随着科技的发展，机械装备向大型化、轻量化方向发展，对构件性能提出更高要求^[1]，单一金属材料已不能满足工程的使用要求，而异种钢焊接结构件由于具有不同材料的优异性能，且具有成本优势，受到重视并在石油化工^[2]、航空航天、电站锅炉^[3]、工程机械等行业的装备和构件中得到广泛应用^[4-6]。

异种钢焊接时，由于焊缝两侧材料热导率、比热容、熔点等热物理性能的差异^[7]，以及焊缝两侧材料导磁性能的差异造成焊接电弧的磁偏吹现象，致使在焊接过程中焊缝两侧材料受到电弧不均匀的加热和冷却^[8]，导致焊缝处产生较大的集中内应力^[9-10]，以及裂纹等焊接缺陷^[11-12]。近年来，304L不锈钢和Q235低碳钢异种钢焊接结构件开始用于工业生产，但由于304L不锈钢热导率远大于Q235低碳钢，且304L不锈钢比热容低于Q235低碳钢。因此，为获得良好的焊缝熔透质量，在焊接过程中，304L不锈钢侧比Q235低碳钢侧应给予更多的电弧热输入，这也意味着需要对焊接电弧热进行必要的能量分配和干预。脉冲GTAW焊接作为在工业生产中广泛使用的一种焊接方法，具有电弧稳定^[13]，热输入小，便于精确控制电弧能量分布，能够对可焊性较差的金属进行焊接^[14]。采用脉冲GTAW进行异种钢的焊接，可以更为精确地进行电弧能量的控制，获得好的焊接质量。

针对Q235低碳钢和304L不锈钢异种金属GTAW角焊，建立了直流脉冲的二维瞬态电弧模型，采用数值模拟与实验相结合的方式分析了异种钢焊接电弧偏转机理，焊接电流对磁偏吹的影响规律。获得了异种钢两侧电弧热流密度在工件表面的分布，以及不同焊枪角度对两侧热流密度的影响规律。建立了焊接角度影响两侧能量分配的回归方程，并对不同焊枪偏转角度下电弧热输入对304L不锈钢和Q235低碳钢角焊缝焊接结果的影响进行焊接试验验证。研究结果可为异种钢角焊接两侧金属能量调控提供一定的技术支持。

1 数学模型 1.1 基本假设

电弧的数值计算模型如图 1所示，在计算时对电弧做出如下假设。

1) 假定氩气、等离子体均处于标准大气压下且不可压缩^[15]。

2) 假定电弧为光学薄膜介质, 且处于局部热力学平衡(LTE)下^[16]。

3) 忽略电弧粘性效应导致的热损失和重力影响。

4) 氩气和电弧等离子体的流动状态为层流^[17]。

1.2 控制方程

基于以上假设，得出下列模型控制方程。

质量守恒方程

$ \frac{\partial \rho}{\partial t}+\nabla \cdot \rho \boldsymbol{v}=0 $

(1)

动量守恒方程

$ \left(\frac{\partial v}{\partial t}+\boldsymbol{v} \cdot \nabla \boldsymbol{v}\right)=-\nabla P+\nabla \cdot \tau+j \times B+\rho g $

(2)

能量守恒方程

$ \rho C_{P}\left(\frac{\partial T}{\partial t}+\boldsymbol{v} \cdot \nabla T\right)=\nabla \cdot(k \nabla T)+S $

(3)

能量守恒方程源项S的表达式为

$ S=j \times E+\frac{5 k_{\mathrm{B}}}{2 e} j \cdot \nabla T-4 {\rm{ \mathsf{ π} }} \varepsilon_{\mathrm{N}} $

(4)

式中：ρ为等离子体的密度；v为速度矢量；T为温度；C_P为定压比热；k_B为玻尔兹曼常数，值为5.670 373×10^-8 W/(m²·k⁴)；σ为电导率；j为电流密度；e为电子电量；ε_N为氩气随温度变化的净排放系数。

式(4)中三项分别表示电弧焦耳热、电子传输焓以及电弧辐射热损失。

电流连续性方程

$ \nabla \cdot\left(\sigma \nabla V+\sigma \frac{\partial A}{\partial t}\right)=0 $

(5)

推导出电场及电流密度方程为

$ E=-\nabla V-\frac{\partial A}{\partial t} $

(6)

$ j=-\sigma \nabla V-\sigma \frac{\partial A}{\partial t} $

(7)

磁矢量方程

$ \sigma \frac{\partial A}{\partial t}+\nabla\left(\frac{1}{\mu_{0}} \nabla \times A\right)+\sigma \nabla V=0 $

(8)

磁感应强度为

$ B=\nabla \times A $

(9)

式中：j为电流密度；B为磁感应强度；μ₀为真空磁导率；V为电势；A为磁矢势。

1.3 计算区域及边界条件

瞬态电弧模型的计算区域见图 1，其中，JKLM区域为Q235低碳钢计算域，PQON为304L，其中，不锈钢计算域，材料计算域大小为50 mm×4 mm，图 2为材料的热物理性能参数；图 1中BCFGE五边形区域为钨针计算域，钨针直径为2.4 mm，钨针尖端角度为60°，模型中为了计算方便，并使结果能够更快收敛，将钨针尖端简化为直径0.2 mm的圆弧，电弧弧长为3 mm。

图 1中BC为电极阴极，本模型计算峰值电流为直流脉冲电流，基值电流I₀=50 A, 峰值电流I_p=120 A，电流频率f=1 Hz，占空比为0.5。模型计算时长为3 s。电流脉冲图形如图 3所示。

图 1中AB和CD为氩气入口，气体流量为18 L/min，相对应的气体流速在表 1中表示为u_g。HO和IO为氩气出口。该模型的其他边界条件设定如表 1所示，表中R_c为钨针半径。

1.4 数值计算方法

采用COMSOL Multiphysics多物理场仿真软件构建电弧瞬态模型，包括电场、磁场、层流以及流体传热多个物理场，对多个物理场进行统一全耦合求解。使用COMSOL Multiphysics软件的感应/直流耦合放电多物理场接口：电流接口计算电弧的电流和电势分布，使用标量电势作为因变量，基于欧姆定律求解电流守恒方程；磁场接口计算电弧磁场和感应电流分布，求解使用矢量磁势的麦克斯韦方程；流体传热接口计算电弧的传导传热、对流传热和辐射传热；层流接口求解电弧的能量、质量和动量守恒。通过构建瞬态电弧模型的全耦合偏微分方程组，使用有限元法(FEM)对该偏微分方程组进行空间坐标(x、y)的离散化处理。经离散化处理后得到该瞬态模型的非线性方程组，使用牛顿法对该方程组进行迭代求解。设置最大迭代次数为100次，初始衰减因子为0.01，最小衰减因子为10^-6，相对容差设置为0.001。

采用COMSOL Multiphysics多物理场仿真软件自带网格划分工具进行网格划分。对模型求解域使用自由三角形网格进行划分，等离子区域以及近焊缝区细密，其他区域网格稀疏，从而保证模型计算精度和节省计算时间。划分自由三角形网格3 218个，求解自由度数48 054。网格划分如图 4所示。

2 结果与讨论 2.1 温度场

图 5为焊接电流与焊接时间的关系曲线。图 6为图 5中不同焊接时刻的电弧温度场。图 6(a)为t=0 s时基值电流(I_b)为50 A时的温度场，电弧最高温度(T)为13 198 K, 位于钨针下方1.16 mm处。图 6(c)为t=1.0 s时基值电流(I_b)为50 A时的温度场。电弧最高温度为13 572 K，最高温位于钨针下方1.2 mm处。与t=0 s时相比，t=1.0 s时电弧最高温大于t=0 s时的电弧最高温。由于峰值电流时电弧温度的影响，造成后续基值电流时电弧温度略大于t=0 s时的电弧温度。此外，与峰值电流期间的电弧体积相比，基值电流期间电弧体积明显减小，仅能起维持电弧燃烧作用。

图 6(b)为t=0.5 s时峰值电流(I_p)为120 A时电弧的温度场，可以看到，电弧等离子体的中心区域电弧温度梯度较小，电弧外部温度迅速降低。峰值时刻电弧最高温度为19 243 K，电弧最高温位于钨针下方1.4 mm处。由于角焊缝的形状，焊缝两侧的工件对电弧起到了一定的聚拢和压缩的作用。

2.2 电弧磁偏吹

从图 6模拟计算结果可以看出，电弧左右两侧温度场分布呈现非对称性，电弧向右侧Q235低碳钢一侧发生了一定角度的偏转。如图 6所示，电弧最高温并未在钨针所在轴线上。电弧中心的偏移导致电弧热输入在异种金属两侧不再等量分配，焊后会产生热应力集中、裂纹等焊接缺陷。通过改变模型峰值电流大小，取I_p=80、100、120、150 A，计算电弧温度场。图 7为不同峰值电流时电弧向Q235侧的偏转角度，可以看到，在低电流时电弧向Q235低碳钢侧偏转角度较小，为4°，当电流升高至100 A以上时，电弧偏转角度保持恒定，向304L不锈钢侧偏转11°。

针对前述模拟计算结果进行了试验验证，发现焊件尺寸及其材料与仿真条件一致。图 8(b)为使用CMOS高速工业相机拍摄的峰值电流为120 A时的电弧形态。对图片中的电弧偏转角度进行测量发现，电弧向Q235侧偏转约13°，与模型模拟结果基本相同。图 8(c)为使用TI400S红外热像仪拍摄的的电弧温度场，该设备的测温范围为233~1 973 K，超过测温范围将会显示为白色。通过与图 8(a)模型温度场对比，电弧外围温度场基本相同，均约为2 000 K，电弧温度场向Q235侧偏转了12°，与模型模拟结果相同，验证了模型的正确性。

针对异种钢焊接时电弧的偏转现象开展了机理分析，探究了异种钢焊接电弧的磁场分布情况。图 9为I_p=120 A时电弧在阳极表面电弧磁通密度分布。图 9结果表明：电弧两侧在距离焊缝相同位置，304L侧电弧磁通密度大于Q235侧；工件表面电弧最小磁通密度位于Q235侧距离焊缝中心0.7 mm处。由于焊缝两侧材料的差异，右侧为Q235低碳钢，其相对磁导率常温下为285^[18]；而左侧为304L奥氏体不锈钢，相对磁导率为1。由于Q235材料良好的导磁性能，造成Q235侧电弧磁通密度降低，从而使Q235侧电弧磁场强度小于304L侧。电弧受到的Q235侧的电磁力小于304L侧，因此，电弧向Q235侧发生了一定角度的偏转。由于焊缝两侧材料导磁性能的巨大差异，导致焊接电弧向导磁性能好的一侧发生偏转，产生磁偏吹现象，最终导致电弧整体结构发生偏转。

2.3 电弧能量分配

由于异种钢热导率、熔点等性能的差异，焊缝两侧材料对电弧热量的需求是不同的。图 10为I_p=120 A时异种钢焊件两侧热流密度分布情况，由于电弧的偏转，Q235侧热流密度明显大于304L侧，分布范围也更广。在阳极表面对热流密度进行积分获得阳热流极总量^[19]，即

$ Q=\int_{\Omega} q \mathrm{~d} s $

(10)

利用式(10)，对热流密度积分计算可得Q235一侧热流总量为359.9 W，304L一侧热流总量为247.3 W。Q235侧热流总量占总热流的59%。从图 10中可以看出，异种钢焊接时焊缝两侧电弧能量由于磁偏吹发生了调整，而异种钢焊缝两侧304L不锈钢的热导率约为Q235低碳钢的2倍，因此，需要对电弧热输入能量进行有效的合理分配。

通过调整焊枪角度，对电弧能量在焊缝两侧的分配规律进行研究。将焊枪向右侧Q235钢偏转不同的角度使电弧逐渐向左侧304L侧偏转，图 11为焊枪不同偏转角度下阳极热流密度分布。从图 11可知，电弧热流主要分布在距离焊缝中心4.5 mm的范围内，且最大热流密度并未在焊缝处，而在距离焊缝1~2 mm处。随着焊枪角度向Q235侧的偏转，Q235侧电弧热流密度逐渐降低，电弧能量分布范围逐渐减小；304L侧电弧热流密度逐渐升高，电弧能量分布范围逐渐增大。在焊枪偏转10°时，电弧的磁偏吹现象被纠正，电弧偏转角度为0°，焊缝两侧热流密度分布基本相同。

利用式(10)计算得到不同焊枪偏转角度下的阳极热流总量，热流密度随着焊枪角度的变化规律如图 12所示。对计算结果进行数值拟合，获得焊缝左右两侧热流总量与焊枪偏转角度的关系，即

$ \left\{\begin{aligned} Q_{304 \mathrm{~L}}=& 0.460\ 6 \alpha^{3}-1.067\ 22 \alpha^{2}+\\ & 12.428\ 59 \alpha+239.031\ 93 \\ Q_{\text {Q235 }}=&-0.009\ 07 \alpha^{3}+0.315\ 21 \alpha^{2}-\\ & 7.615\ 3 \alpha+360.174\ 04 \end{aligned}\right.(0 \leqslant \alpha \leqslant 18) $

(11)

式中：Q_304L、Q_Q235分别为304L侧和Q235侧的电弧总热量；α为焊枪偏转角度。

在不同焊枪偏转角度时，阳极左右两侧总热流量为610 W，随着焊枪角度的偏转，总热流量略有降低。焊接热效率为69.2%~71.6%，与文献[20]的计算结果相符。在焊枪偏转角度小于10°时，Q235侧总热输入大于304L侧；焊枪偏转角度为10°时，焊缝两侧总热输入基本相等；焊枪偏转角度大于10°时，Q235侧总热输入小于304L侧。

2.4 实验验证

对上述不同焊枪偏转角度下电弧热输入对304L不锈钢和Q235低碳钢角焊缝焊接结果的影响进行焊接试验验证。采用与模型相同的焊接参数和工件材料, 焊接速度为100 mm/min。对焊接后的工件自然冷却，然后制作金相试件，观察熔池融合线。图 13分别为焊枪角度为0°、5°和10°时熔池熔合线。

由图 13实验结果可知：当焊枪偏转角度为0°时，由于电弧的磁偏吹现象以及材料热物理性能的差异，Q235侧获得电弧热量占总热量的59%，熔池主要位于Q235侧，Q235侧焊脚长度和熔深远大于304L侧；当焊枪向Q235侧偏转5°时，电弧向304L侧偏转，Q235侧获得的电弧热量减少，占总热量的54%，Q235侧熔池焊脚长度和熔深相比，焊枪偏转角度为0°时明显变小，熔池开始向304L侧转移；当焊枪向Q235侧偏转10°时，Q235侧获得的电弧热量占总热量的49%，304L侧获得较多的电弧热量，304L侧焊脚长度和熔深略大于Q235侧，获得了较好的焊接质量。实验结果表明，随着焊枪的偏转，304L不锈钢侧获得的电弧热量逐渐增多，Q235侧焊脚长度和熔深逐渐变小，熔池逐渐从Q235侧向304L侧转移，焊接质量逐渐提高。

3 结论

1) 建立了异种钢角焊缝直流脉冲GTAW瞬态电弧模型。获得了脉冲电流作用下的峰值电流和基值电流时的电弧温度场，角焊缝对电弧起到了一定的聚拢和抬升的作用。

2) 采用实验与数值模拟相结合的方法，获得了不同焊接电流作用下的电弧形态。对不锈钢和低碳钢进行焊接时，电弧为非对称状态，电弧将会向低碳钢一侧发生偏转，且发生偏转的角度随着焊接峰值电流升高到100 A后保持不变。

3) 通过将焊枪角度向Q235侧偏转不同的角度，获得不同偏转角度下焊缝两侧电弧热流密度在焊缝两侧的分布规律，以及焊缝两侧的总热量与焊枪偏转角度的关系。随着偏转角度的不断增大，Q235侧热流密度和热流总量不断降低，304L侧不断升高，在偏转角度为10°时，两侧热流密度和热流总量基本保持一致。

4) 对不同焊枪偏转角度下电弧热输入对304L不锈钢和Q235低碳钢角焊缝焊接结果的影响进行焊接试验验证，研究发现，随着焊枪角度向Q235侧偏转，焊接质量逐渐提高，在焊枪偏转角度为10°时获得了较好的焊接质量。