楊玉東, 劉 佳, 石 巖, 張亞亮

(長(zhǎng)春理工大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院, 長(zhǎng)春 130022)

引 言

如何實(shí)現(xiàn)節(jié)能環(huán)保是當(dāng)今各國(guó)亟需解決的問(wèn)題，工業(yè)產(chǎn)品的輕量化設(shè)計(jì)得到各國(guó)政府和企業(yè)的高度重視。鋁合金具有高強(qiáng)度、質(zhì)量輕、耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)[1]，將其替代鋼鐵材料，可大大減輕構(gòu)件的質(zhì)量，是節(jié)能環(huán)保的最佳材料之一。目前，鋁合金焊接結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車、軌道交通等運(yùn)載工具及其相關(guān)行業(yè)之中[2-3]。鋁合金焊接常采用激光焊和電弧焊，激光焊具有精度高、靈活度大、生產(chǎn)效率高、可獲得較大的深寬比，其缺點(diǎn)是裝配精度高，容易燒蝕有益金屬元素，這也使激光焊接的推廣受到一些限制；熔化極惰性氣體(metal inert-gas，MIG)保護(hù)焊是電弧焊中常用的方法之一，具有無(wú)污染、熱源集中、適合全方位焊接但仍存在有焊接變形大、飛濺嚴(yán)重和焊接生產(chǎn)效率低等缺點(diǎn)[4].。激光-電弧復(fù)合焊接技術(shù)結(jié)合了激光和電弧的優(yōu)點(diǎn)，彌補(bǔ)了各自的不足，并且實(shí)現(xiàn)了“1+1>2”的協(xié)同效應(yīng)[5-13]，使其成為工業(yè)生產(chǎn)中最具有前景的高效焊接技術(shù)之一。激光-電弧相互作用中激光對(duì)電弧具有壓縮作用，減小飛濺，電弧可以稀釋光致等離子體，降低其對(duì)激光的散射和吸收，同時(shí)提高激光焊對(duì)工件間隙和錯(cuò)邊的適應(yīng)性。由于激光-電弧復(fù)合焊接過(guò)程中稠密的等離子體會(huì)對(duì)入射激光產(chǎn)生折射，形成的“負(fù)透鏡效應(yīng)”會(huì)對(duì)焊接成形質(zhì)量造成影響。研究表明，在激光-電弧焊接過(guò)程中，保護(hù)氣體噴嘴是影響焊接質(zhì)量的重要因素。ZHANG等人[14]研究發(fā)現(xiàn)保護(hù)氣體噴嘴位置及角度變化會(huì)對(duì)光致等離子體的尺寸特征產(chǎn)生影響，適當(dāng)?shù)膰娮煳恢门浜陷^小的保護(hù)氣體流量可以達(dá)到抑制等離子體保證焊接質(zhì)量的效果。ANCONA等人[15]采用一種雙噴嘴側(cè)吹裝置使得激光焊接熱傳遞效率提高，焊縫深寬比增大，大大改善了焊接質(zhì)量。ZHANG等人[16]研究發(fā)現(xiàn)側(cè)吹保護(hù)氣體噴嘴高度的變化會(huì)對(duì)光致等離子體行為和焊縫形貌有顯著的影響。目前對(duì)于保護(hù)氣體噴嘴的研究主要集中在噴嘴高度、噴嘴角度方面，但對(duì)保護(hù)氣體噴嘴形狀、尺寸對(duì)焊接質(zhì)量的影響鮮有報(bào)道。

本文中建立了不同形狀噴嘴的外流場(chǎng)數(shù)值模型，主要研究保護(hù)氣體噴嘴的形狀和尺寸對(duì)焊接過(guò)程的穩(wěn)定性，以及焊縫的成形，熔深、熔寬和氣孔率。

1 試驗(yàn)材料、設(shè)備及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)中采用10mm厚5083-O鋁合金板，尺寸為100mm×50mm×10mm。鋁合金平板堆焊的填充材料選用ER5087焊絲，焊絲直徑為?1.2mm。母材及焊絲的化學(xué)成分見表1。

Table 1 Chemical composition (mass fraction) of 5083 aluminum alloy and filler wire

materialSiFeCuMnMg5083aluminumalloy0．0040．0040．0010．004～0．010．04～0．049ER50870．000220．00150．000050．0090．048materialCrZrZnTiAl5083aluminumalloy0．0005～0．0025—0．00250．0015balanceER5087—0．00082——balance

1.2 試驗(yàn)設(shè)備及方法

本試驗(yàn)中采用德國(guó)TRUMPF公司生產(chǎn)的HL4006D型Nd∶YAG激光器、松下Panasonic YM-350AG2型MIG焊機(jī)及KUKA機(jī)器人組成的自動(dòng)化復(fù)合焊接系統(tǒng)對(duì)5083鋁合金板進(jìn)行平板堆焊試驗(yàn)。YAG激光波長(zhǎng)λ=1064nm，光束質(zhì)量因子為25mm·mrad，光斑直徑D=0.6mm，送絲電機(jī)額定電流為8.0A，激光功率P=3.0kW，焊接電流I=200.0A，電弧電壓U=20.8V，焊接速率v=1m/min，離焦量Δf=-2mm，焊絲末端在工作表面的接觸點(diǎn)和激光束在工作表面的作用點(diǎn)之間的距離DLA=3mm，保護(hù)氣體為純度99.9%的氬氣其流量為25L/min。除此之外試驗(yàn)過(guò)程中所涉及的焊接噴嘴形狀、尺寸參量見表2。

Table 2 Nozzle shapes and size parameters

焊接之前用鋼刷對(duì)試樣進(jìn)行打磨以去除表面氧化膜，然后用丙酮擦拭去除表面粉塵及油污。試驗(yàn)中采用高速相機(jī)和漢諾威電弧分析儀分別對(duì)熔滴過(guò)渡形式和實(shí)時(shí)的電流、電壓變化進(jìn)行觀察和監(jiān)測(cè)，從而分析整個(gè)焊接過(guò)程的穩(wěn)定性。高速相機(jī)像素為480×480，拍攝速率為5000frame/s。為了便于高速相機(jī)拍攝，采取焊槍位置不動(dòng)，工作臺(tái)行走的方式。焊接采用電弧引導(dǎo)激光的方式，激光束采用垂直入射，MIG焊槍與鋁合金板平面成60°，激光束與焊槍夾角為30°。圖1為工件、焊槍及激光束位置關(guān)系。

Fig.1 Position diagram of workpieces, laser beam, and welding torch

焊接完成后，使用線切割機(jī)床將工件沿著橫截面切開，并依次標(biāo)為P1～P3，按照金相試樣制作標(biāo)準(zhǔn)對(duì)試樣進(jìn)行研磨、拋光，并用Keller試劑(95.0mL水+2.5mL HNO3+1.5mL HCL+1.0mL HF)進(jìn)行腐蝕。對(duì)焊縫熔深d、熔寬w及余高h(yuǎn)等主要參量及氣孔試樣進(jìn)行測(cè)量和標(biāo)定。焊縫截面形貌參量標(biāo)定如圖2所示。

Fig.2 Morphology of welding cross section and calibration of basic parameters

2 噴嘴保護(hù)氣體外流場(chǎng)數(shù)值模擬

2.1 計(jì)算理論基礎(chǔ)

物理守恒定律決定保護(hù)氣體的空間流動(dòng)，而基本的守恒定律有質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律、能量守恒定律。模擬保護(hù)氣體噴嘴外部流場(chǎng)的運(yùn)動(dòng)狀況除了這些基本守恒定律，湍流模型的選擇對(duì)于數(shù)值精度影響很大。標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型在強(qiáng)旋流、彎曲曲面或彎曲流線流動(dòng)時(shí)，會(huì)產(chǎn)生一定的失真。在湍流模型的選擇上，本次模擬選擇重正規(guī)化群 (re-normalization group, RNG)k-ε雙方程模型，這是一種改進(jìn)的k-ε模型[17-19]，其k和ε相對(duì)應(yīng)的輸運(yùn)方程為:

式中，xi和xj是跡線在i和j方向的分量；t是運(yùn)動(dòng)時(shí)間;ui是平均速率在i方向的分量;ρ為液體密度；μi和μj是動(dòng)力粘度系數(shù)；k為湍動(dòng)能；ε為耗散能;C1ε,C2ε和C3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，取C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09；αk和αε是湍動(dòng)能k和耗散能ε對(duì)應(yīng)的Prandtl數(shù)，其中αk=1.39，αε=1.39；Sk和Sε為用戶自定義源項(xiàng)，可以根據(jù)不同情況設(shè)定；Gk是由層流速度梯度而產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；Gb是由浮力而產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；YMa是湍流中脈動(dòng)擴(kuò)張產(chǎn)生的波動(dòng)能；μeff和Rε為修正參量。

在RNGk-ε模型中的μeff,Rε等其它修正參量，使得RNGk-ε模型相比于標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型對(duì)瞬變流和流線彎曲的影響作出更好的反應(yīng)。

2.2 相關(guān)參量設(shè)定

本文中的模型進(jìn)口流量為已知條件，入口速度大小可以由流體的體積流量Q和噴嘴入口面積S決定，如下所示:

(3)

在確定入口速度后還要設(shè)定求解湍流模型的其它各項(xiàng)參量，其計(jì)算公式為：

(4)

式中,Re是入口雷諾數(shù)；v是流體的入口速率(m/s)；d是當(dāng)量直徑，當(dāng)管道為圓管時(shí)，當(dāng)量直徑等于圓管直徑；當(dāng)管道為非圓管時(shí)，當(dāng)量直徑等于4倍的水力半徑(m)；μ是動(dòng)力粘度系數(shù)，取為2.13×10-5kg/(m·s)；ρ是流體密度，取氬氣密度為1.62kg/m3；Ma為馬赫數(shù)；c為當(dāng)?shù)芈曀?，取?40m/s；L為水力半徑(m)；A為過(guò)流斷面積(m2)；χ為濕周長(zhǎng)(m)。

依據(jù)上述公式得到數(shù)值仿真所需要的各項(xiàng)參量，如表3所示。

Table 3 Parameters data of numerical simulation

2.3 模型簡(jiǎn)化

試驗(yàn)中噴嘴出口氣體速率均小于5m/s，Ma?1，故保護(hù)氣體的密度可以忽略[20]，將氬氣簡(jiǎn)化成不可壓縮氣體，采用壓力求解器進(jìn)行數(shù)值求解。

湍流是一種高度復(fù)雜的3維非穩(wěn)態(tài)，帶旋轉(zhuǎn)的不規(guī)則流動(dòng)，采用湍流模型模擬噴嘴外流場(chǎng)，更符合保護(hù)氣體真實(shí)分布。

采用FLUENT軟件計(jì)算噴嘴外流場(chǎng)，不考慮氣體與激光束、氣體與工件之間的熱交換。

2.4 仿真過(guò)程

用SOLIDWORKS 2014建立保護(hù)氣體噴嘴3維模型，氣體流場(chǎng)的計(jì)算區(qū)域大小是底面為?100mm、高為80mm的一個(gè)圓柱體。

利用WORKBENCH 17.0對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分和邊界條件的設(shè)置。由于在噴嘴處應(yīng)力較大，因此采用更小的網(wǎng)格單元，如圖3所示。

Fig.3 Nozzle meshing and the setting of boundary conditions

采用流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)軟件FLUENT 17.0對(duì)在相同氣體流量下不同形狀噴嘴的氣體外流場(chǎng)進(jìn)行模擬計(jì)算。

2.5 計(jì)算結(jié)果與分析

由圖4可知：保護(hù)氣體從噴嘴噴出后，在A處速度梯度大，衰減較快，湍流劇烈，在其周圍形成多個(gè)小漩渦；外側(cè)噴嘴邊緣處形成反方向渦流，隨后以接近層流的狀態(tài)，沿軸線方向向兩側(cè)流動(dòng)。B處是焊接作用區(qū)，保護(hù)氣體均布，保護(hù)作用的范圍大，氣流沒(méi)有較大的偏移和旋轉(zhuǎn)，流動(dòng)穩(wěn)定，但是該區(qū)氣流速率在0.5m/s左右，氣流的挺度小，抵抗外界干擾的能力較低，同時(shí)氣體作用在工件表面的靜壓力小，保護(hù)效果將受到影響。增加保護(hù)氣體的流量將會(huì)提高該處的保護(hù)效果。在C處形成一個(gè)巨大的渦流區(qū)，由于氣流挺度進(jìn)一步減小，無(wú)法克服外界干擾，流線變得雜亂無(wú)序。

Fig.4 Cloud chart of axial flow velocity of multi row round tube nozzle

由圖5可知：保護(hù)氣體從噴嘴噴出后，在A處噴嘴口的邊緣處形成“手鐲狀”的渦流區(qū)，湍流劇烈，由于“手鐲狀”的渦流區(qū)范圍較大，使得B處的邊緣區(qū)產(chǎn)生多個(gè)小漩渦，影響對(duì)工件的保護(hù)效果；在B處，氣體中間流線由于受到A處大渦流的間接影響產(chǎn)生一個(gè)收縮現(xiàn)象，使保護(hù)作用區(qū)域減小，也會(huì)對(duì)焊接效果造成影響。在C處，由于距“手鐲狀”的渦流區(qū)較遠(yuǎn)，大渦流區(qū)的影響較小，氣流中間流線呈“傘狀”發(fā)散。

Fig.5 Cloud chart of axial flow velocity of single side round tube nozzle

由圖6可知：保護(hù)氣體從噴嘴流出后，在A處噴嘴口的邊緣形成“方形環(huán)狀”渦流，由于速度梯度較小，湍流平緩，而且渦流區(qū)在軸線方向的影響距離小，對(duì)焊接區(qū)B處的影響小。在B處，由于中間流線的速度梯度小，速度衰減較慢，氣流的挺度高，作用在工件表面的靜壓力較大，焊接保護(hù)效果較好。但是與多排噴嘴相比，單個(gè)方管的有效保護(hù)區(qū)域小，從而會(huì)影響保護(hù)效果。在C處，氣流呈“棒狀”分布，流線均布，流場(chǎng)穩(wěn)定，主要是單個(gè)方管的速度衰減慢，高挺度的保護(hù)氣流足以克服外界干擾，從而使流動(dòng)更穩(wěn)定。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析與討論

為了驗(yàn)證數(shù)值模型計(jì)算所得到的各種噴嘴有效保護(hù)范圍和氣流挺度，常采用粒子圖像測(cè)速(particle image velocimetry，PIV)，由于電荷耦合元件(charge coupled device，CCD)相機(jī)拍攝需要對(duì)光強(qiáng)進(jìn)行標(biāo)定，同時(shí)還需要結(jié)合圖像方面的知識(shí)，實(shí)際操作具有一定的難度，本文中采用間接的方法(保護(hù)氣流有效保護(hù)范圍大，對(duì)工件有較好的保護(hù)作用，焊接過(guò)程更穩(wěn)定，而且熔池積聚的更多能量會(huì)向四周擴(kuò)散，使得焊縫邊界更多的金屬被熔化，液態(tài)熔池寬度和深度增加；保護(hù)氣流挺度高，保護(hù)氣體作用在熔池表面的靜壓力大，不利于氣孔的上浮逸出，試件氣孔率低)對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

3.1 不同形狀的噴嘴對(duì)焊接穩(wěn)定性的影響

通過(guò)高速相機(jī)觀察發(fā)現(xiàn)，不同形狀噴嘴下的鋁合金焊接過(guò)程中熔滴呈顆粒狀且直徑大于焊絲，焊絲端部熔滴的過(guò)渡形式均為粗熔滴過(guò)渡，顆粒狀的金屬液滴周期性地進(jìn)入熔池。圖7中給出多排圓管噴嘴的熔滴過(guò)渡形態(tài)(T表示時(shí)間周期)；采用漢諾威電弧分析儀記錄不同噴嘴形狀下的鋁合金焊接過(guò)程中電壓和電流的波動(dòng)狀況，試驗(yàn)得到電弧電壓和焊接電流的概率密度分布曲線，電弧電壓、焊接電流波形圖，以及相關(guān)電弧物理特性指數(shù)。圖8、圖9分別是試驗(yàn)得到的不同形狀噴嘴焊接電流概率密度分布圖和3.0s～3.2s內(nèi)焊接電流波形圖。圖9為不同形狀噴嘴熔滴過(guò)渡頻率。

Fig.7 Melt dripping transition process of multi row round tube nozzle

Fig.8 Welding current probability density under different nozzle shapes

Fig.9 Welding current fluctuation under different nozzle shapes

由圖8可以看出，多排圓管的“駝峰”對(duì)應(yīng)的電流為試驗(yàn)電流200A，單個(gè)圓管和單個(gè)方管的“駝峰”對(duì)應(yīng)的電流在180A附近；在大電流區(qū)，多排圓管的焊接電流波形曲線最靠下，單個(gè)方管在最上端，單個(gè)圓管處在兩者曲線之間。電流概率密度分布曲線越靠下，說(shuō)明熔滴過(guò)渡時(shí)的短路傾向越小，由短路引起的大電流的概率越小[21]。

與電流概率密度分布曲線相對(duì)應(yīng)，從圖9可以看出，多排圓管、單個(gè)方管和單個(gè)圓管中出現(xiàn)凸起和尖鋒的頻次依次提高；多排圓管噴嘴下的電流波形均勻、細(xì)密；單個(gè)圓管噴嘴的電流波形波動(dòng)較大，尖峰和紊亂較多；方形噴嘴下的電流波形較均勻，偶爾出現(xiàn)尖峰。

從漢諾威電弧分析儀的角度，結(jié)合圖8和圖9可以得出：多排圓管噴嘴穩(wěn)定性最好，單個(gè)方管次之，單個(gè)圓管最差。

由圖10得出：多排圓管熔滴過(guò)渡時(shí)間最長(zhǎng)，單個(gè)方管次之，單個(gè)圓管最小。氣流挺度越大，作用在熔滴表面的力越大，使熔滴更易被吹離焊絲，單個(gè)圓管噴嘴和單個(gè)方管噴嘴的熔滴過(guò)渡時(shí)間都小于多排圓管噴嘴，與電弧分析記錄的焊接穩(wěn)定性相符合。

Fig.10 Melt dripping transition frequency under different nozzle shapes

單個(gè)圓管噴嘴和單個(gè)方管噴嘴在B處氣體流速高于多排圓管，強(qiáng)大的氣流，導(dǎo)致熔滴強(qiáng)烈的變形，被吹成塊狀、片狀和帶狀，形成密集的短路過(guò)渡[21]，電流波動(dòng)劇烈，焊接穩(wěn)定性變差；氣體動(dòng)力除了使熔滴強(qiáng)烈變形外，還表現(xiàn)為對(duì)熔滴的吹送作用，高挺度的保護(hù)氣流使熔滴更容易被吹離焊絲端部，表現(xiàn)為：?jiǎn)蝹€(gè)圓管噴嘴和單個(gè)方管噴嘴的熔滴過(guò)渡時(shí)間小于多排圓管噴嘴的過(guò)渡時(shí)間。單個(gè)圓管在B處有許多小渦流，且氣體中間流線由于受到A處大渦流的間接影響產(chǎn)生一個(gè)收縮現(xiàn)象，使得焊接區(qū)氣體速率不均勻，氣流挺度變差，降低了焊接穩(wěn)定性；單個(gè)方管在B處沒(méi)有小渦流且有效保護(hù)范圍較大，所以單個(gè)方管的穩(wěn)定性優(yōu)于單個(gè)圓管。

3.2 不同形狀噴嘴對(duì)焊縫熔深d的影響

由圖11和圖12可知，在不同形狀噴嘴下，多排圓管噴嘴下的熔深最大，單個(gè)方管噴嘴次之，單個(gè)圓管噴嘴熔深小。

熔深的大小和焊接線能量有直接關(guān)系。在相同氣體流量下，由2.4節(jié)中的仿真結(jié)果可知,多排圓管噴嘴的保護(hù)范圍最大，等離子密度較小，等離子體的“負(fù)透鏡效應(yīng)”程度低，母材吸收的激光能量增加，表現(xiàn)為熔深最大；和多排圓管噴嘴相比，單個(gè)方管噴嘴氣體保護(hù)范圍較小，從而表現(xiàn)為熔深低于多排圓管噴嘴。單個(gè)圓管在B處的“收縮現(xiàn)象”使有效保護(hù)范圍最小且B處周圍有許多漩渦，保護(hù)氣體吹散等離子云的范圍有限，熔深最小。

Fig.11 Penetration under different nozzle shapes

Fig.12 Weld appearance under different nozzle shapes

3.3 不同形狀噴嘴對(duì)焊縫熔寬w的影響

由圖12和圖13可知，在不同形狀噴嘴下，多排圓管噴嘴下的熔寬最大，單個(gè)方管次之，單個(gè)圓管熔寬最小。

鋁合金激光電弧復(fù)合焊接中電弧是影響熔池寬度的主要因素。相同氣體流量下，多排圓管保護(hù)噴嘴較其它兩種形狀的噴嘴的保護(hù)范圍大，保護(hù)氣體在電弧焊接區(qū)與激光焊接區(qū)都能起到很好的保護(hù)作用，熔池積聚的更多能量會(huì)向四周擴(kuò)散，使得焊縫邊界更多的金屬被熔化，液態(tài)熔池寬度增加。在第2.4節(jié)中的模擬仿真結(jié)果可知，單個(gè)方管噴嘴氣體保護(hù)范圍介于多排圓管噴嘴和單個(gè)圓管噴嘴之間，保護(hù)氣體在激光焊接區(qū)起到很好的保護(hù)作用，但在電弧焊接區(qū)不能充分保護(hù)，激光對(duì)電弧的壓縮作用增大，電弧弧長(zhǎng)減小，電弧對(duì)工件的加熱面積減小，熔寬減小。單個(gè)圓管在B處的“收縮現(xiàn)象”使有效保護(hù)范圍最小，僅在激光焊接區(qū)起到保護(hù)作用且B處周圍有許多漩渦，保護(hù)氣體吹散等離子云的程度有限，熔深最小。

Fig.13 Weld width under different nozzle shapes

3.4 不同形狀噴嘴對(duì)焊縫內(nèi)部氣孔率的影響

觀察圖14發(fā)現(xiàn),大部分氣孔呈橢圓形或條蟲形，推斷認(rèn)為這些氣孔主要為工藝氣孔。同時(shí)，在焊縫內(nèi)部發(fā)現(xiàn)有少量形狀極其規(guī)則的氣孔，這主要是由于未完全熔化的氧化膜中水分受熱分解析出氫，這些氫依附于氧化膜而直接形成的氣孔，也就是所謂的氧化膜氣孔。

Fig.14 Hole sample morphology under different nozzle shapes

由圖15可知，在相同保護(hù)氣體流量不同保護(hù)噴嘴下，多排圓管噴嘴下的氣孔率最大，單個(gè)方管噴嘴氣孔率最小，保護(hù)效果最好，單個(gè)圓管噴嘴的保護(hù)效果介于兩者之間。

Fig.15 Sample porosity under different nozzle shapes

匙孔深度是影響氣孔率大小的主要因素。在2.4節(jié)中的仿真結(jié)果可知，多排圓管噴嘴在焊接區(qū)氣流的挺度差，保護(hù)氣體作用在熔池表面的靜壓力小，不利于氣孔的上浮逸出。依據(jù)3.2節(jié)中的分析可得,多排圓管噴嘴的熔深最大，更多的激光能量通過(guò)匙孔傳遞到熔池底部，熔池底部氣體來(lái)不及溢出熔池，其表面已經(jīng)凝結(jié)，因此氣孔增多，氣孔率最大。單個(gè)方管在焊接區(qū)的氣流挺度大，作用在熔池表面的靜壓力大，易于氣體的上浮溢出，其熔深和熔寬都較小也利于氣體從熔池中溢出，氣孔率最低。和單個(gè)方管相比，單個(gè)圓管噴嘴氣流挺度小，氣孔率介于多排圓管和單個(gè)方管之間。

4 結(jié) 論

(1)在相同流量下，多排圓管噴嘴的保護(hù)范圍大，氣流挺度??；單個(gè)方管噴嘴氣流挺度大，有效保護(hù)范圍??；單個(gè)圓管噴嘴的有效保護(hù)范圍和氣流挺度都較差。

(2)在相同氣體流量下，多排圓管噴嘴的焊接過(guò)程更穩(wěn)定；多排圓管噴嘴下的焊縫熔深和熔寬最大，單個(gè)方管噴嘴次之，單個(gè)圓管噴嘴最??；多排圓管噴嘴下的氣孔率最大，單個(gè)方管噴嘴氣孔率最小，保護(hù)效果最好，單個(gè)圓管噴嘴的保護(hù)效果介于兩者之間。

(3)結(jié)合焊接試驗(yàn)可知，焊接試驗(yàn)結(jié)果很好地驗(yàn)證了數(shù)值模型計(jì)算所得到的各種噴嘴有效保護(hù)范圍和氣流挺度。

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