。

圖3 不同厚度鋁合金等離子電弧溫度分布

圖4 為不同厚度鋁合金電弧等離子體的流速。圖4a為變極性等離子弧焊接5 mm鋁板材時等離子體流場情況，等離子體流速最大值為1000 m/s，位于噴嘴內部，高溫區也在此附近出現，可以得到在等離子體受到噴嘴壓縮和高溫加熱的影響，使得速度及能量達到最大值；當等離子體進入已經穿孔的熔池，壓縮程度驟然減小，溫度也持續衰減，速度大幅度衰減。圖4b為變極性等離子弧焊接16 mm鋁板材時等離子體流場情況，等離子體流速最大值為3000 m/s，位于噴嘴內部，高溫區也在此附近出現，可以得到在等離子體受到噴嘴壓縮和高溫加熱的影響，使得速度及能量達到最大值；當等離子體進入已經穿孔的熔池，壓縮程度驟然減小，溫度也持續衰減，速度大幅度衰減。高溫影響離子氣流速，溫度越高等離子體運動越劇烈，流速越快。

圖4 不同厚度鋁合金電弧等離子體的流速

圖5為不同厚度鋁合金等離子電弧電流密度分布。圖5a為變極性等離子弧焊接5 mm鋁板材時電流密度的分布情況，最大電流密度出現在鎢極尖端附近。電流密度分布主要集中在等離子弧軸上，最大電流密度為1.5 × 108А/m2。圖5b為變極性等離子弧焊接16 mm鋁板材時電流密度的分布情況，最大電流密度為4.0 × 108А/m2。變極性等離子弧焊接5 mm厚鋁合金時，電流密度為1.0 × 106А/m2以上的區域幾乎涵蓋整個小孔熔池，但是在焊接16 mm厚板鋁合金時此電流密度為1.0 × 106А/m2以上的區域僅作用在12 mm處，并沒有覆蓋作用在整個小孔，電弧能量的衰減愈加劇烈。

圖5 不同厚度鋁合金等離子電弧電流密度分布

上述中出現了隨著板厚的增加，電流密度分布存在明顯的差異情況，電流密度和產熱呈正相關，也許是厚板焊接不易成形問題的關鍵所在。鋁合金導電性能好，而變極性電弧工作中電流也會存在閉合回路，整個系統也符合基爾霍夫定律。由于電流對于母材來講只有一側產生電流，是非對稱的，電流的流向和電流密度也肯定不是對稱的。若是鋁合金載流能力已經遠遠大于電流增加量，就會出現上述情況，電流在流經母材一定厚度的情況下，已經完成了實現電流回路的條件，底部的母材就會承擔很少的載流，這種現象就會導致變極性等離子在厚板焊接時電流密度分布差異的主要原因。

在焊接過程中，工況相對于復雜多變，電弧形態不是空間對稱，將垂直于板材平面的一條經過鎢電極的尖端的法線作為此研究的中軸線。

圖6為5 mm厚鋁合金焊接下EP時刻變極性等離子體電弧中心軸線溫度分布。在EP階段，可以看到由于電弧極性的改變，會使溫度場有明顯的擾動情況，該擾動的溫度影響最大值為4000 K。較之電弧穩定時的最高溫度來看，那么各極性的擾動情況就是不可忽視的，持續時間越長會使熔池穩定性越低。在EP階段，這種擾動的持續時間在2 ms內，占整個EP時長的50%。

圖7為5 mm厚鋁合金焊接下EN時刻變極性等離子體電弧中心軸線溫度分布。在EN階段，同樣存在著電弧極性變化的情況，溫度場有著明顯的波動情況，溫度擾動最大值為3000 K。較之電弧穩定時的最高溫度來看，那么各極性的擾動情況就是不可忽視的，持續時間越長會使熔池穩定性越低。而EN階段擾動的持續時間也在2 ms內，占整個EN時長約為5%左右，持續穩定的熱輸入占整個焊接時長的84%。

圖7 5 mm厚鋁合金焊接下EN時刻變極性等離子體電弧中心軸線溫度分布

圖8 為16 mm厚鋁合金焊接下EP時刻變極性等離子體電弧中心軸線溫度分布。在EP階段，由于電弧極性的改變，會使溫度場有明顯的擾動情況，該擾動的溫度影響最大值為9000 K。較之電弧穩定時的最高溫度來看，各極性的擾動情況就是不可忽視的，持續時間越長會使熔池穩定性越低。EP階段這種擾動的持續時間在2.5 ms內，占整個EP時長的62.5%。

圖8 16 mm厚鋁合金焊接下EP時刻變極性等離子體電弧中心軸線溫度分布

圖9 為16 mm厚鋁合金焊接下EN時刻變極性等離子體電弧中心軸線溫度分布。在EN階段，同樣存在著電弧極性變化的情況，溫度場有著明顯的波動情況，溫度擾動最大值為9000 K。較之電弧穩定時的最高溫度來看，各極性的擾動情況就是不可忽視的，持續時間越長會使熔池穩定性越低。EN階段擾動的持續時間也在3 ms內，占整個EN時長約為14%左右，持續穩定的熱輸入占整個焊接時長的78%。電流是電弧熱輸入的最直接的影響因素，電流的增大會影響極性變化溫度波動峰值的大小；但隨著基板板厚的增加，失穩電弧回復時間會隨之增加?；貜蜁r間的長短與溫度波動峰值的大小對熔池熱平衡有著重要的影響，回復時間越長。

圖9 16 mm厚鋁合金焊接下EN時刻變極性等離子體電弧中心軸線溫度分布

圖10為不同板厚下變極性等離子電弧在中軸線的溫度分布。圖10a為變極性等離子弧焊焊接5 mm鋁板材時，電弧位于小孔內部的中軸線上的溫度分布及溫度梯度變化情況。入口側溫度為16500 K，出口側溫度為13700 K；小孔內部溫度呈一個持續衰減的趨勢，且為線性溫度衰減，溫度梯度的最大峰值為1400 K/mm，出現在深度為1.5 ～2.0 mm處。圖10b為變極性等離子弧焊焊接16 mm鋁板材時，電弧位于小孔內部的中軸線上的溫度分布及溫度梯度變化情況。入口側溫度為26500 K，出口側溫度為13700 K；小孔內部溫度呈一個持續衰減的趨勢，且為而二次溫度衰減趨勢，與線性衰減想比，衰減程度更大；溫度梯度的最大峰值為2000 K/mm，出現在深度為6 mm處。變極性等離子體焊接電弧在不同板厚的出口側溫度均為13700 K左右，16 mm板厚的可能存在熔池穩定時電弧尾焰溫度閾值。由于板厚的增加改變了溫度分布的規律，5 mm板厚電弧溫度的衰減情況為線性，使得熔池更容易穩定，而16 mm厚板焊接的電弧溫度衰減情況為一個二次型，使得溫度變化更加復雜，熔池穩定性較之前5 mm顯然會降低很多。

圖10 不同板厚下變極性等離子電弧在中軸線的溫度分布

變極性等離子焊接過程是多物理場互相耦合的過程，試驗變量繁多冗雜，其中所包含的能量傳遞也十分復雜。圖11為變極性電弧在正反極性階段能量平衡示意圖。由上面電弧電流密度存在的差異，可以得到電弧在厚板焊接時能量衰減程度更大，電弧達到厚板底部已經消耗大部分能量，電弧本身處于臨界平衡狀態，在電弧極性轉變的波動下更加熔池使熔池失穩。

圖11 不同極性下VPPА能量平衡示意圖

3 結論

（1）變極性等離子弧焊接5 mm厚度鋁合金時，電流密度為1.0 × 106А/m2以上的區域幾乎涵蓋整個小孔熔池，但是在焊接16 mm厚板鋁合金時此電流密度為1.0 × 106А/m2以上的區域僅達到深度為12 mm處，并沒有覆蓋作用在整個小孔，相應地也就沒有5 mm熔池穩定性要高。

（2）電流的增大會影響極性變化溫度波動峰值的大??；但隨著基板板厚的增加，失穩電弧回復時間會隨之增加。

（3）隨著板厚的增加，變極性等離子弧溫度分布發生改變，5 mm板厚電弧溫度的衰減情況為線性，可能使得熔池更容易穩定，而16 mm厚板焊接的電弧溫度衰減情況為二次型，使得溫度變化更加復雜，較之前5 mm熔池穩定性或許會降低。