基于冶金反應(yīng)的埋弧焊熔滴過渡形態(tài)表征

孫咸

摘要：綜述了涉及焊接冶金反應(yīng)的埋弧焊熔滴過渡形態(tài)特征。結(jié)果表明，埋弧焊空腔中發(fā)生了一系列冶金反應(yīng)，其中滲Si、Mn增氧反應(yīng)對(duì)熔滴過渡主導(dǎo)力有一定影響。渣壁過渡形態(tài)是埋弧焊熔滴的主導(dǎo)過渡形態(tài)（含粗熔滴渣壁過渡和“鞭尾”形渣壁過渡形態(tài)）。埋弧焊冶金反應(yīng)與熔滴過渡形態(tài)間的關(guān)系，取決于熔滴過渡的力學(xué)條件。能改善過渡形態(tài)的添加物是SiO2和TiO2，惡化熔滴過渡的是CaF2。焊接工藝參數(shù)影響中，焊接電流的影響很強(qiáng)烈，電弧電壓的影響多為焊接電流的間接影響;電源極性和焊劑堿度有可能使熔滴增氧、細(xì)化熔滴，但不至于改變?nèi)鄣蔚脑谶^渡形態(tài)。

關(guān)鍵詞：冶金反應(yīng);渣壁過渡;熔滴過渡主導(dǎo)力;埋弧焊;電弧空腔

中圖分類號(hào)：TG401; TG403; TG445? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A? 文章編號(hào)：1001-2003（2020）09-0273-13

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.09.32

0? ? 前言

埋弧焊工藝的顯著特點(diǎn)是高效、自動(dòng)化，同時(shí)還具有焊接煙塵及飛濺小、成形美觀等優(yōu)點(diǎn)，是工業(yè)上最具潛力的電弧焊工藝之一，在橋梁、造船、建筑、能源、管道、壓力容器、風(fēng)塔、海洋平臺(tái)等工業(yè)部門獲得廣泛應(yīng)用。該工藝的另一個(gè)特點(diǎn)是電弧被掩埋在焊劑中燃燒，從外部看不到電弧發(fā)出的弧光和形態(tài)。這就妨礙了對(duì)該工藝的全面深入研究，有可能限制埋弧焊設(shè)備的換代和發(fā)展。目前對(duì)埋弧焊物理機(jī)制的認(rèn)識(shí)滯后于其他相關(guān)工藝，如GMAW[1]。涉及埋弧焊冶金方面的研究文獻(xiàn)并不鮮見，但是通常范圍很窄。有關(guān)埋弧焊熔滴過渡的文獻(xiàn)不少，大都集中在測(cè)試方法改進(jìn)、觀察現(xiàn)象描述、影響因素探討，以及對(duì)工藝質(zhì)量的影響等方面[1]。專題性探討焊接冶金反應(yīng)與熔滴過渡形態(tài)關(guān)系的文獻(xiàn)較為罕見。鑒于熔渣與金屬的冶金反應(yīng)在確定凝固焊縫的化學(xué)性質(zhì)方面起著重要作用，以及熔滴過渡形態(tài)對(duì)焊接工藝質(zhì)量的重要影響，有必要建立冶金反應(yīng)與熔滴過渡形態(tài)關(guān)系。為此，文中特意將埋弧焊冶金反應(yīng)與熔滴過渡形態(tài)、熔滴過渡的主導(dǎo)力，以及影響因素相聯(lián)系，探討冶金反應(yīng)與熔滴過渡形態(tài)間的關(guān)系。該項(xiàng)工作對(duì)于進(jìn)一步揭示埋弧焊熔滴過渡機(jī)理、豐富埋弧焊焊接冶金理論、研發(fā)新型焊接材料、改善焊接工藝質(zhì)量， 具有一定參考價(jià)值和實(shí)用意義。

1? ?埋弧焊電弧空腔及腔內(nèi)主要化學(xué)冶金反應(yīng)

1.1 電弧空腔

在埋弧焊電弧熱和焊劑產(chǎn)生的氣體壓力作用下，在電弧周圍形成了一個(gè)由焊劑熔渣殼所包圍并支撐著的空腔，被稱為電弧空腔。該空腔有效防止了大氣的侵入和污染。文獻(xiàn)[2]認(rèn)為，SAW中電弧空腔本質(zhì)上是動(dòng)態(tài)的，并提供了一個(gè)表征空腔形成、塌陷過程示意圖（見圖1）。電弧空腔的長(zhǎng)度隨焊劑產(chǎn)生的氣體膨脹而增大（圖1中No.1～No.4），達(dá)到最大尺寸后（圖1中No.4）逐漸變小（圖1中No.5～No.8）。在圖1中No .8瞬間渣殼的連續(xù)性被破壞，空腔坍塌。隨著電弧空腔內(nèi)溫度的升高、蒸發(fā)及電離粒子的增加，電弧空腔再次長(zhǎng)大。上述循環(huán)以十分之幾秒的周期重復(fù)進(jìn)行。

電弧空腔的氛圍由焊絲、母材和焊劑的成分決定。氣體的形成過程則涉及復(fù)雜的高溫化學(xué)冶金反應(yīng)。采用電壓式壓力傳感器、水壓計(jì)、真空石英玻璃氣體采樣器、光譜儀等多種測(cè)試方法的結(jié)果表明，電弧空腔內(nèi)充滿了以Fe為主的多種金屬元素（如Ca、Na、Mn、Mg、K等）蒸氣和焊劑分解產(chǎn)物（如CO、CO2、H2、OH化物、O2、TiF4或SiF4、HF等）以及多種氧化物蒸氣的混合物，并形成一定的壓力?？涨粌?nèi)氣體的壓力取決于焊劑類型和焊接參數(shù)（見表1）。文獻(xiàn)[3-4]在750 A和35 V的直流反接（DCEP）SAW中，測(cè)得電弧空腔中的附加壓力約為500 Pa。而文獻(xiàn)[5-6]測(cè)量了脈沖SAW中的電弧空腔壓力在0～7 500 Pa之間，其上限比文獻(xiàn)[3-4]高得多。

1.2 電弧空腔內(nèi)氧的來源

埋弧焊的主要冶金過程之一，就是電弧及熔池金屬的氧化。焊接時(shí)電弧空腔中氧的來源可能有以下幾個(gè)方面。

（1）母材或焊絲表面氧化物（如鐵銹、氧化鐵皮等）的氧化。

（2）焊劑成分中的氧化物和溶解于母材及焊絲中的原始氧化物。

（3）焊劑、焊絲中和母材金屬表面的水分。

（4）焊劑中活性氧化物高溫分解，如SiO2、MnO高溫分解的氧。

（5）氣相中的氧分子。空氣中的氧也可能直接穿過熔渣進(jìn)入電弧空腔。焊劑的透氣性取決于焊劑的成分、粒度以及焊劑層的厚度等，并隨焊劑的堿度上升而增加。隨焊劑堿度增加，F(xiàn)eO的活性增加[7]。

1.3 空腔內(nèi)主要化學(xué)冶金反應(yīng)

埋弧焊電弧空腔中主要化學(xué)冶金反應(yīng)極其對(duì)熔滴過渡主導(dǎo)力的影響見表2?？梢钥闯?，對(duì)于實(shí)心焊絲+焊劑的埋弧空腔中的焊接冶金過程，主要可以分為兩個(gè)反應(yīng)區(qū)：熔滴反應(yīng)區(qū)和熔池反應(yīng)區(qū)。

1.3.1 熔滴反應(yīng)區(qū)

從焊絲端部熔滴形成、過渡至焊縫熔池這一區(qū)間，可能發(fā)生以下冶金反應(yīng)：

（1）熔滴中的Fe、C、Si、Mn等元素與渣中氧化物作用，可能發(fā)生式（2-1）～式（2-6）化學(xué)冶金反應(yīng)。其中，式（2-1）和式（2-2）升高溫度時(shí)，平衡常數(shù)增大，反應(yīng)向右進(jìn)行。該反應(yīng)主要發(fā)生在熔滴階段和熔池的前部高溫區(qū)。已被試驗(yàn)數(shù)據(jù)（見表3）所證實(shí)[8]。式（2-3）和式（2-4）反應(yīng)不使熔滴和熔池中增氧，產(chǎn)生的CO氣體立即從熔滴或熔池中逸出。Ti 和Al進(jìn)入熔池增加了焊縫中的非金屬夾雜物。式（2-5）和式（2-6）反應(yīng)同樣增加了焊縫中的氧化物夾雜，從而使焊縫金屬中總含氧量上升[7]。

（2）焊劑或焊絲中的脫氧元素與熔滴中[FeO]作用，可能發(fā)生式（2-7）和式（2-8）化學(xué)冶金反應(yīng)。其中，式（2-7）在SiO2、TiO2含量較多的焊劑中，Mn的脫氧效果比較好。式（2-8）生成的SiO2熔點(diǎn)高，易造成非金屬夾雜物，增加了焊縫中的總氧量。

（3）渣中氧化物相互作用，可能發(fā)生式（2-9）化學(xué)冶金反應(yīng)。

1.3.2 熔池反應(yīng)區(qū)

在熔池反應(yīng)區(qū)將繼續(xù)進(jìn)行熔滴階段的反應(yīng)，只是反應(yīng)速度和反應(yīng)劇烈程度與熔滴階段不盡相同。

可以借助圖2分析化學(xué)冶金反應(yīng)對(duì)熔滴過渡主導(dǎo)力的影響。對(duì)焊劑中含有較多SiO2或較多MnO時(shí)，反應(yīng)式（2-1）和（2-2）分別向右進(jìn)行，熔滴滲Si或滲Mn同時(shí)增氧，減小了阻礙熔滴過渡向上的表面張力Fσ。式（2-3）～式（2-6）不使熔滴增氧，對(duì)熔滴過渡主導(dǎo)力的影響可能不大。式（2-7）和式（2-8）主要是脫氧和熔渣的形成，對(duì)熔滴過渡主導(dǎo)力的影響可能較小。 式（2-9）復(fù)合熔渣的形成，對(duì)熔滴過渡主導(dǎo)力的影響亦可能較小。

2 埋弧焊熔滴過渡形態(tài)

4例埋弧焊熔滴過渡形態(tài)實(shí)測(cè)結(jié)果見表4?？梢钥闯觯槍?duì)埋弧焊可視性的局限，文獻(xiàn)均采用了先進(jìn)的視頻、攝影技術(shù)及必要的輔助裝置，對(duì)埋弧焊電弧空腔進(jìn)行了觀察試驗(yàn)。文獻(xiàn)[9]指出在500～1 000 A、DCEP條件下，沒有觀察到短路現(xiàn)象，沒有噴射過渡的證據(jù);在500 A電流下觀察到非軸向大熔滴滴狀過渡（見圖3a）;在600 A及以上時(shí)觀察到焊絲尖端逐漸變細(xì)，通過類似電磁扭結(jié)不穩(wěn)定機(jī)制噴射出一個(gè)熔融的“鞭尾”

形尾巴，噴向焊劑壁過渡（見圖3b）。文獻(xiàn)[10]指出，在500～1 000 A、AC條件下，觀察到的類似于DCEP時(shí)的許多特征，關(guān)鍵是在EN（焊絲負(fù)）循環(huán)觀察到非常不規(guī)則的熔滴。在熔滴表面看到了移動(dòng)的陰極區(qū)。沒有觀察到像GMAW一樣的射滴或旋轉(zhuǎn)噴射型過渡。在500 A電流時(shí)觀察到大而不規(guī)則形滴狀過渡。在600～1 000 A時(shí)在EP（焊絲正）循環(huán)出現(xiàn)“鞭尾”形噴射熔滴，可能撞擊焊劑壁;72%的熔滴分離發(fā)生在EP循環(huán)。文獻(xiàn)[11]指出，在500～1 000 A、DCEP條件下，在所有情況下都沒有短路過渡，也沒有噴射過渡的證據(jù);但在500 A、交、直流時(shí)都觀察到非軸向粗滴狀過渡，在1 000 A時(shí)觀察到焊絲尖端噴射出熔融尾巴，很可能撞擊焊劑壁，墜落其一側(cè)，最終進(jìn)入熔池。文獻(xiàn)[12]指出，在600 A、DCEP條件下，電流和電壓波形圖顯示，不是短路過渡（見圖4）;同時(shí)給出一個(gè)典型滴狀過渡動(dòng)態(tài)視頻，觀察到無短路發(fā)生、也非噴射過渡的典型滴狀過渡瞬間過程，如圖5所示。由于電弧電壓較低，未抓拍到熔滴撞擊焊劑壁瞬間的圖像。

綜合分析上述案例，無論采用直流或交流電源，均排除了短路過渡或噴射過渡的可能性。在低電流時(shí)（如500 A）大多為非軸向滴狀過渡形態(tài)（飛渡大熔滴可能撞擊渣壁落入熔池），而在大電流時(shí)（如大于600 A）均出現(xiàn)了所謂“鞭尾”形噴射熔滴噴向焊劑壁，落入熔池現(xiàn)象。可以判定，渣壁過渡形態(tài)是埋弧焊電弧空腔內(nèi)發(fā)生的主導(dǎo)過渡形態(tài)。

3? ?冶金反應(yīng)與熔滴過渡形態(tài)之間的關(guān)系

埋弧焊電弧中相關(guān)冶金反應(yīng)與熔滴過渡形態(tài)間的關(guān)系如表5所示?？梢钥闯?，在焊劑中加入較多的SiO2或MnO，很容易發(fā)生滲Si或滲Mn增氧反應(yīng)（式5-1和式5-2），該反應(yīng)雖然無法改變粗熔滴被排斥的非軸向性，但對(duì)熔滴過渡中主導(dǎo)力之一的表面張力Fσ卻有減小的作用，有利于熔滴過渡條件（F分離力>F保持力）進(jìn)行[13]。當(dāng)焊接電流較小時(shí)，由于空腔氣氛可能含有一定量CO2或使電弧冷卻、斑點(diǎn)面積收縮，致使向上的斑點(diǎn)壓力Fb和氣體排斥力Fq并未減?。ǘ窃龃螅?，對(duì)大熔滴非軸向排斥性難以撼動(dòng)。當(dāng)焊接電流為600 A以上時(shí)，作用在熔滴上向下的電磁力Fem迅速增大，非常有利于熔滴過渡條件（F分離力>F保持力）進(jìn)行，導(dǎo)致指向焊劑壁面的“鞭尾”形噴射熔滴形成。不難看出，埋弧焊電弧區(qū)冶金反應(yīng)與熔滴過渡形態(tài)間的關(guān)系，取決于熔滴過渡的力學(xué)條件，當(dāng)冶金反應(yīng)促使F分離力增大，或促使F保持力減小時(shí)，既定的熔滴過渡形態(tài)順利進(jìn)行。

4 埋弧焊熔滴過渡形態(tài)影響因素

4.1 焊劑成分的影響

焊劑成分（添加物）對(duì)熔滴過渡形態(tài)的影響如表6所示。

（1）CaO。焊劑中CaO含量增加時(shí)，熔滴過渡指數(shù)變化的試驗(yàn)數(shù)據(jù)非常缺乏，難以評(píng)價(jià)對(duì)熔滴過渡形態(tài)的影響。這是由于CaO是穩(wěn)定的化合物，熔點(diǎn)高不易分解，只有配合其他成分形成共熔體時(shí)才可能作為造渣劑。盡管CaO在熔渣中的脫S、脫P(yáng)冶金反應(yīng)具有實(shí)用價(jià)值，但是在影響熔滴過渡主導(dǎo)力方面未見文獻(xiàn)報(bào)道。

（2）SiO2。隨焊劑中SiO2含量增加，熔滴過渡指數(shù)和過渡形態(tài)得以改善。這是由于：①熔滴中Si含量增加的同時(shí)，使熔滴氧化增氧（式6-1），降低了熔滴向上的表面張力Fσ，同時(shí)，SiO2熔渣蒸發(fā)形成的氣體排斥力Fq較小。②在焊劑中存在較多CaF2時(shí)（式6-2），電弧中形成的氣體化合物SiF4的負(fù)離子阻礙電子從陰極發(fā)射，增大斑點(diǎn)壓力Fb。CaF2很少時(shí)，上述影響很小。

（3）MnO。隨焊劑中MnO含量增加，熔滴過渡指數(shù)和過渡形態(tài)改善不明顯。這是由于熔滴中Mn含量增加的同時(shí)，使熔滴氧化增氧（式6-2），降低了熔滴向上的表面張力Fσ，同時(shí)，MnO熔渣蒸發(fā)形成的氣體排斥力Fq大于SiO2所致。

（4）TiO2。隨焊劑中TiO2含量增加，熔滴過渡指數(shù)和過渡形態(tài)得到一定程度改善。這是由于以下原因所致：①氧化物型焊劑中金紅石含有大量TiO2，雖然TiO2的鍵能小，表面張力也小，在渣中會(huì)使其表面張力下降;但是TiO2的結(jié)構(gòu)十分穩(wěn)定，在焊接條件下不使熔渣增氧，不能降低熔滴的界面張力，致使它對(duì)熔滴的細(xì)化作用很微弱。②另一方面，TiO2具有促進(jìn)SiO2還原反應(yīng)的作用（式6-1），一定程度上降低了熔滴向上的表面張力Fσ。③氧化物型焊劑中的CaF2含量很少，式（6-4）、（6-5）、（6-6）的反應(yīng)幾乎不會(huì)發(fā)生;同時(shí)，TiO2熔渣蒸發(fā)形成的氣體排斥力Fq較小，可能是熔滴被微細(xì)化主要原因。

（5）Al3O2。焊劑中Al3O2含量變化對(duì)熔滴過渡指數(shù)和過渡形態(tài)的影響，缺少試驗(yàn)數(shù)據(jù)，不宜評(píng)價(jià)。Al3O2在渣中的主要作用是造渣。

（6）MgO。焊劑中MgO含量變化，對(duì)熔滴過渡指數(shù)和過渡形態(tài)的影響，缺少試驗(yàn)數(shù)據(jù)，不宜評(píng)價(jià)。MgO在渣中的主要作用是造渣，也可能發(fā)生脫S、脫P(yáng)冶金反應(yīng)。

（7）CaF2。隨焊劑中CaF2含量增加，熔滴過渡指數(shù)和過渡形態(tài)惡化。這是因?yàn)榘l(fā)生式（6-9）、（6-10）反應(yīng)，在電弧空腔中形成的氣體化合物TiF4和SiF4的負(fù)離子阻礙電子從陰極發(fā)射，增大斑點(diǎn)壓力Fb，同時(shí)CaF2的蒸氣排斥壓力Fq最大所致。

總之，表中所列是焊劑中單個(gè)成分對(duì)熔滴過渡形態(tài)的影響。其中，能改善過渡形態(tài)的添加物是SiO2和TiO2;略有改善或改善不太明顯的是MnO;未知的是CaO、Al2O3和MgO;惡化熔滴過渡的是CaF2。實(shí)際上在空腔中形成的是多成分熔渣，各組分的交互影響十分復(fù)雜，其影響規(guī)律尚待研究。

4.2 焊劑物理性質(zhì)的影響

焊劑物理性質(zhì)對(duì)埋弧焊熔滴過渡影響的案例見表7?？梢钥闯?，焊劑熔渣的電導(dǎo)率提高，堿性渣熔滴的過渡頻率有所降低。這是熔渣的分流電流導(dǎo)致流經(jīng)焊絲端的電流減小，相當(dāng)于減小作用于熔滴上的電磁力Fem和增大表面張力Fσ所致。具有較高焊劑密度熔煉焊劑的熔滴過渡形態(tài)為渣壁過渡;而具有較低密度燒結(jié)焊劑的熔滴過渡形態(tài)為自由飛行過渡。這是由于空腔體積較小時(shí)（熔煉焊劑），橫向過渡的大熔滴比較容易撞擊渣壁，而空腔體積較大時(shí)（燒結(jié)焊劑），熔滴撞擊渣壁的幾率相對(duì)減小所致。熔渣的粘度較低增加了渣壁過渡的比例。這是粘性較低的熔渣可能含氟量較高，作用在熔滴向上的斑點(diǎn)壓力Fb增大，大熔滴與渣壁撞擊幾率增多所致。熔渣較高的表面活性增大了自由的渣壁過渡比率。這是由于降低了熔滴上表面張力Fσ，熔滴被細(xì)化所致。

4.3 焊接工藝參數(shù)的影響

（1）焊接電流的影響。焊接電流對(duì)SAW熔滴過渡影響的實(shí)例見表8。可以看出，無論電源種類如何，焊接電流的變化對(duì)熔滴過渡的影響十分強(qiáng)烈。隨焊接電流增大，熔滴尺寸（直徑）減小、過渡頻率增大，規(guī)律性很強(qiáng)。同時(shí)，隨焊接電流增大，出現(xiàn)大熔滴向小熔滴轉(zhuǎn)變的所謂轉(zhuǎn)變電流。理論分析表明，埋弧焊電弧空腔氣氛中CO2氣體的含量至少不占絕對(duì)優(yōu)勢(shì)。在所列2個(gè)案例中，當(dāng)焊接電流增大到一定數(shù)值時(shí)，均出現(xiàn)了“鞭尾”形噴射過渡形態(tài)。前者（DCEP）的電流為1 000 A，后者的電流為600～1 000 A。文獻(xiàn)[9]沒有觀察到短路過渡，卻認(rèn)為有渣壁過渡的可能性。上述結(jié)果可以用電弧空腔內(nèi)發(fā)生的式（2-1）和（2-2）冶金反應(yīng)予以解釋：在熔滴過渡階段，熔滴的滲Si滲Mn、氧化增氧[FeO]，降低了熔滴向上的表面張力Fσ，熔滴被細(xì)化;同時(shí)隨焊接電流的增大，作用在熔滴上向下的電磁力Fem也被增大，有利于熔滴過渡條件F分離力>F保持力進(jìn)行。至于“沒有觀察到短路過渡”，則與試驗(yàn)中電弧電壓較高（30～42 V）有關(guān)，該電壓的數(shù)值又是SAW電弧電壓自動(dòng)調(diào)節(jié)特性決定的。文獻(xiàn)[9]認(rèn)為，涉及小電流（500 A）時(shí)熔滴的非軸向自由過渡，有渣壁過渡的可能性。當(dāng)動(dòng)態(tài)電弧空腔形狀變小瞬間，非軸向（橫向）熔滴撞擊渣壁落入熔池的幾率應(yīng)當(dāng)是常態(tài)。

（2）電弧電壓的影響。與焊接電流的影響相比，電弧電壓對(duì)埋弧焊熔滴過渡形態(tài)的影響很小;電弧電壓的大部分影響可能是電流的間接影響。文獻(xiàn)[16]觀察到，隨著電壓的增加，熔滴的尺寸增加，熔滴分離頻率降低;但是，在直流反接中、非常高的電壓（高于50 V）下，采用的AN-60焊劑進(jìn)行焊接時(shí)，這種趨勢(shì)被逆轉(zhuǎn)，熔滴變得較小?？墒?，當(dāng)使用另一種焊劑時(shí)，它們無法達(dá)到這種熔滴細(xì)化效果。文獻(xiàn)[14]對(duì)電壓升高、熔滴粗化、頻率減小進(jìn)行了解釋：隨著電壓的升高，電弧空腔中更多的焊劑被熔化，熔渣的分流電流減小了流經(jīng)焊絲端頭的電流，導(dǎo)致熔滴粗化、過渡頻率降低。渣壁過渡到自由飛行過渡的轉(zhuǎn)變電流受電壓的影響。例如，電壓從26 V增加到32 V時(shí)，渣壁過渡轉(zhuǎn)變?yōu)樽杂娠w行過渡的電流從260 A增加到460 A。換言之，電弧電壓低時(shí)，轉(zhuǎn)變電流較小;電弧電壓高時(shí)，轉(zhuǎn)變電流壓升高。這仍然是由于熔渣的分流電流在起作用。電弧電壓高，熔渣分流電流大，通過焊絲的電流減小，轉(zhuǎn)變電流必須增大方可細(xì)化熔滴;反之，電弧電壓低，熔渣分流電流小，通過焊絲的電流較大，轉(zhuǎn)變電流相應(yīng)較小。在恒定電流下增加電壓時(shí)，渣壁過渡概率超過自由飛行過渡[15]。這是由于弧長(zhǎng)的增加會(huì)出現(xiàn)電弧不穩(wěn)，斑點(diǎn)壓力Fb增大;另一方面，電壓增大，熔渣分流電流使通過焊絲的電流減小，熔滴粗化非軸向性加劇，導(dǎo)致熔滴橫飛，撞擊渣壁的幾率加大。

（3）電源極性和焊劑堿度的影響。

文獻(xiàn)[9，17]通過垂直于焊接路徑插入一個(gè)薄鋼片“隧道”，拍攝埋弧焊電弧空腔中的熔滴過渡形態(tài)，并對(duì)典型規(guī)范下不同極性埋弧焊熔滴過渡視頻進(jìn)行比較，見表9?？梢钥闯觯?/p>

（1）當(dāng)電流500 A、電弧電壓30 V時(shí)，2種極性（直流反接和交流，以下同）空腔內(nèi)氛圍差不多，比較渾濁，焊劑顆粒紛紛下落，混合氣體彌漫。直流反接的電弧形態(tài)屬于連續(xù)、非活動(dòng)型，交流電的屬于斷續(xù)、活動(dòng)型。熔滴形狀不規(guī)則，完全不是明弧中所見的球形。過渡形態(tài)均為非軸向滴狀+爆炸過渡（非短路爆炸）。直流反接的熔滴直徑（3.58 mm）大于交流的（2.65 mm），而且前者的直徑大于焊絲直徑，后者則小于焊絲直徑。直流反接的熔滴過渡頻率（8.73 Hz）遠(yuǎn)低于交流的（27.93 Hz）。

（2）電流1 000 A、電弧電壓42 V時(shí)，2種極性（直流反接和交流，以下同）空腔內(nèi)氛圍相較500 A電流時(shí)變化不大。2種極性的電弧形態(tài)與500 A時(shí)相同。此時(shí)，2種極性的過渡形態(tài)在非軸向傾向減小、熔滴細(xì)化的同時(shí)，出現(xiàn)了在焊絲尖端逐漸變細(xì)處，噴射出熔融“尾巴”的所謂“鞭尾”形熔滴過渡形態(tài)，如圖6所示。直流反接和交流的熔滴直徑分別為2.37 mm和2.52 mm，都已被細(xì)化，均小于焊絲直徑，且粒度比較接近。直流反接和交流的熔滴分離頻率分別為81.94 Hz和76.28 Hz，都已大大提高，且兩種差別不大。上述結(jié)果表明，盡管兩種極性下熔滴直徑和熔滴分離頻率各不相同，包括隨電流增大變化趨勢(shì)的不同。但是兩種極性依然沒有完全改變埋弧焊熔滴撞擊渣壁過渡的鮮明特性。

為了進(jìn)一步了解直流電源下極性變化對(duì)埋弧焊熔滴過渡形態(tài)的影響，文獻(xiàn)[18]對(duì)5種不同堿度的焊劑在相同電流下進(jìn)行焊接試驗(yàn)，采用水冷銅板快速收集熔滴以及LECO氧氮聯(lián)測(cè)儀分別測(cè)試熔滴尺寸及其含氧量，如表10和圖7、圖8所示。結(jié)果表明，當(dāng)焊劑堿度不變時(shí)，直流反接的熔滴尺寸要小于直流正接的。這與熔滴過渡階段熔滴的增氧機(jī)制有關(guān)。除了在熔滴過渡區(qū)可能發(fā)生（2-1）、（2-2）式增氧反應(yīng)之外，熔滴與熔渣之間的電化學(xué)反應(yīng)是：

當(dāng)焊絲為陽極（+）時(shí)，（O2-）-2e→[O]? ? ? ?（DH-1）

當(dāng)焊絲為陰極（-）時(shí)，[O]+2e→（O2-）? ? ?（DH-2）

（DH-1）式為熔滴的增氧反應(yīng)，即在直流反接時(shí)熔滴增氧，被細(xì)化。（DH-2）式為熔滴的脫氧反應(yīng)，即在直流正接時(shí)熔滴脫氧，被粗化。該分析與表10實(shí)測(cè)結(jié)果完全一致。

基于上述電化學(xué)反應(yīng)，在直流反接時(shí)，隨焊劑熔渣堿度增大，熔滴尺寸減?。ㄒ妶D7）。這是由于隨焊劑熔渣堿度增大，熔滴中氧含量明顯增高（見圖8），熔滴增氧被細(xì)化所致。在直流正接時(shí)，隨焊劑熔渣堿度增大，熔滴尺寸增大（見圖7），則是由于隨焊劑熔渣堿度增大，熔滴中氧含量不升反降（見圖8），熔滴被粗化所致。

綜合分析圖7和圖8可知，盡管在電弧空腔內(nèi)增氧反應(yīng)是事實(shí)，但是與焊絲直徑相比，實(shí)測(cè)的熔滴尺寸變化不是太大，尤其在直流反接、熔滴被細(xì)化時(shí)，沒有觀察到焊絲變尖、熔滴特細(xì)，發(fā)生噴射過渡現(xiàn)象（這可能與圖7試驗(yàn)電流400 A較小有關(guān)）。也就是說，空腔內(nèi)的增氧反應(yīng)不可能改變埋弧焊渣壁過渡這一典型熔滴過渡形態(tài)，電弧的形態(tài)也不會(huì)受到大的影響。至于焊接熔渣堿度對(duì)熔滴尺寸的影響，取決于熔滴增氧的程度。遺憾的是沒有試驗(yàn)表明熔滴能被細(xì)化到改變?cè)谶^渡形態(tài)。

5 結(jié)論

（1）埋弧焊電弧空腔是由焊劑熔渣包圍、腔內(nèi)充滿金屬蒸氣、焊劑分解產(chǎn)物及多種氧化物蒸氣混合物的動(dòng)態(tài)、不連續(xù)渣壁小空間?？涨恢邪l(fā)生了一系列冶金反應(yīng)，其中滲Si、Mn增氧反應(yīng)對(duì)熔滴過渡主導(dǎo)力有一定影響。

（2）渣壁過渡形態(tài)是埋弧焊熔滴的主導(dǎo)過渡形態(tài)。在較小電流時(shí)為粗熔滴渣壁過渡形態(tài)，而在大電流時(shí)為 “鞭尾”形渣壁過渡形態(tài)。

（3）埋弧焊冶金反應(yīng)與熔滴過渡形態(tài)間的關(guān)系，取決于熔滴過渡的力學(xué)條件，當(dāng)冶金反應(yīng)促使F分離力增大，或促使F保持力減小時(shí)，既定的熔滴過渡形態(tài)順利進(jìn)行。

（4）能改善過渡形態(tài)的添加物是SiO2和TiO2;略有改善或改善不太明顯的是MnO;未知的是CaO、Al2O3和MgO;惡化熔滴過渡的是CaF2。各組分的交互影響十分復(fù)雜。熔渣的電導(dǎo)率等物理性質(zhì)對(duì)熔滴過渡亦有一定影響。

（5）焊接工藝參數(shù)影響中，焊接電流的影響很強(qiáng)烈，電弧電壓的影響多為焊接電流的間接影響;電源極性和焊劑熔渣堿度有可能使熔滴增氧、細(xì)化熔滴，但不至于改變?nèi)鄣蔚脑谶^渡形態(tài)。

參考文獻(xiàn)：

[1] Sengupta V， Havrylov D， Mendez P F. Physical Phe-nomena in the Weld Zone of Submerged Arc Welding— A Review[J]. Welding Journal， 2019， 98（10）： 283-313.

[2] Eichhorn F， Engel A. Dynamisches Verhalten der Unter-pulver-Schwei zone[M]. Germany： VS Verlag fuer Sozialwissenschaften， 1974.

[3] Kuzmenko V G. Continuity of slag shell in submergedarc welding[J]. Avtomatich. Svarka， 1998（3）： 14-19.

[4] Kuzmenko V G. Integrity of the slag envelope in? sub-merged-arc welding[J]. The Paton Welding Journal， 1998， 10（3）： 119-124.

[5] Reisgen U， Willms K， Sharma R， et al. Diagnosticprocess analysis of the submerged-arc by welding highstrength fine-grained structural steels[R]. In International Institute of Welding Document Number 212-2205-15， Helsinki， Finland. 2015.

[6] Reisgen U， Schaefer J， Willms K. Analysis of thesubmerged arc in comparison between a pulsed and non-pulsed process[J]. Welding in the World， 2016， 60（4）： 703-711.

[7] 蘇仲鳴. 焊劑的性能與使用[M]. 北京： 機(jī)械工業(yè)出版社， 1989： 293-298.

[8] 張文鉞. 焊接冶金學(xué)[M]. 北京： 機(jī)械工業(yè)出版社，1996： 60.

[9] Sengupta V， Mendez P F. Effect of current on metaltransfer in SAW. Part 1： DCEP[J]. Welding Journal， 2017， 96（7）： 241-249.

[10] Sengupta V， Mendez P F. Effect of current on metal?transfer in SAW. Part 2： AC[J]. Welding Journal， 2017， 96（8）： 271-278.

[11] Mendez P F， Goett G， Guest S D. High speed videoof metal transfer in submerged arc welding[J]. WeldingJournal， 2015，? 94（10）： 326-333.

[12] Komen Hisaya， Abe Yohei， Fujimoto Takahiro， et al.Visualization of Submerged Arc Welding Phenomenaby X-ray Observation and Direct Observation[J]. Welding Letters， 2018， 36（4）： 9-12.

[13] 孫咸. 鈦型氣體保護(hù)藥芯焊絲熔滴細(xì)化機(jī)理及其控制[J]. 機(jī)械制造文摘（焊接分冊(cè)）， 2014（5）： 17-23.

[14] Franz U. Vorgnge in der kaverne beim UPschweien，teil I[J]. Schwei technik， 1995， 15（4）： 145-150.

[15] Adrichem V， Th. J.. Metal transfer in submerged-arc welding[R]. In International Institute of Welding Document Number 212- 78-66， Nijmegen， Holland.

[16] Pokhodnya I K. A method of investigating the pro-cesses of melting and transfer of electrode metal during welding[J]. Automatic Welding， 1964， 17（2）： 1-10.

[17] G. tt， G.， Gericke， A.， Henkel， K. M.， et al. Optical andspectroscopic study of a submerged arc welding cavern[J]. Welding Journal， 2016， 95（12）： 491-499.

[18] 劉鵬飛.CaO-SiO2-Al2O3渣系直流SAW鋼-渣熔體熔滴反應(yīng)區(qū)化學(xué)冶金致氧機(jī)理及動(dòng)力學(xué)初探[D].江蘇： 江蘇科技大學(xué)， 2005： 31-36.

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