黃仕程， 黃一鳴, 2*， 楊立軍*， 袁 炯， 林智雄， 趙曉燕

1. 天津大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院， 天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 天津 300350

2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)先進(jìn)焊接與連接國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 黑龍江 哈爾濱 150001

引 言

增材制造技術(shù)因降低生產(chǎn)時(shí)間和成本， 減少材料浪費(fèi)等優(yōu)點(diǎn)受到航空航天、 軍事、 汽車(chē)、 國(guó)防、 建筑等領(lǐng)域廣泛關(guān)注[1]。 金屬增材制造技術(shù)以金屬絲材或粉末為原料， 其熱源主要有電子束、 激光和電弧[2]。 絲材電弧增材制造技術(shù)(wire arc additive manufacturing, WAAM)是以金屬絲材為原料， 電弧為熱源的直接能量沉積技術(shù)， 避免了粉末的回收， 提高了沉積效率[3-4]。 WAAM工藝主要有TIG(tungsten inert gas)增材制造、 MIG(metal inert gas)增材制造、 CMT(cold metal transfer)增材制造和PAW(plasma arc welding)增材制造， 這些工藝均以一層一層的方式來(lái)熔化絲材沉積金屬[5]。 以脈沖TIG電弧為熱源的WAAM， 能夠在脈沖電流峰值熔化焊絲， 在脈沖電流基值降低熱輸入， 參數(shù)調(diào)節(jié)范圍廣， 熱輸入控制靈活， 便于精確控制成形質(zhì)量[6-7]。 實(shí)心焊絲常用于TIG-WAAM， 但藥芯焊絲中包含更多金屬元素， 冶金反應(yīng)豐富， 絲材成分調(diào)控靈活[8]， 得到的成形件質(zhì)量好， 熔敷金屬有更好的工藝性能和力學(xué)性能。

在藥芯焊絲脈沖TIG-WAAM過(guò)程中， 薄壁成形件側(cè)壁無(wú)約束， 出現(xiàn)電弧“騎”在成形件兩側(cè)的現(xiàn)象， 電弧形狀不同于一般的TIG電弧， 像是倒“Y”形， 稱(chēng)之為倒Y形電弧。 倒Y形電弧對(duì)成形件兩側(cè)均有加熱作用， 相比焊接過(guò)程的電弧約束條件差異較大， 對(duì)成形有著重要影響。 此外， 由于送絲角度不當(dāng)或前一道熔敷層成形不良等因素的影響， 造成倒Y電弧發(fā)生偏移， 電弧僅騎在成形件一側(cè)， 導(dǎo)致成形質(zhì)量變差， 還影響熔敷過(guò)程穩(wěn)定性。 因此研究倒Y形電弧的物理特征具有重要意義， 為進(jìn)一步研究WAAM過(guò)程穩(wěn)定性提供理論支撐。

倒Y形電弧是電弧增材制造的重要特征， 與一般電弧有明顯區(qū)別， 但目前對(duì)倒Y形電弧物理特征的研究極少得到關(guān)注。 本研究擬展開(kāi)此方面的研究， 利用光譜信號(hào)和電信號(hào)對(duì)正常倒Y形電弧及偏移的倒Y形電弧的溫度分布特征和電信號(hào)變化特點(diǎn)進(jìn)行分析研究， 研究結(jié)果對(duì)于建立WAAM新的熱源模型和WAAM的過(guò)程監(jiān)控具有重要意義。

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 裝置及參數(shù)

藥芯焊絲脈沖TIG-WAAM試驗(yàn)采用YC-400TX型TIG焊機(jī)， 采用THY-51A藥芯焊絲， 以Q235為基板得到了約7 mm厚的薄壁成形件， 試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。 脈沖電流的頻率約3 Hz, 占空比約60%， 弧長(zhǎng)為5 mm， 保護(hù)氣為20 L·min-1的純Ar。 試驗(yàn)裝置示意圖如圖1所示， 主要由焊接系統(tǒng)、 送絲系統(tǒng)、 高速攝像采集系統(tǒng)、 光譜信號(hào)采集系統(tǒng)、 電信號(hào)采集系統(tǒng)組成， 圖中標(biāo)出了X-Y-Z三維坐標(biāo)方向。 利用PHOTRON FASTCAM Mini UX100型高速攝像拍攝熔滴過(guò)渡， 分辨率為1 280×616， 拍攝頻率為500幀·s-1。 采用的光譜儀為AvaSpec-3648-USB2-RM型光纖式數(shù)字光譜儀， 可測(cè)量范圍為440～720 nm。 電信號(hào)采集系統(tǒng)由霍爾電壓電流傳感器及外圍調(diào)理濾波電路、 PCIE1810采集卡組成， 并用labview編寫(xiě)上位機(jī)電信號(hào)采集處理軟件。

表1 試驗(yàn)參數(shù)

圖1 試驗(yàn)裝置示意圖

1.2 光譜診斷方法

利用光譜儀分別從平行(X方向)和垂直(Y方向)于焊槍移動(dòng)方向進(jìn)行采集。 光纖探頭固定在二維移動(dòng)滑臺(tái)上進(jìn)行電弧空間定點(diǎn)掃描。 規(guī)定在工件表面以上為正方向， 工件表面以下為負(fù)方向， 坐標(biāo)零點(diǎn)位于鎢極軸線(xiàn)與已成形熔敷層的表面的交點(diǎn)處。 在X方向上， 采集示意圖如2(a)所示。 由于光纖探針在焊槍后側(cè)， 光纖探針和焊槍之間會(huì)增加一層1～1.5 mm的部分完成的熔敷層。 因此以鎢極軸線(xiàn)為中心， 分別沿左右方向采集， 距離工件表面(坐標(biāo)原點(diǎn)所在平面)4.5， 3.5， 2.5和1.5 mm每層采集11個(gè)點(diǎn)， 點(diǎn)間距和層間距為1 mm。 落在工件兩側(cè)的電弧以鎢極軸線(xiàn)為中心， 距離鎢極軸線(xiàn)4 mm左右各采集3個(gè)點(diǎn)， 共掃描3層， 分別距離工件表面(坐標(biāo)原點(diǎn)所在平面)0.5， -0.5和-1.5 mm， 點(diǎn)間距和層間距均為1 mm。 在Y方向上， 采集示意圖如2(b)所示， 以鎢極軸線(xiàn)為中心， 分別沿左右方向采集， 每層采集11個(gè)點(diǎn)， 點(diǎn)間距和層間距均為1 mm， 共掃描7層， 分別距離工件表面(坐標(biāo)原點(diǎn)所在平面)4.5， 3.5， 2.5， 1.5， 0.5， -0.5和-1.5 mm。

圖2 不同方向光譜分層掃描示意圖

1.3 光譜診斷原理

1.3.1 LTE判斷

達(dá)到局部熱力學(xué)平衡(local thermodynamic equilibrium, LTE)狀態(tài)是進(jìn)行諸如光譜診斷熱力學(xué)計(jì)算研究的前提， 有關(guān)研究[9]表明， 除了電弧邊緣區(qū)域外的電弧大部分區(qū)域處于LTE狀態(tài)。 但以往的研究面對(duì)的是有電(鎢)極和工件強(qiáng)烈約束的電弧， 電弧的自由擴(kuò)展受到較大約束， 而倒Y形電弧拖曳部分[如圖2(a)]受到較小約束， 電弧擴(kuò)展的邊緣區(qū)域溫度降低導(dǎo)致電離度下降。 可以推測(cè)， 倒Y形電弧拖曳部分會(huì)有區(qū)域因溫度降低而不滿(mǎn)足LTE條件。

基于上述考慮， 本研究擬對(duì)倒Y形電弧和偏移的倒Y形電弧拖曳部分進(jìn)行LTE判斷， 確定符合LTE條件的區(qū)域。 Griem[10]提出的LTE判據(jù)如式(1)

(1)

1.3.2 Boltzmann圖法計(jì)算溫度

符合LTE條件的等離子體， 利用Boltzmann作圖法計(jì)算電子溫度的公式[式(2)]為[12]

(2)

圖3是試驗(yàn)得到的范圍為440～490 nm的譜線(xiàn)， 發(fā)現(xiàn)Ar Ⅱ的454.501 6， 460.956 69， 473.590 55和484.780 95 nm這四條譜線(xiàn)分辨率高且線(xiàn)形較好， 將被用于Boltzmann圖法計(jì)算溫度。 計(jì)算采用譜線(xiàn)的光譜學(xué)參數(shù)如表2所示。

2 結(jié)果與討論

2.1 熔滴接觸過(guò)渡的高速攝像分析

熔滴過(guò)渡影響著電弧溫度場(chǎng)分布， 已有研究表明在藥芯焊絲TIG焊接過(guò)程中， 滴狀過(guò)渡的電弧溫度場(chǎng)畸變嚴(yán)重， 而接觸過(guò)渡的電弧溫度場(chǎng)扭曲較小[13]。 本研究拍攝了電弧與熔滴過(guò)渡的高速攝像， 確定試驗(yàn)的熔滴過(guò)渡是渣柱和液橋兩種接觸過(guò)渡方式， 如圖4所示。

圖3 特征譜線(xiàn)標(biāo)定

表2 Ar Ⅱ譜線(xiàn)的光譜學(xué)參數(shù)

圖4(a)中為渣柱過(guò)渡， 因藥芯滯熔產(chǎn)生渣柱， 鋼皮在脈沖電流峰值階段熔化形成熔滴， 圍繞渣柱運(yùn)動(dòng)， 逐漸增大隨焊絲送進(jìn)， 渣柱與熔滴和熔池接觸形成過(guò)渡。 圖4(b)為液橋過(guò)渡， 未產(chǎn)生滯熔渣柱， 焊絲熔化直接與熔池表面接觸形成液橋， 形成連續(xù)過(guò)渡。 接觸過(guò)渡方式對(duì)電弧溫度分布仍將會(huì)有一定影響， 但整體上擾動(dòng)較小保持電弧溫度一定的均衡分布， 將在后文論述。

2.2 電弧拖曳部分電子密度

試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)高分辨率的Ar Ⅱ 480.602 02 nm自吸收效應(yīng)不明顯， 波峰較尖銳， 如圖5所示。 用Stark展寬[14]方法計(jì)算電子密度

(3)

式(3)中， Δλ是Lorentz擬合的半峰全寬，ω為電子碰撞系數(shù)， 文獻(xiàn)[15]給出了2 500， 5 000， 10 000和20 000 K四種溫度下的電子碰撞系數(shù)分別為0.047 6， 0.017 4， 0.006 87和0.003。 式(3)的計(jì)算并不需要滿(mǎn)足LTE條件， 但需要根據(jù)電弧溫度確定電子碰撞系數(shù)。 不過(guò)因?yàn)榇藭r(shí)不知是否滿(mǎn)足LTE條件而無(wú)法利用光譜診斷方法計(jì)算電弧溫度， 故而可根據(jù)可能的電弧溫度范圍計(jì)算多種溫度下的電子密度。

電弧溫度一般在2 500～20 000 K范圍內(nèi)， 可利用式(3)計(jì)算電弧在2 500， 5 000， 10 000和20 000 K的電子密度來(lái)判定LTE條件。 按照?qǐng)D2的點(diǎn)陣法采集到Ar Ⅱ 480.602 02 nm譜線(xiàn)， 計(jì)算X方向倒Y形電弧拖曳部分的電子密度， 將電子密度在1016cm-3左右及以上位置點(diǎn)(y,z)列入表3， 這些位置點(diǎn)基本符合或符合LTE條件。 可以發(fā)現(xiàn)， 這些位置點(diǎn)基本分布在側(cè)壁以外2 mm左右，Z方向0位置以下1.5 mm左右的電弧區(qū)間內(nèi)。

圖4 兩種典型的熔滴接觸過(guò)渡方式

圖5 Ar Ⅱ 480.602 02 nm輪廓圖

2.3 電弧溫度場(chǎng)分析

按照?qǐng)D2點(diǎn)陣法得到光譜數(shù)據(jù)后， 利用Boltzmann作圖法計(jì)算擬合得到電弧的溫度分布。 由于在脈沖電流基值階段電弧面積小， 幾乎沒(méi)有形成倒Y形電弧， 因此只擬合在脈沖峰值電流階段的電弧溫度場(chǎng)。 與正常倒Y形電弧相比， 偏移的倒Y形電弧在X方向上差異顯著， 而在Y方向上差異不明顯， 因此在X方向上擬合了正常倒Y形電弧和偏移的倒Y形電弧的兩種溫度場(chǎng)， 在Y方向只擬合了正常倒Y形電弧的一種溫度場(chǎng)。

表3 電弧拖曳部分各溫度下電子密度

續(xù)表3

從X方向測(cè)得的電弧溫度場(chǎng)如圖6所示， 從Y方向測(cè)得的電弧溫度場(chǎng)如圖7所示。 在距離工件表面相同位置處， 從兩個(gè)方向得到的倒Y形電弧鎢極軸線(xiàn)處的溫度最高值均為14 000～16 000 K, 分布在鎢極端部下方0.5～1.5 mm范圍內(nèi)， 電弧拖曳部分的溫度大體在5 000～8 000 K范圍。

圖6 X方向上的電弧溫度場(chǎng)分布

圖6(a)是X方向上鎢極軸線(xiàn)與熔敷層中心重合得到的倒Y形溫度場(chǎng)， 由于陽(yáng)極區(qū)(工件)附近的溫度不滿(mǎn)足LTE條件， 用間隙來(lái)表示。 倒Y形電弧等溫線(xiàn)關(guān)于鎢極軸線(xiàn)呈對(duì)稱(chēng)分布。 熔敷層兩側(cè)的溫度在5 000～8 000 K。

圖6(b)是X方向上鎢極軸線(xiàn)向左偏移熔敷層中心1 mm得到的溫度場(chǎng)。 倒Y形電弧此時(shí)向左發(fā)生了偏移， 導(dǎo)致整個(gè)溫度場(chǎng)分布也向左偏移， 熔敷層右側(cè)邊緣幾乎沒(méi)有電弧出現(xiàn)。 在熔敷層以上的等溫線(xiàn)關(guān)于鎢極軸線(xiàn)近似呈對(duì)稱(chēng)分布， 但靠近熔敷層， 左側(cè)溫度明顯高于右側(cè)溫度。

圖7是Y方向上鎢極軸線(xiàn)與熔敷層中心重合得到溫度場(chǎng)， 該溫度場(chǎng)出現(xiàn)一定程度的扭曲， 原因是熔敷過(guò)程中焊絲從鎢極前(左)側(cè)送入， 擾動(dòng)電弧且吸收電弧熱量， 導(dǎo)致電弧的前(左)側(cè)的尺寸和溫度小于后(右)側(cè)的溫度， 符合前述高速攝像的關(guān)于接觸過(guò)渡檢測(cè)的結(jié)果。 在工件表面以下的電弧拖曳部分發(fā)生了收縮， 表現(xiàn)為圖中灰色區(qū)域不滿(mǎn)足LTE條件， 不能利用光譜診斷方法計(jì)算溫度， 可以推測(cè)此區(qū)域的溫度相對(duì)較低； 灰色區(qū)域?qū)嵸|(zhì)上是高溫的電弧向低溫區(qū)域的一種延伸， 除了圖中灰色區(qū)域外， 電弧下部也出現(xiàn)和灰色區(qū)域LTE條件相同的延伸[參考圖2(b)]， 不妨將這種延伸稱(chēng)之為電弧尾焰。

圖7 Y方向上的電弧溫度場(chǎng)

上述分析表明， WAAM過(guò)程中成形層側(cè)壁在較大電弧電流下也會(huì)受到電弧熱作用， 這與普通電弧作用有明顯不同， WAAM的電弧熱源建模范圍與普通電弧熱源也應(yīng)有所不同。 同時(shí)， 電弧尾焰對(duì)下部成形層有一定的加熱和熱處理作用， 也應(yīng)予以關(guān)注。

2.4 電信號(hào)特征分析-電弧偏移導(dǎo)致的能量變化

從上述光譜診斷分析可以看到， 電弧偏移后電弧溫度場(chǎng)發(fā)生變化， 兩側(cè)的側(cè)壁能量輸入不均衡， 但電弧能量是否發(fā)生變化也值得關(guān)注， 這需要從電弧電參數(shù)的變化展開(kāi)研究。

利用圖1中的電信號(hào)采集系統(tǒng)采集電流和電壓信號(hào)， 由于采用的是恒流控制模式， 脈沖電流和基值電流都比較穩(wěn)定(如圖8所示)， 因此主要對(duì)電壓信號(hào)的變化進(jìn)行分析。 圖9(a)和(b)分別是鎢極軸線(xiàn)與熔敷層中心重合， 鎢極軸線(xiàn)向左偏移熔敷層中心1 mm的電壓信號(hào)。

圖8 電流信號(hào)

圖9 鎢極軸線(xiàn)與熔敷層中心處于不同位置的電壓信號(hào)

鎢極軸線(xiàn)與熔敷層重合時(shí)電壓均值、 電壓基值均值、 電壓峰值均值分別為14.72， 12.34和16.33 V。 而鎢極軸線(xiàn)向左偏移熔敷層中心1 mm的電壓均值、 電壓基值均值、 電壓峰值均值分別為16.04， 13.68和17.36 V， 電壓值升高， 實(shí)際上相當(dāng)于電弧長(zhǎng)度被拉長(zhǎng)。 與正常倒Y形電弧相比,偏移的倒Y形電弧的鎢極端部與熔池液面的距離增大約0.3 mm, 導(dǎo)致其電壓增大。 電壓信號(hào)的變化會(huì)造成電弧能量發(fā)生變化， 進(jìn)一步影響熱流密度， 造成電弧各點(diǎn)溫度發(fā)生變化。

一般電弧熱源可視為經(jīng)典高斯面熱源， 如圖10所示， 距離電弧作用面中心r處的熱流密度q(r)如式(4)[16]

q(r)=qmexp(-kr2)

(4)

(5)

對(duì)于倒Y形電弧， 可將工件視為伸入電弧內(nèi)， 對(duì)工件表面以上的電弧熱流分布基本沒(méi)有影響， 為便于說(shuō)明問(wèn)題， 假定作用于工件表面的電弧熱流被工件接收， 因而工件側(cè)面的電弧熱流分布仍遵循式(5)的規(guī)律。 根據(jù)圖6的電弧溫度場(chǎng)發(fā)現(xiàn)， 正常倒Y形電弧和偏移的倒Y形電弧的R差異不大， 可近似認(rèn)為相等。 以左側(cè)壁y=-4，z=0.5的位置為例， 與正常倒Y形電弧相比， 偏移的倒Y形電弧工件側(cè)壁處r減少了1 mm， 并且偏移的倒Y形電弧的均值電壓增大1.32 V， 由式(5)可知，r的減小和U的增大分別導(dǎo)致熱流密度q(r)增大約2～3倍和9%， 熱流密度增加可能使得偏移的倒Y形電弧在左側(cè)壁處溫度高于正常倒Y形電弧。 同理， 以右側(cè)壁y=4，z=0.5的位置為例， 與正常倒Y形電弧相比， 偏移的倒Y形電弧工件側(cè)壁處r增大了1 mm， 雖然U的增大導(dǎo)致q(r)增大約9%， 但r的增大導(dǎo)致q(r)減少約2～3倍， 總的熱流密度q(r)減少， 可能導(dǎo)致在工件右側(cè)壁位置相同點(diǎn)處偏移的倒Y形電弧的電弧溫度低于正常倒Y形電弧的溫度。 根據(jù)上述推測(cè)的側(cè)壁溫度變化與圖6的電弧溫度場(chǎng)展示的側(cè)壁處溫度變化是一致的。

圖10 熱源模型示意圖

當(dāng)?shù)筜形電弧不偏移時(shí)， 工件兩側(cè)受熱均勻， 成形件挺直， 成形質(zhì)量較好， 如圖11(a)所示。 當(dāng)?shù)筜形電弧偏移時(shí)， 工件兩側(cè)受熱不均， 導(dǎo)致成形件傾斜， 成形質(zhì)量較差， 如圖11(b)所示。

圖11 薄壁成形件

3 結(jié) 論

對(duì)藥芯焊絲脈沖TIG增材制造倒Y形電弧光電特性進(jìn)行分析， 主要結(jié)論如下：

(1)在本研究條件下， 倒Y形電弧的拖曳部分有一部分區(qū)域(側(cè)壁以外2 mm左右，z方向0位置以下1.5 mm左右)符合LTE條件， 其溫度大約在5 000～8 000 K范圍內(nèi)； 拖曳電弧會(huì)延伸出電弧尾焰， 雖溫度較低， 不滿(mǎn)足LTE條件， 但仍應(yīng)關(guān)注電弧尾焰對(duì)側(cè)壁的加熱和熱處理作用。

(2)光譜診斷結(jié)果表明， 在X方向， 當(dāng)鎢極軸線(xiàn)與熔敷層中心重合時(shí)， 形成的倒Y形電弧溫度場(chǎng)關(guān)于鎢極軸線(xiàn)對(duì)稱(chēng)分布。 當(dāng)鎢極軸線(xiàn)偏移熔敷層中心左側(cè)1 mm時(shí)， 倒Y形電弧向左發(fā)生了偏移， 其溫度場(chǎng)分布也向左偏移。 在Y方向上， 倒Y形電弧前側(cè)的溫度和尺寸均低于后側(cè)， 電弧拖曳部分發(fā)生了收縮。

(3)與正常倒Y形電弧相比的電壓信號(hào)相比， 偏移的倒Y形電弧的電壓均值、 基值電壓均值、 峰值電壓均值均增大， 側(cè)壁受熱變化不僅與電弧軸線(xiàn)位置變化有關(guān)， 還與電弧能量變化有關(guān)。 根據(jù)電信號(hào)結(jié)合高斯熱源模型進(jìn)行分析， 由于溫度場(chǎng)偏移和電弧能量增加， 在成形件左側(cè)壁相同的位置點(diǎn)處， 偏移的倒Y形電弧的熱流密度和溫度大于正常倒Y形電弧。 在成形件右側(cè)壁相同的位置點(diǎn)處， 偏移的倒Y形電弧的熱流密度和溫度小于正常倒Y形電弧。 這種變化與光譜診斷的電弧溫度場(chǎng)偏移變化是一致的。

(4)正常的倒Y形電弧較偏移的倒Y形電弧溫度場(chǎng)分布對(duì)稱(chēng)， 穩(wěn)定性更好， 使成形件兩側(cè)受熱更均勻。 這對(duì)于建立WAAM新的熱源模型和WAAM的過(guò)程監(jiān)控具有重要意義。