Numerische Simulation des MSG-Lichtbogens und des Werkstoffübergangs

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1 Numerische Simulation des MSG-Lichtbogens und des Werkstoffübergangs M. Hertel, M. Schnick, S. Jäckel und U. Füssel, Dresden Die Vielzahl an Einflussgrößen des MSG-Schweißprozesses und deren wechselseitige Beeinflussung erschweren die Ableitung eindeutiger Ursache-Wirkungszusammenhänge und gezielte Verfahrensverbesserungen. Eine Möglichkeit, das Prozessverständnis zu erhöhen sowie die teilweise nur schwer zugänglichen Einflussgrößen zu visualisieren und deren Wirkmechanismen zu verstehen, ist die physikalische Beschreibung in einem numerischen Modell. Bestehende Modelle zur Beschreibung des MSG-Lichtbogens und des Werkstoffüberganges weisen jedoch eine hohe Diskrepanz zu experimentellen Untersuchungen auf. Ursache ist die oft unzureichende Abbildung der Physik des MSG-Lichtbogens. Im Rahmen des Beitrages wurde ein verbessertes MSG-Lichtbogenmodell entwickelt, welches unter anderem den Einfluss des an den schmelzflüssigen Elektroden entstehenden Metalldampfes, die Strahlungstransportvorgänge im Plasma und die Mechanismen in den elektrodennahen Randschichten berücksichtigt. Das MSG-Lichtbogenmodell wurde zusätzlich mit einem Mehrphasenmodell zur Berechnung des Werkstoffübergangs gekoppelt. Dieses komplexe Modell berechnet die Temperaturverläufe in guter Übereinstimmung mit spektroskopischen Messungen. Im vorliegenden Beitrag werden die verwendeten Modellierungsansätze erläutert und die dadurch bestimmten Auswirkungen auf den MSG-Prozess quantifiziert. Das numerische Modell bildet die Grundlage für zukünftige berechenbare Vorhersagen von MSG-Lichtbogenprozessen und dem Schweißergebnis. 1 Einleitung Beim Metallschutzgasschweißen brennt der Lichtbogen zwischen einem kontinuierlich zugeführten drahtförmigen Zusatzwerkstoff und dem Werkstück. Die Eigenschaften des Lichtbogens und dessen Ansatz an den Elektroden bestimmen den Werkstoffübergang und den Energieeintrag. Der Lichtbogen wird andererseits von der Geometrie und den Oberflächeneigenschaften der Elektroden bestimmt. Das Verständnis dieser Wechselwirkungen und deren Beeinflussbarkeit sind eine wesentliche Vorraussetzung zur systematischen Weiterentwicklung von MSG-Schweißverfahren. Ein Ansatz zur naturwissenschaftlichen Durchdringung von MSG-Lichtbogenprozessen ist die numerische Simulation. Die hohe Komplexität der physikalischen Effekte im Lichtbogen und in den Werkstoffen definieren jedoch hohe Anforderungen an die Modelle und bedingen einen erheblichen Rechenaufwand. Frühe Simulationsansätze fokussieren daher zunächst auf ein Teilsystem des Prozesses, entweder auf den Lichtbogen (Lichtbogenmodelle) oder auf den Werkstoffübergang (Werkstoffübergangsmodelle). Seit ca. 10 Jahren wird außerdem versucht, in einem gekoppelten Modell die lichtbogenphysikalischen Effekte und den Werkstoffübergang gekoppelt zu modellieren. Dieser Ansatz wurde erstmals von Haider [1] anhand eines rotationssymmetrischen Modells vorgestellt. Die berechnete Tropfenkontur steht jedoch in erheblichem Widerspruch zu experimentell beobachtbaren Tropfengeometrien. Eine bessere Übereinstimmung bei der Tropfengeometrie wird in den Arbeiten von Hu [2] und Xu [3] gezeigt. Letzterer berücksichtigt mit einem spiegelsymmetrischen Modell zusätzlich den Einfluss der Schweißgeschwindigkeit. Unzulänglichkeiten des Modells sind jedoch bei der Tropfenablösung zu vermuten. Obwohl die hierbei stattfindenden Effekte von zentraler Bedeutung für 538 das Verständnis von MSG-Prozessen sind, wird die Beschreibung dieser Prozessphase ausgelassen. Weitere Defizite sind vor allem der Lichtbogenmodellierung zuzuordnen. So ergeben sich bei diesen Modellen des MSG-Prozesses drastische Abweichungen zu gemessenen Temperaturverteilungen im Lichtbogen [4]. Auf Grund der Wechselwirkungen von Lichtbogen und Tropfenübergang ist zu vermuten, dass die Defizite der Lichtbogenmodellierung auch das Aussagevermögen des Werkstoffübergangs erheblich einschränken. Im Rahmen des vorliegenden Beitrags wird daher ein neues MSG-Prozessmodell vorgestellt, dass vor allem hinsichtlich der Tropfenablösung ein deutlich verbessertes Aussagevermögen besitzt. Grundlage hierfür ist ein komplexeres Lichtbogenmodell, indem u. a. die Verdampfung an der Tropfenoberfläche und der Einfluss des Metalldampfes auf den Energie- und Ladungsträgertransfer im Lichtbogen berücksichtigt werden. Im Beitrag werden zunächst grundlegende Untersuchungen zu einer komplexen Modellierung von MSG- Lichtbögen dargestellt, Kap. 2. Diese betreffen den Einfluss des Metalldampfes, des Strahlungstransportes und der Fallgebiete. Nachfolgend wird das gekoppelte Modell des MSG-Prozesses beschrieben, dass neben dem Lichtbogen auch den Werkstoffübergang einschließt. Hierbei werden auch die selbstkonsistente Berechnung der Verdampfung und der Einfluss des Metalldampfes auf die Tropfenablösung abgebildet, Kapitel 3. 2 Verbessertes MSG-Lichtbogenmodell Stand der Technik bei der numerischen Simulation von Lichtbögen ist es, die Gleichungen der Strömungsmechanik mit den Gleichungen der Elektromagnetik zu einem magnetohydrodynamischen (MHD) Gleichungssystem zu verbinden. Die thermo-

2 physikalischen Eigenschaften des Plasmas sind wesentliche Randbedingungen dieses Gleichungssystems. Bisherige numerische Modelle von WIG-Lichtbögen zeigen, dass die Strömung und die Temperaturverteilung mit sehr hoher Übereinstimmung abgebildet werden können. MSG-Lichtbogenmodelle weisen dagegen erhebliche Unterschiede zwischen numerisch und experimentell ermittelten Lichtbogentemperaturen auf. Als wesentliche Ursache hierfür wird der Einfluss von Metalldampf auf die Lichtbogentemperatur vermutet, der vorwiegend aus Verdampfungen am Draht resultiert und den Lichtbogenkern dominiert [4]. Einfluss von Metalldampf Für die Modellanalysen zum Einfluss des Metalldampfes auf die Lichtbogeneigenschaften wurde ein konventionelles MHD-Gleichungssystem verwendet. Zusätzlich erfolgte die Definition einer Metalldampfquelle am Draht. Die Verdampfung wird durch eine Massestromrandbedingung abgebildet. Der Verdampfungsmassestrom entspricht 1-5 % des zugeführten Drahtes. Um die Konzentration des Metalldampfes im Lichtbogen zu berechnen, wurde eine zusätzliche Transportgleichung für den Metalldampfanteil im Strömungsraum implementiert. Diese berechnet die konvektive und diffusive Ausbreitung des Metalldampfes im Plasma [5-9]. Durch einen zusätzlichen Quellterm werden Entmischungsvorgänge infolge von Gradienten in der Temperatur, dem Druck, dem molaren Anteil des Eisendampfes und der Spannung berücksichtigt. Im MHD-Gleichungssystem werden die Plasmaeigenschaften in Abhängigkeit von der Metalldampfkonzentration berücksichtigt. Rückströmung auf der Bogenachse Abbildung 1 Numerische Berechnung des von Zielinska [11] experimentell untersuchten Sprühlichtbogens bei einer Schweißstromstärke von 330 A in Argon [6]. Durch die Implementierung des Metalldampfes in das MSG-Lichtbogenmodell werden Temperaturverteilungen berechnet, die eine gute Übereinstimmung mit den Messwerten aus [4] zeigen. Sowohl das Temperaturminimum in der Bogenachse als auch der Temperaturanstieg in den von Argon dominierten Randbereichen kann durch das Modell abgebildet werden. Durch die Anwendung des Modells wurden außerdem folgende Erkenntnisse zum Einfluss des Metalldampfes auf die Lichtbogeneigenschaften gewonnen: I. Der wesentliche Einfluss des Metalldampfes auf den MSG-Lichtbogen ist auf die im Vergleich zu Argon bis zu vier Größenordnungen höhere Strahlungsemission zurückzuführen [5]. II. Der von Eisendampf dominierte Lichtbogen besitzt im Vergleich zu einem reinen Argon-Lichtbogen eine höhere Spannung bei gleicher Stromstärke. Der Spannungsanstieg durch die erhöhte Strahlungsemission ist höher als die Verringerung der Spannung durch die erhöhte elektrische Leitfähigkeit des Metalldampfes [6]. III. Mit steigender Verdampfungsrate sinken die Geschwindigkeit im Lichtbogen [6] und damit der Staudruck am Werkstück [10]. IV. Hohe Verdampfungsraten an der Drahtelektrode können zur Ausbildung einer Gegenströmung auf der Lichtbogenachse vom Werkstück zur Drahtelektrode führen, Abbildung 1. Dadurch wird der Lichtbogenansatz am Werkstück breiter. Ursache ist die fehlende Beschleunigung des Plasmas im Zentrum durch die Lorentzkraft, da der Strom nicht durch den metalldampfdominierten Kern fließt [6]. V. Bei der Verwendung von CO 2 -haltigen Schutzgasen ist dieser Effekt (IV) geringer ausgeprägt, da CO 2 zu einer Kontraktion des Lichtbogens führt [6,7]. Das entwickelte MSG-Lichtbogenmodell wurde bereits zur Charakterisierung des dynamischen Verhaltens des Impulslichtbogenprozesses [12] und zur Modellierung der Schutzgasabdeckung an MSG-Prozessen verwendet [13]. Lichtbogenstrahlung Die Untersuchungen zum Metalldampfeinfluss verdeutlichen, dass die Temperatur- und Stromverteilung in MSG-Prozessen maßgeblich durch die Strahlung beeinfluss werden. Folglich bestimmt die Eignung des Strahlungsmodells das Aussagevermögen des Lichtbogenmodells. Die exakte Beschreibung der Strahlungsvorgänge ist aufgrund der starken räumlichen und spektralen Abhängigkeit nur eingeschränkt möglich. Um den Einfluss der Strahlung dennoch abschätzen zu können, wurden in der Vergangenheit Berechnungsverfahren entwickelt, die sich sowohl hinsichtlich der erreichbaren Genauigkeit als auch im notwendigen Rechenaufwand unterscheiden. Zur Modellierung der Strahlung von MSG-Lichtbögen wurden zwei Modellierungsansätze untersucht, dass Nettoemissionskoeffizientenmodell und ein sogenanntes P1- Modell. Eine einfache Abschätzung des lokalen Energieverlustes durch Strahlung erlaubt das Nettoemissionskoeffizientenmodell (NEC-Modell). Der NEC be- 539

3 schreibt dabei die von der Achse eines isothermen Zylinders effektiv emittierte Strahlung und ergibt sich durch Integration über das gesamte Spektrum. Die in der Literatur angegebenen Nettoemissionskoeffizienten unterscheiden in der verwendeten Datenbasis und durch den Radius des Strahlers. Höhere Radien berücksichtigen eine höhere Reabsorption im Plasma. Im Rahmen der Untersuchungen wurde der Einfluss unterschiedlicher Nettoemissionskoeffizienten aus der Literatur untersucht. Unter anderem wurden berechnete NEC s vom INP Greifswald [13] verwendet. Die unterschiedlichen NEC s bedingen qualitativ ähnliche Temperaturverteilungen und bestätigen die Ausbildung eines Temperaturminimums in der Bogenachse. Quantitative Unterschiede resultieren vor allem für die Temperatur im Bereich des Lichtbogenkerns [6]. Nach [15] sind NEC-Modelle geeignet, mit vergleichsweise geringem numerischen Aufwand, die Strahlungsemission und Temperatur im Lichtbogenkernbereich zu berechnen. Defizite der Methode resultieren für den Randbereich des Lichtbogens, wo die im Kernbereich emittierte Strahlung teilweise absorbiert wird. Für MSG-Lichtbögen wird vermutet, dass diese Reabsorption einen erheblichen Einfluss auf die Temperatur des Randbereiches hat und deshalb nicht zu vernachlässigen ist. Um Strahlungsreabsorption im Lichtbogenmodell zu berücksichtigen, ist die Implementierung eines Strahlungstransportmodells notwendig. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit wurde hierzu ein P1-Modell erprobt, welches bereits bei der Modellierung von Schaltlichtbögen häufig angewendet wird. Der Grundgedanke des Modells ist, die Strahlungsintensität auf einer Kugeloberfläche zu bilanzieren und dadurch die Strahlungstransportgleichung in ein System von Transportgleichungen zu überführen. Die Quantifizierung der totalen Größen erfordert die Integration über den Raum und das Spektrum. Diese erfolgt durch Zerlegung des Spektrums in eine endliche Anzahl von Frequenzbändern. In diesen erfolgt die Beschreibung der Strahlungseigenschaften durch gemittelten Absorptionskoeffizienten. Abbildung 2 zeigt exemplarisch das Absorptionsspektrum von einem Argonplasma, welches vom INP Greifswald [14] unter Berücksichtigung von neutralen, einfach- und zweifachionisierten Teilchen im lokalen thermodynamischen Gleichgewicht berechnet wurde. Die Spektren von Argon und Eisendampf wurden in vier Strahlungsbänder mit gemittelten Absorptionskoeffizienten unterteilt. Gemeinsame Untersuchungen mit dem INP in Greifswald zeigen, dass die Art der Koeffizientenmittelung vor allem für den Bereich der Resonanzlinien von entscheidender Bedeutung ist. Hierzu wurden am INP zunächst Algorithmen zur Berechnung der gemittelten Absorptionskoeffizienten entwickelt [14]. Die daraus gewonnenen Datensätze wurden im Rahmen der vorliegenden Arbeit in das MSG-Lichtbogenmodell implementiert und auf ihre Anwendbarkeit untersucht. Abbildung 3 zeigt die mit dem P1-Strahlungstransportmodell berechneten örtlichen Verteilungen der emittierten und absorbierten Strahlungsintensitäten in einem stationären MSG-Lichtbogen. In der logarithmisch skalierten Darstellung ist zu erkennen, dass die Strahlungsemission vor allem dem Kernbereich zuzuordnen ist. In Übereinstimmung mit den Ergebnissen der NEC-Modellierung kommt es zur Ausbildung der geringen Kerntemperaturen. Es wurde erkannt, dass die Strahlungsemission vor allem den ersten beiden Strahlungsbändern, beziehungsweise Wellenlängen unter 500 nm zugeordnet werden kann. Die Absorption der Strahlung erfolgt im gesamten Lichtbogenbereich, besonders im Lichtbogenkern und - randbereich. Die Reabsorption im Lichtbogenrandbereich führt zu einer Verbreiterung des Temperaturprofils. Abbildung 2 Spektral aufgelöste und gemittelte Absorptionskoeffizienten für ein Argonplasma bei K, berechnet vom INP Greifswald [14]. Neben der P1 Approximation ist zur Strahlungsmodellierung auch eine spektrale Approximation notwendig. Abbildung 3 Mit dem P1-Modell berechnete emittierte (links) und absorbierte (rechts) Strahlungsintensität für einen stationären MSG-Lichtbogen bei einer Stromstärke von 250 A und einer relativen Verdampfungsrate von 2 % bezogen auf einen Drahtvorschub von 10 m/min. 540

4 Allerdings zeigt der Vergleich der durch NEC- und P1- Modell berechneten Temperaturprofile mit Messergebnissen signifikante Unterschiede für den Kernbereich des Lichtbogens. Im Rahmen theoretischer Untersuchungen wurde erkannt, dass hierin ein erhebliches Defizit des gegenwärtigen Strahlungstransportmodells besteht. Die Abweichungen sind auf die spektrale Approximation des ersten Energiebandes zurückzuführen. Zur Fortführung der Arbeiten soll daher das Mittelungsverfahren angepasst werden, indem die Spektrallinien des ersten Bandes zusätzlich nach dem Absorptionskoeffizienten unterschieden werden [15]. Fallgebietsmodellierung Der Ladungsträgertransfer im Lichtbogen erfolgt in der Lichtbogensäule und den sogenannten Fallgebieten. Die Fallgebiete verursachen einen erheblichen Teil der Lichtbogenspannung und bestimmen den Energieeintrag in die Elektroden. Die dafür wesentlichen Entladungsmechanismen unterscheiden sich jedoch grundlegend von denen der Lichtbogensäule. Die Fallgebiete können daher nicht durch das MHD- Gleichungssystem beschrieben werden. Im Rahmen der Arbeit wurde die Anwendbarkeit von zwei Modellierungsansätzen überprüft. Der überwiegende Teil bisheriger MSG-Lichtbogenmodelle verwendet ein vereinfachtes Fallgebietsmodell. Dabei ergibt sich der Lichtbogenansatz durch die elektrische Leitfähigkeit in der Vorschicht. Diese wird durch eine definierte Gitterweite (Netz) an den Elektroden bestimmt [17]. Der Energieeintrag in die Elektroden resultiert aus dem Wärmeübergang aus dem Plasma sowie aus den Interaktionen mit den Ladungsträgern. An der Anode wird die Rekombinationsenergie der auftreffenden Elektronen, an der Kathode die Ionisationsenergie der Ionen, vermindert durch Austrittsarbeit der gebundenen Elektronen berücksichtigt. Abbildung 4 Implementierung des Fußpunktmodells des INP Greifswald am Interface zwischen Plasma und Werkstück. [8] Ein komplexerer Modellierungsansatz besteht in der Beschreibung der Randschichten mithilfe eines Systems von null-dimensionalen Erhaltungsgleichungen für Energie und Ladungsträger. Am INP Greifswald wurde hierfür ein Fußpunktmodell entwickelt, dass unter anderem den Einfluss des Metalldampfes berücksichtigt [8, 14]. Durch dieses Randschichtmodell wird in Abhängigkeit der lokalen Plasma- und Elektrodentemperatur, der Stromdichte und der Teilchendichte der resultierende Wärmestrom und die dazugehörige Fallspannung berechnet, Abbildung 4. Im MSG-Lichtbogenmodell wurden die durch das Fußpunktmodell berechneten Wärmeströme durch die Vorgabe von Wärmestromdichten an den Elektrodenoberflächen implementiert. Die berechnete Fallspannung wird durch ein Kontaktwiderstandsmodell beschrieben. Die starke Abhängigkeit von der Elektrodentemperatur erfordert eine hinreichend genaue Beschreibung der Energiebilanz der Elektroden. Aus diesem Grund wurde die Annahme einer Rotationssymmetrie aufgegeben. Durch die Verwendung eines spiegelsymmetrischen Modells ist es möglich, die Temperaturverteilung im Werkstück in Abhängigkeit von der Schweißgeschwindigkeit zu berechnen und starke Kontraktionen des Stromflusses in sogenannten Fußpunkt abzubilden, Abbildung 5. Abbildung 5 Stromdichteverteilung über dem Werkstück für eine Stromstärke von 250 A. [8] Die beiden unterschiedlichen Modellierungsansätze für die Randschichten zeigen eine gegenläufige Tendenz. Unter der Verwendung des vereinfachten Modellierungsansatzes wird der Strompfad durch die elektrische Leitfähigkeit der Vorschicht dominiert. Der Lichtbogen setzt auf dem heißesten Bereichen des Werkstücks an. Dieser Effekt kann in der Praxis bei Verwendung von CO 2 -haltigen Schutzgasen beobachtet werden. Bei der Verwendung des Fußpunktmodells setzt der Lichtbogen dagegen nicht auf dem heißesten Punkt des Werkstücks an, sondern brennt an Punkten mit einer geringeren Werkstücktemperatur. Dieser Effekt ist in der Praxis ebenfalls bekannt und tritt bei MSG-Lichtbögen unter der Verwendung von Eisenzusatzwerkstoffen und inerten Schutzgasen auf (z. B. I1 nach DIN EN ISO 14175). 3 Gekoppeltes MSG-Mehrphasenmodell Zur komplexen Simulation des MSG-Prozesses wird das Lichtbogenmodell mit einem Werkstoffmodell 541

5 gekoppelt. Das Werkstoffmodell basiert auf der Volume-of-Fluid-Methode (VoF) von Hirt und Nichols [18]. Die Methode wird zur Beschreibung von zwei sich nicht mischenden Fluiden angewendet. Beim MSG- Prozess sind dies die metallischen Schmelzen und dem umgebenden Gas (Schutzgas und Metalldampf). Die Oberflächenkontur der Elektroden entspricht folglich der Phasengrenze zwischen Metall und Gas. Die Form der Oberfläche wird durch die Druckbilanz an der Phasengrenze bestimmt, die maßgeblich durch die Oberflächenspannung geprägt ist. Die Leistungsfähigkeit der in der verwendeten Simulationssoftware ANSYS CFX implementierten VOF- Routine wurde durch das ISF-Aachen am Beispiel eines Wassertropfens untersucht. Der Vergleich mit in der Literatur beschriebenen Messungen belegt die Anwendbarkeit der Methode zur Beschreibung von Tropfenablösungsmechanismen [19]. Im Rahmen der vorliegenden Arbeit wurde die VoF- Methode in das Szenario eines MSG-Prozesses übertragen. Wie oben beschrieben, werden der Draht und das Werkstück als eine flüssige Phase abgebildet. Nicht aufgeschmolzene Werkstoffbereiche werden durch eine sehr hohe Viskosität und durch zusätzliche Haltekräfte modelliert. Bei der Phasenumwandlung fest-flüssig wird die latente Wärme in der Energiebilanz berücksichtigt. Das MHD-Gleichungssystem wird auf den gesamten Strömungsbereich angewendet. Dadurch wird der Einfluss der Widerstandserwärmung und der Lorentzkraft sowohl im Plasma als auch in den Elektroden berücksichtigt. Die Kopplung zwischen Lichtbogen- und Werkstoffmodell erfolgt an der Phasengrenze. Der lokale Energieeintrag durch die Fallgebiete wird auf Grundlage der errechneten Stromdichte abgeschätzt (vgl. mit vereinfachte Fallgebietsmodellierung in Kap.2). Die Entstehung von Metalldampf an der Schmelzenoberfläche wird durch einen zusätzlichen Quellterm berücksichtigt. Dieser ist von der Oberflächentemperatur der Schmelze und der Partialdruckdifferenz zwischen der Oberfläche und dem umgebenden Plasma abhängig. Die latente Verdampfungswärme wird in der Energiebilanz berücksichtigt. Die Ausbreitung des Metalldampfs wird durch die Strömung und Diffusion im Lichtbogen bestimmt. Die thermophysikalischen Eigenschaften des Plasmas werden als Funktion der Temperatur und des Metalldampfanteils definiert. Der Einfluss der Wärmestrahlung wird im ersten Schritt durch das Nettoemissionsmodell berücksichtigt. Abbildung 6 zeigt exemplarisch die berechnete Tropfenablösung für einen Drahtvorschub von 4 m/min und einer (konstanten) Stromstärke von 170 A. Die bereits in Kap. 2 beschriebene charakteristische Temperaturverteilung im MSG-Lichtbogen wurde auch für das kombinierte Prozessmodell errechnet. Der für den Bogenkern berechnete Metalldampfanteil beträgt max. 30 % und ist deutlich geringer als im Lichtbogenmodell aus Kap. 2., was sowohl auf die geringere Stromstärke als auch auf die veränderte 542 Verdampfungsrandbedingung am Draht zurückzuführen ist. Der in diesem Modell berechnete Metalldampfanteil im Bogenkern ist in sehr guter Übereinstimmung mit den aktuellen Messergebnissen des INP s [14]. Der im Vergleich zum bisherigen Lichtbogenmodell mit etwa 70 % Metalldampfanteil im Kern (vgl. Kapitel 2) geringere Metalldampfanteil jedoch nur geringen Einfluss auf die mittlere Temperatur des Lichtbogenkerns. Ursache hierfür ist, dass die Konzentration des Metalldampfes nur einen linearen Einfluss auf die Strahlungsemission hat, die Temperatur statt dessen einen logarithmischen. Folglich bedingen bereits geringe Metalldampfanteile von wenigen Prozent das charakteristische Temperaturminimum im Lichtbogenkern. Durch die Metallverdampfung wird der Lichtbogenansatz am Draht nach oben verschoben. Dadurch werden die elektrische Stromdichte beziehungsweise die Stromfäden im flüssigen Draht beeinflusst; der Strom tritt an den Flanken des Schweißdrahtes aus. Damit ergeben sich sowohl im Plasma als auch im Draht Lorentzkräfte mit einer erheblichen vertikalen, zum Werkstück gerichteten Komponente. Dadurch wird der Tropfenimpuls erhöht und vermutlich auch die langgezogene Einschnürung über dem Tropfen verursacht. Reißt die Einschnürung oberhalb des Tropfens ab, kann es zur Bildung von Satellitentropfen kommen, vgl. Abbildung 6 unten. Soliduslinie schmelzflüssiger Bereich Abbildung 6 Numerische Berechnung der Tropfenablösung für einen Stahldraht mit einem Durchmesser von 1,2 mm bei einem Drahtvorschub von 4 m/min und einer Stromstärke von 170 A. Damit ist festzustellen, dass das neue kombinierte Modell eine verbesserte Beschreibung der Mechanismen der Tropfenablösung ermöglicht. Bisher häufig verwendete Anpassungen der Viskosität, der Oberflächenspannung oder Pinchkräfte sind nicht mehr not-

6 wendig. Jedoch sind die Modellergebnisse weiterhin stark von den Annahmen zur Anodenschicht abhängig. Eine umfangreiche Validierung des Modells an Sprüh- und Impulslichtbögen ist der Inhalt der gegenwärtigen und fortführenden Modellentwicklung. 4 Zusammenfassung Im Rahmen des vorliegenden Beitrags wurde ein verbessertes Modell für den MSG-Lichtbogenprozess entwickelt. Dieses basiert im Wesentlichen auf einer komplexeren Beschreibung der Effekte im Lichtbogen, speziell auf der Berücksichtigung des am Draht entstehenden Metalldampfes. Zur verbesserten Modellierung des MSG-Lichtbogens wurde neben dem Einfluss von Metalldampf auch die Bedeutung des Strahlungstransports im Plasma und der Mechanismen in den elektrodennahen Randschichten (Fallgebiete) untersucht. Im zweiten Teil der Untersuchungen wurden das Lichtbogenmodell und ein VoF-Modell des Werkstoffübergangs zu einem MSG-Prozessmodell kombiniert. Im Gegensatz zu bisherigen MSG-Modellen wird erstmals detailliert die Formung und Ablösung eines Tropfens beim MSG-Schweißen mit Argon berechnet. Es kann gezeigt werden, dass die Metallverdampfung am Draht nicht nur einen wesentlichen Einfluss auf die Temperaturverteilung im Lichtbogen, sondern auch auf den Lichtbogenansatz am Draht und die Tropfenablösung hat. Durch fortführende Untersuchungen und eine breite Validierung des Modells erscheint es realistisch, dass in Zukunft der Tropfenübergang in Abhängigkeit von Prozessrandbedingungen vorhergesagt werden kann. Dadurch kann die Prozesssimulation als neues Werkzeug für die Entwicklung von MSG-Prozessen und Regelungskonzepten verwendet werden. Das entwickelte Modell verursacht einen erheblichen Rechenaufwand und ist durch die gegenwärtige Rechentechnik limitiert. Zur Begrenzung des numerischen Aufwandes wurde daher bisher eine Rotationssymmetrie angenommen. Auf Grund der fortschreitenden Entwicklung der Rechentechnik ist jedoch zu erwarten, dass dieses Modell zukünftig auch in einem 3D-Ansatz zu lösen ist. Dadurch ist es möglich, zusätzlich die Schweißgeschwindigkeit im Modell zu berücksichtigen und zukünftig modellbasierte Vorhersagen von MSG-Lichtbogenprozessen und Einschweißprofilen zu treffen. Die entwickelten Modellvorstellungen und -analysen stellen für diese Entwicklungen eine wissenschaftliche Grundlage dar. 5 Danksagung Die vorgestellten Ergebnisse sind Teil des von der DFG geförderten Forschungsvorhabens Erweiterung des Prozessverständnisses über MSG-Lichtbogenprozesse durch Modellierung und Visualisierung der physikalischen Zusammenhänge (FU 307/5-1). Für diese Unterstützung sei gedankt. Weiterer Dank gilt Dr. Andreas Spille-Kohoff (CFX Berlin) und Dr. Anthony Murphy (CSIRO) für die Unterstützung bei der Modellentwicklung. 6 Schrifttum [1] Haidar, J.: An analysis of the formation of metal droplets in arc welding, J. Phys. D: Appl. Phys. 31, 1233, [2] Hu, J. and Tsai H. L.: Heat and mass transfer in gas metal arc welding Part II: the metal, Int. J. Heat Mass Transfer 50, pp , [3] Xu G., Hu J., Tsai H.L.: Three-dimensional modeling of arc plasma and metal transfer in gas metal arc welding, International Journal of Heat and Mass Transfer 52, pp , [4] Rouffet M. E. et al: Spectroscopic investigation of the high-current phase of a pulsed GMAW process, J. Phys. D: Appl. Phys. 43, , [5] Schnick M. et al: Metal vapour causes a central minimum in arc temperature in gas-metal arc welding through increased radiative emission. J. Phys. D: Appl. Phys., Vol. 43, , [6] Schnick M. et al: Modelling of gas-metal arc welding taking into account metal vapour. J. Phys. D: Appl. Phys., Vol. 43, , [7] Schnick M. et al: Modelling of gas-metal arc welding considering metal vapour and shielding gas mixture, International Conference on Gas Discharges and Their Application, pp , [8] Hertel M. et al: Numerical simulation of GMAW processes including effects of metal vapour and sheath mechanisms at the electrodes, Magnetohydrodynamics 46, No. 4, , [9] Rose S. et al: Transient simulation of pulsed gas metal arc melding (GMAW) processes and experimental validation, Magnetohydrodynamics 46, No. 4, , [10] Rose, S. et al.: Transient numerical modelling of GMAW processes using experimental data and structures from high-speed images. IIW , IIW 2010, Istanbul. [11] Zielinska S. et al: Investigations of GMAW plasma by optical emission spectroscopy, Plasma Sources Sci. Technol, ,

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