Embed Size (px)
Citation preview
TEKNISK RAPPORT
Hybridsvetsning av lastbilskomponentermed 15 kW fiberlaser och MAG
ISSN: 1402-1536
Luleå tekniska universitet 2010
Institutionen för Tillämpad fysik, maskin- och materialteknikAvdelningen för produktionsutveckling
Hybridsvetsning av lastbilskom
ponenter med 15 kW
fiberlaser och MA
G
ISSN: 1402-1536 ISBN 978-91-7439-XXX-X Se i listan och fyll i siffror där kryssen är
TEKNISK RAPPORT
Hybridsvetsning av lastbilskomponenter med 15 kW fiberlaser och MAG
Jan Karlsson Peter Norman Hans Engström
Institutionen för Tillämpad fysik, maskin- och materialteknik Avdelningen för produktionsutveckling
Jan Karlsson Peter Norman
Hans Engström
Hybridsvetsning av lastbilskomponenter med 15 kW fiberlaser och MAG
Jan Karlsson Peter Norman Hans Engström
Ett forskningsarbete finansierat av Norrbottens Forskningsråd och Ferruform AB
December 2010
Luleå tekniska universitet Avdelning för produktionsutveckling
Tryck: Universitetstryckeriet, Luleå
ISSN: 1402-1536 ISBN 978-91-7439-200-5
Luleå 2010
www.ltu.se
SammanfattningFerruform AB använder idag MAG- ljusbågssvetsning i produktion av balkar och konsoler. För att fortsätta vara starka på marknaden inom sitt segment måste Ferruform ligga i fronten för produktionseffektivitet och kvalitet och svetsning är en nyckelteknik för företaget. Laserhybridsvetsning, som är en kombination av laser och ljusbågssvetsning (t.ex. MAG) är en kompromiss som kombinerar fördelarna av bägge metoderna.
Ett samarbetsprojekt mellan LTU och Ferruform AB, med finansiering från Norrbottens Forskningsråd har därför genomförts med mål att utveckla applikationer för laserhybridsvetsning. Av fyra utvalda komponenter, har arbete genomförts på stödbalk och brygga.
Vi har för detta projekt använt oss av en 15kW Fiberlaser som vi har kombinerat med MAG ljusbåge för att skapa en hybridprocess. Processen har utvärderats genom att använda höghastighetsfilmning tillsammans med analys av tvärsnitt. Höghastighetsfilmningen har använts för att tolka smältrörelser och förstå hur defekter uppkommer. Tvärsnitt som tagits ut från proverna har analyserats med optisk mikroskopi, svepelektronmikroskop (SEM) och även SEM med Energy Dispersive X-ray microscopy (EDX) för att ta reda på så mycket som möjligt om händelseförloppet.
Svetsningarna har utförts på ett systematiskt sätt för att så mycket som möjligt av underlaget skall kunna utvärderas. De data som skapats har sparats i en databas tillsammans med bilder av rot och topp-sida.
Utifrån all data, information och den kunskap som skapats har följande slutsatser dragits:
� För att åstadkomma bra svetsar (svetsklass B) krävs det att valshud tas bort och med fördel att fogens innerytor är bearbetade.
� Godkända svetsar kan erhållas vid svetshastighet av 2,0 m/min, vilket är målet för svetshastighet
� Används fogföljare kan fogvolym kontinuerligt beräknas och parametrar (t.ex. trådmatning, svetshastighet, effekt) anpassas längs med fogen som ska svetsas. Bearbetning av innerytorna kan då eventuellt undvikas.
� Val av tillsatsmaterial har betydelse för svetskvalitén. SupraMIG ger en jämnare övergång mellan grundmaterial och svets än OK Autrod 12.64. Avesta P16 (nickelbaserad) ger ett mycket bra resultat, men detta är troligtvis på grund av att lägre effekt tillförs.
� När laserskurna provbitar användes noterades inga direkta skillnader mot de frästa provbitarna, vilket kan vara ett alternativ för produktion.
� Stödbalken (case b) kan bara laserhybridsvetsas ifall valshud tas bort och alternativt antingen fräsa innerytorna eller använda fogföljare för adaptiv process.
� Bryggan går med fördel att laserhybridsvetsa, men för godkända svetsar krävs det att valshuden tas bort.
� Dessa experiment har gett en ny förståelse för hur svetsdiken uppstår vid laserhybridsvetsning, vilket eventuellt också är överförbart till traditionell MAG-svetsning.
Innehållsförteckning
1. Inledning................................................................................................................................. 7 1.1 Mål ................................................................................................................................... 8 1.2 Avgränsningar .................................................................................................................. 9 1.3 Projektorganisation........................................................................................................... 9
2. Metod ................................................................................................................................... 10 2.1 Laserhybridsvetsning ..................................................................................................... 10
3. Genomförda försök .............................................................................................................. 12 3.1 Experimentell uppställning ............................................................................................ 12 3.2 Motivering experimentserier .......................................................................................... 13 3.3 Översiktstabell för experiment ....................................................................................... 16
4. Resultat................................................................................................................................. 17 4.1 Materialdeformationer.................................................................................................... 174.2 Fokallängd...................................................................................................................... 18 4.3 Fokallägesposition.......................................................................................................... 19 4.4 Svetsdiken ...................................................................................................................... 21 4.5 MAG före eller efter laser .............................................................................................. 22 4.6 Svetshastighet................................................................................................................. 23 4.7 Lasereffekt...................................................................................................................... 24 4.8 Bearbetade eller obearbetade ytor .................................................................................. 25 4.9 Effekt på svetsdiken för olika trådsorter ........................................................................ 27 4.10 Flussmedel för att få jämnare svetsövergång ............................................................... 28 4.11 Godkända resultat för olika trådar................................................................................ 29 4.13 Fullskaletest.................................................................................................................. 30
5. Generalisering ...................................................................................................................... 32 5.1 Metoder för informationshantering ................................................................................ 32
5.1.1 BifurcationalFlowChart, BFC ................................................................................. 34 5.1.2 Matrix Flow Chart, MFC ........................................................................................ 36
6. Slutsatser .............................................................................................................................. 37 7. Publikationer i projektet ....................................................................................................... 38
7.1 Publikationslista ............................................................................................................. 38 8. Referenslista ......................................................................................................................... 41 9. Bilagor .................................................................................................................................. 42 [1] Journal of Physics D:Applied Physics
[2] Applied Surface Science [3] Applied Surface Science
[4] Science and Technology of Welding and Joining [5] Proc. of the LANE2010 Conference
1. Inledning Ferruform AB använder idag MAG- ljusbågssvetsning i produktion av balkar och konsoler. För att fortsätta vara starka på marknaden inom sitt segment måste Ferruform ligga i fronten för produktionseffektivitet och kvalitet. Svetsningen är en nyckelteknik för företaget. Ferruform är mycket intresserad av hightech metoder som lasersvetsning och laserhybridsvetsning eftersom det är metoder som kan höja deras produktivitet och kan möjliggöra en mer innovativ produktutveckling.
Idag har Ferruform två stora linjer som lasersvetsar hjulaxlar till en bakaxelbrygga. Denna svetsning gjordes tidigare med MAG- och friktionssvetsning. Produktiviteten ökades betydligt (högre svetshastighet, mindre fräsning som efterbearbetning) kort tid efter installationen.
Lasersvetsning har hög potential med avseende på produktivitet och kostnader. Eftersom lasersvetsning har nackdelen att spalter inte kan överbryggas så är laserhybridsvetsning, en kompromiss som kombinerar fördelarna av bägge metoderna. Laserhybridsvetsning är än så länge en metod som inte används i någon större utsträckning. Metoden saknar den erfarenhet och trygghet som behövs för att implementeras i större skala och behöver därför ytterligare utforskas.
Jämfört med MAG/UP-svetsningen, se tabell 1.1, är Ferruform AB intresserade av laserhybridsvetsning framförallt av två orsaker:
� Högre svetshastigheter än vid enbart MAG svetsning � Undvika rotstöd
Jämfört med ren lasersvetsning föredras hybridsvetsning av följande orsaker:
� Större feltoleranser vid fogberedning kan tillåtas jämfört med ren lasersvetsning � Man får en bredare toppyta där man kan kontrollera geometrin på denna. Detta ses
som fördelaktigt/robust i förhållande till utmattningshållfastheten.
Ett samarbetsprojekt mellan LTU och Ferruform AB, med finansiering från Norrbottens Forskningsråd har därför genomförts med syfte att utveckla applikationer för laserhybridsvetsning. Av speciellt intresse för hybridsvetsning är möjligheten att använda den nya fiberlasertypen med sina utmärkta egenskaper.
Fyra komponenter blev utvalda för dess potential till byte av svetsmetod, figur 1.1.
Tre av komponenterna för laserhybridsvetsning är balkar, monterade tvärsöver lastbilen, som är snarlika i konstruktionen. Alla är U-formade detaljer med fogytor som idag bearbetas fram med gasskärning eller fräsning. Två spegelvända delar fogas samman till en färdig produkt med olika svetsmetoder: pulverbågsvetsning eller MAG-ljusbågsvetsning. Alla dessa tre applikationer kräver en extra del och tillhörande operation genom att det behövs ett rotstöd. Den fjärde produkten är en konsol, som idag MAG-svetsas. Detta är en högvolymprodukt som också har potential för hybridsvetsning.
Figur 1.1: Fyra utvalda komponenter för laserhybridsvetsning. Fr. v. ”bananbalk”, stödaxel, brygga och konsol.
Data för de utvalda komponenterna presenteras också i tabell 1.1. De två stora volymapplikationerna är bryggan och konsolen som tillsammans tillverkas i ca. 370 000 exemplar per år. Båda applikationerna svetsas idag med MAG med en total svetslängd på 290 km per år.
Tabell 1.1 Sammanställning för de fyra olika applikationer i projektet
Egenskap\Produkt Balk 1 ”Banan” Balk2 ”Stödaxel”
Balk 3 ”Brygga” Konsol ”Korvbröd”
Svetslängd/detalj 3m 3m 2m 0,5m Antal/år Ca 7000 Ca 7000 Ca 70 000 Ca 300 000 Total svetslängd 21 km 21 km 140 km 150 km Svetsmetod MAG Pulverbåge MAG CU-rot MAG Fogtyp Stumfog Stumfog Y-fog Kantfog Tjocklek 9mm 7mm 10-12mm 3+6mm Fogberedning Fräst+spalt Gasskuret Fräst 2ggr Klippt Tråd kostnad 400 kkr/år - 3 mkr/år 3 mkr/år För att kunna svetsa de olika applikationerna i tabell 1 är det några förutsättningar som måste uppfyllas:
� Svetshastighet för att uppnå produktionsmål � Effekt för att penetrationsdjupet skall uppnås � Utmattningshållfasthet i svetsfogen
1.1 Mål Målet med detta projekt var att med moderna metoder utforska möjligheten att använda en ny typ av svetsning, nämligen hybridsvetsning med kombinationen fiberlaser och MAG, på fyra applikationer från Ferruform, se figur 1.1. Applikationerna är utvalda för dess potential till byte av svetsmetod.
Delmålen var att:
- ta fram ett parameterområde med bra hybridsvetsresultat för varje av de fyra applikationerna och motsvarande kunskap för att undvika svetsdefekter
- kunskap ska hanteras på ett nytt, mer tydligt och överförbart sätt än vanligt genom nya metoder. Det underlättar företagsinternt att återanvända resultat för olika applikationer och att ha kontroll på svetskvaliteten.
1.2 Avgränsningar Projektmedel söktes för tre år men bara arbete för ett år beviljades. Därmed måste arbetet fokuseras på färre antal komponenter och då valdes stödaxeln och bryggan som lämpliga komponenter.
1.3 Projektorganisation Projektet har organiserats med en operativ projektgrupp med representanter från LTU och Ferruform, samt en styrgrupp med representanter från Ferruform. Projektgruppen har haft 8 protokollförda möten och styrgruppen tre stycken.
Deltagare i projektgruppen har varit: Bertil Gustafsson, Ferruform AB Jan Karlsson, LTU Roger Broström Peter Norman Bo Johansson Hans Engström Jennie Söderlind Tapani Juntonen Ove Lindqvist Majsan Bergman Erik Tolf, Scania
Styrgruppen har bestått av: Ove Bryggman, Ferruform Lars Wallgren Mikael Karlsson
2. Metod Projektet fokuserade på att hitta optimala parametrar för de fyra potentiella applikationerna hos Ferruform. Det som skiljde sig från vanlig parameteroptimering är att höghastighetsfilmning användes som en kraftfull stödmetod och att kunskap dokumenterades på ett generaliserat sätt så att varje applikation kunde ”lär sig av varandra”. Speciellt skulle filmningen leverera kvantitativ information.
2.1 Laserhybridsvetsning Det har varit känt i många år att kombinationen av en laserstråle och en ljusbågsvets (t.ex. MIG, MAG och TIG) medför att många av de fördelar man har med de olika processerna sammanförs. Vid hybridsvetsning med laser-MAG, se figur 2.1, får man en djup penetration (pga laser, sk laserfinger) med en bredare toppyta (pga MAG), se figur 2.2(a), och samtidigt en lägre värmetillförsel då hastigheten är betydligt högre än vid ren MAG svetsning. Hybridsvetsningen ger en god spaltöverbryggning och metoden kan även bli billigare än ren lasersvetsning då MAG-effekten gör att en lägre effekt behövs på lasern.
Figur 2.1: Laserhybridsvetsning, princip
(a) (b)
Figur 2.2. (a) typiska utformningsmöjligheter av en fog genom hybridsvetsning (VAMP27, 2002), (b) undersökning av brottmekanik av en hybridsvetsad fog (Norrbottens Forskningsråd, 2004) [Wouters, 2005, 2006; Kaplan 2009] Fördelarna med laserhybridsvetsning jämfört med ren lasersvetsning är:
� Högre svetshastighet � Lägre kapitalkostnad, sänks med 30-40% eftersom lägre lasereffekt behövs � Lägre krav på fogberedning � Kontroll av fogbredden och fogens utformning, figur 3(a) � Möjlighet att kontrollera de metallurgiska egenskaperna genom tillsatstråd
Nackdelar: � Endast fåtalet användare, med andra ord så saknas det trygghet i processen � Många parametrar att optimera � Svårigheter vid komplexa geometrier
Dock finns det ett fåtal användare internationellt som använder denna metod industriellt i en mycket stor skala. Meyer Shipyard (Tyskland, bygger stora passagerarskepp) hybridsvetsar 50% (snart 75%) av 900 km/skepp, som genom denna metod undviker dyra deformationskorrekturer (30% av produktionskostnader). I Sverige är det bara Duroc Rail i Luleå som använder det industriellt, dessutom har ESAB ett labb för sina kunder.
3. Genomförda försök
Utrustning som använts: � Laser, IPG Photonics Yb:Fiberlaser 15kW, 1070nm, BPP 10,4 mm . mrad � MAG, ESAB LUD450W med ett A10 MEK44C matarverk � Höghastighets kamera, Redlake HS-X3, 2000 bilder/s med full upplösning � Belysningslaser, Cavitar, 808nm med bandpassfilter till kameran � Profilmätare, ServoRobot Smart-20, upplösning 23�m vertikalt och 30 bilder/s
horisontellt� Materilaprover, tjocklek 10mm, S420MC, kallformningsstål � Provserier
o Utskurna bitar av axlar direkt från produktionlinjen o Utskurna bitar med behandlade fogytor
� Laserskurna � Slipad topp och rot � Obehandlad topp och rot
� Frästa � Slipad topp och rot � Obehandlad topp och rot
Projektet inleds med att utvärdera ifall det är möjligt att utan extra bearbetning av det gaslågeskurna svetsgodset åstadkomma godkända svetsar. Extra bearbetning består i att ta bort oxider som befinner sig på godsplåtarna efter valsning samt att fräsa innersidorna så de är helt symmetriska och utan oxider. Svetsgodset är format till en stödbalk (NoFo case b) och därefter avkapade till mindre bitar för provsvetsning i laserlab. Mot projektets slut går försöken över till att svetsa provbitar för bryggan (NoFo case c) som har samma material och godstjocklek som stödbalken och endast skiljer sig svetsmässigt genom att de har frästa innersidor (d.v.s. bearbetat svetsgods). Eftersom de olika godsmodellerna (stödbalk och brygga) är lika sett ur svetssynpunkt kan de testas och utvärderas i samma försöksserie, där förbearbetning blir ytterligare en parameter. Eventuella deformationer av svetsgodset kan dock göra processen mer komplex och skilja de båda svetsgodsen åt när de svetsas i fullskala.
Stödbalken anses som det svåraste av de fyra fallen inom ramarna för projektet så projektet började med att undersöka svetsförhållanden för den. Eftersom projektet inte förlängts som planerat så har förhållanden för bryggan inte fullt analyserats samt att försökt inte påbörjats för bananbalk och konsol.
3.1 Experimentell uppställning Den experimentella uppställningen kan ses i Fig. 3.1(a). I Fig. 3.1(b) syns en (exempel) fog sedd från sidan innan svetsning och i Fig. 3.1(c) kan kamerans uppställning ses.
Testplåtarnas storlek medför arbetsmoment som fixturering och linjering inför varje prov, som är tidsödande. Plåtarna är kallformade och gasskurna, vilket medför problem för bedömning om hur mycket tråd som ska användas, vilket blir en kompromiss mellan bästa och värsta fallen. Eftersom plåtarna varierar så mycket (gapstorlek, skärningsstriationer, deformationer mm.) försvåras analys av resultaten och oftast är endast subjektiv utvärdering möjlig.
3.2 Motivering experimentserier Effekten av laserns optiska brännvidd testas för att olika brännvidder har olika strålgeometrier. Brännvidder som testas är 300 mm och 500 mm, Fig. 3.2. Dessa geometrier har effekt på effekttätheten för laser i fokus och som i sin tur påverkar strömningar i smältpölen. En lins med 300 mm brännvidd ger ett kortare fokaldjup och mindre fokaldiameter (högre effekttäthet) än 500 mm optik. Var fokalpunkten placeras
(a) (b)
(c)
Figur 3.1: Försöksuppställning (a) med provbitar (b) och uppställning av höghastighetskamera (c).
påverkar också svetsresultatet eftersom strålgeometrin förflyttas och ändrar i sin tur hur materialet i fogen smälts och flödet i smältpölen, vilket kan resultera i varierande svetsgeometrier.
Svetshastigheten är i mycket i produktionssynpunkt en ekonomisk fråga. Snabbare svetsar kan öka produktionen. Svetshastighet är ofta kopplat till lasereffekt i fråga om hur djupt som går att svetsa. Lasereffekt är dyr i inköp och är delvis också därför en ekonomisk fråga. Tillräcklig lasereffekt krävs för att få fullständig genomträngning. Erfordrad effekt ökar vid ökad svetshastighet. Ökad svetshastighet innebär dock en ökad trådmatning för att bibehålla samma fyllnadsvolym i spalt och ökad effekt för MAG-aggregatet för att hinna smälta denna extra volym. Just svetshastighet är känt vid ljusbågssvetsning för att ge upphov till olika defekter, såsom svetsdiken [4, 5].
Ett mål för projektet är att åstadkomma godkända svetsar och samtidigt ej behöva bearbeta ytorna på svetsgodset innan svetsning, eftersom bearbetning innebär ett extra produktionssteg och ökade kostnader. Många försök har därför gjorts på obearbetade provbitar. Att svetsa med obearbetade fogar (gaslågeskurna) och kallformade plåtar (inte alltid samma vinklar) innebär komplikationer på grund av skillnader i geometri av mikro- och makrostorlek. Skillnader i mikrogeometri kommer från gaslågeskärningen som formar små striationer (fransar) längs de skurna sidorna. Striationerna är inte alltid av samma storlek och innebär små skillnader i spaltvolym och storlek längs fogen som ska svetsas. Gaslågeskärningen är inte heller helt exakt och skillnader i hur rakt plåtarna är skurna resulterar i makroskopiska skillnader i spaltstorlek för fogen längs dess utsträckning. Kallformningen ger också små vinkelskillnader mellan proverna vilket resulterar i spaltvinkelskillnader och även ibland höjdskillnader av fogens kanter. Förutom oxiderna längs de gaslågeskurna spaltväggarna inne i fogen, har stålet dessutom ett lager med oxider som i folkmun benämns valshud. Lagret kommer från valsning [6] där oxiderna är en blandning av FeO, Fe2O3 och Fe3O4 (magnetit) och är känt för att vara svårbearbetat genom att det bl.a. orsakar svetsdefekter, t.ex. svetsdiken [7]. Förutom vid
Figur 3.2: Laserstrålgeometrier, skillnad mellan 300 mm och 500 mm brännvidd för optiken
svetsning där valshud har negativa effekter, är den känd för att ge plåtar högre korrosionsmotstånd.
Höghastighetsfilmning av processen har använts för många av experimenten (med varierande resultat). Med denna metod kan man med goda förutsättningar titta rakt in i svetsprocessen utan att störas av svetsljus och vara begränsad av att använda sig av hörseln för att försöka uppfatta vad som händer i processen. I Figur. 3.3 visas en stillbild från höghastighetsfilmningen som resulterar i en godkänd svets. I figuren är även de olika områdena i svetsen beskrivna. Med hjälp av dessa filmer kan processen förstås på en djupare nivå eftersom det är lätt att se hur trådmaterialet överförs till smältan och hur smältan stelnar till en fog. Många fenomen vid svetsningsprocessen kan verifieras och identifieras, såsom svetssprut, oxidbildning, materialflöde och lasernyckelhålets dynamik.
Spaltvariationer i fogen, skärmetoden (ger striationer i fogen) och materialets tjocklek påverkar resultaten olika beroende på om laser ligger före eller efter MAG. Avstånd mellan laser och MAG har också betydelse eftersom värmeegenskaper och strömningar i svetsprocessen förändras. För att klara varierande spaltavstånd och samtidigt åstadkomma godkänd rot- och toppsida på svetsen är positionering för MAG och laser några av de viktigaste parametrarna. Eftersom fiberlasersvetsning inte ger upphov till ett plasmamoln så interagerar processerna inte på samma sätt som i fallet där CO2-laser kombineras med MAG. Val av svetstråd kan också påverka termiska egenskaper och smältflödet.
Krav för godkända svetsar är förutom att de ska uppfylla svetsstandard klass B [8], ska det inte finnas några svetsdiken eftersom svetsdiken ofta inducerar svetsbrott [9, 10].
Figur 3.3: Höghastighetsfilm för godkänd svets med MAG före laser i färdriktningen. I bilden syns tillsatstråden, urgröpningen från ljusbågen, nyckelhålet samt smält och stelnat material.
3.3 Översiktstabell för experiment Försöksserierna innefattar följande områden:
� Optimering av laser o Lasereffekt o Fokalläge o Svetshastighet o Fokallängd
� Optimering processamverkan o MAG före laser eller laser före MAG o Avstånd laser-MAG
� Uppmätning av deformationer � Bearbetning av provbitar före svets
o Innerytor � Obearbetade innerytor � Laserskurna innerytor � Frästa innerytor
o Plåtens ovansida � Valshud kvarlämnad � Borttagen valshud
� Eliminering av svetsdiken o Trådtyp o Flussmedel
4. Resultat
Resultaten från försöksserierna är indelade i respektive rubriker nedan. Fullständigt parameterprotokoll, bilder av uppställningar och utvalda höghastighetsfilmer finns på bifogad DVD.
4.1 Materialdeformationer Deformationer kan försvåra eller helt förstöra villkoren för lyckad svetsning. Under många experimenten skedde ofta deformationer som resulterade i att spalten vidgades mot slutet av provbiten. Om svetsprovet punktsvetsades innan svetsning erhölls mindre deformationer, vilka förutom ökad spaltstorleken, också ändrade förhållanden i höjdled. Gentryt med laseroptik och MAG-pistol rör sig längs en förprogrammerad bana, där skillnader i höjd hos svetsgodset innebär ändringar i geometriska processparametrar. Bland annat fokalavståndet för laser och avstånd mellan laser och MAG ändras (på grund av infallsvinklar) vilket förändrar processfönstret och kan leda till att ett godkänd svetsresultat förstörs. Figur 4.1 visualiserar med hjälp av skanner uppmätta deformationer för en svets. I bilaga 1 förklaras hur olika spaltstorlekar påverkar svetspölens strömningar som i sin tur avgör den resulterande svetskvaliteten.
Figur 4.1: Uppmätta och visualiserade deformationer av svetsat material
4.2 Fokallängd Observerat och utvärderat subjektivt i laboratoriet under experimentens genomförande. Har ej analyserats vidare.
Den fokallängd som visade sig få mest robusta resultat är 300 mm. En robust process var svår att få med 500 mm optiken, där problem med spontana droppbildningar på rotsida eller ej fullständig penetration visade sig. När optiken ändrades till 300 mm visade sig resultaten bli mer robusta. En teoretisk anledning till problemen kan vara att varm luft oregelbundet färdas uppåt i laserns riktning och resulterar i ett fokalskifte hos laserstrålen. En annan relaterad teoretisk anledning kan vara de metallångor som oregelbundet kommer mellan optiken och fogen som ska svetsas, vilka absorberar och reflekterar laserljus och effektivt minskar lasereffekten som når svetsgodset. Under svetsning uppstår ibland en synlig eldslåga som går upp mot laserhuvudet i laserns riktning, vilket innefattar båda teoretiska anledningarna. En studie har gjorts på detta i [11]. När brännvidden minskas blir också problemet mindre. Exempel på parametrar som använts vid försöken kan ses i Tabell 4.1. En observation är att rotsidan verkar vara opåverkad av skillnader i spaltöppning, så länge öppningen inte är alltför stor så det inte blir någon svets.
Tabell 5.1: Parametrar för fokallängdsbestämning.
Prov Laser parameters Spalt Utvalda MAG Parametrar # Effekt Hastighet Fokal Fokal Effekt Pulstid
position längd
(kW) (m/min) (mm) (mm) (mm) (V) (ms)
1 10 1,9 -3 500 33,00 2,4 2 10 2,1 -3 500 33,00 2,7 3 8 2,1 0 300 0,5 topp, 0 rot 30,00 2,7
4 8 2,1 -3 300 0,45 topp, 0 rot 32,80 2,5
4.3 Fokallägesposition Fokalläget testades först med enbart laser för att hitta intervallet där bäst genomträngning ges. Utifrån experimenten bedöms bästa resultaten bli när fokalläget ( 0z ) ligger på
mm3� . Ett prov från fokallägestest med ren laser syns i Fig. 4.2.
Laserhybridsvetsning är en kombinerad process av laser och MAG och därmed skiljer sig från ren lasersvetsning, vilket medför att bästa resultat kan fås vid annat värde på 0z .Parametrar för några av dessa experiment syns i Tabell 4.2 och resultat i Fig. 4.3. För laserhybridsvetsning visades det att fokalpositionen styr storleken på nedsjunkningen vid svetsens rotsida. När fokalläget sänks blir nedsjunkningen mindre, för att bli nästan helt plant med plåtarna vid mmz 50 �� . Sänks 0z ytterligare blir nedsjunkningen istället en insjunkning. När mmz 50 �� blir nedsjunkningen oönskat långt. mmz 50 �� ger i kombination med optisk brännvidd mm300 ger en robust rotsida som knappt har något utstick, vilket gör att optimering av övriga parametrar kan fokuseras till effekter som rör svetsens toppsida.
Figur 4.2: Fokallägestest för ren lasersvetsning.
2 mm
Tabell 4.2: Försöksparametrar för test av laserstrålens fokallägesplacering
Prov Laser parameters Spalt Utvalda MAG Parametrar
# Effekt Hastighet Fokal Fokal Effekt Pulstid position längd
(kW) (m/min) (mm) (mm) (mm) (V) (ms)
5 8 2,1 0 3000,4 - 0,9 topp, 0 - 0,3 rot 32,80 2,5
6 8 2,1 -3 300 0,45 topp, 0 rot 32,80 2,5 7 8 2,1 -5 300 0,45 topp, 0 rot 32,80 2,5
8 8 2,1 -7 300 0,8 topp, 0 rot 32,80 2,5
Fokalposition z0 = 0 mm
z0 = -3 mm
z0 = -5 mm
z0 = -7 mm
Figur 4.3: Fokallägestest för laserstråle vid för laserhybridsvetsning
4.4 Svetsdiken Förutom att få godkänd svetskvalitet enligt svetsklass B, så får inte heller defekten svetsdiken vara närvarande. Hur svetsdiken formas är idag inte fullt förstått [4], därför är det svårt att eliminera defekten och det krävs många experiment för att lyckas till slut lyckas åstadkomma svetsprover utan defekten. Figur 4.4(a) visar olika typer av svetsdiken [12] medan Fig. 4.4(b) visar svetstandardens bild av hur defekten ser ut och de olika geometrier som mäts för att bestämma svetsklass. Figur 4.5 visar experiment med olika identifierade svetsdiken.
Djupare analys av svetsdiken har blivit gjorda. I bilaga 2 finns identifiering av olika svetsdiken och i bilaga 3 förklaras mekanismerna bakom bildandet av dom.
Skarphörniga
(a)
Rundade
(b)
Figur 4.5: Identifierade typer av svetsdiken. (a) Svetsdiken med skarpa hörn och möjligtvis även innehållande bindfel. (b) Rundade svetsdiken
(a) (b)
Figur 4.4: (a) Svetsdiken enligt svetsstandard. (b) Olika sorters svetsdiken.
4.5 MAG före eller efter laser Processen fungerar bättre när MAG ligger före laser vid den här tjockleken av material. När laserstrålen ligger före MAG är processen känslig för spaltskillnader och striationer från gaslågskärningen (lasereffektförlust när strålen kommer ut på andra sidan fogen). Då MAG ligger före laser är processen mer förlåtande eftersom ljusbågen smälter en bredare yta och lägger ett smältbad som laserstrålen sedan träffar för att effektivt kunna göra ett nyckelhål utan effektförluster.
Avståndet mellan MAG och laser utvärderas ge bäst resultat på avståndet mm3 . Ligger laser närmare blir processen instabil, troligen för att nyckelhålet blir stört. Ligger lasern längre bort ökar mängden sprut.
Baserat på subjektiva utvärderingar av experimentgenomförande i laboratoriet och har inte analyserats vidare.
4.6 Svetshastighet Svetshastigheten är den viktigaste svetsparametern sett ur produktionssynpunkt och därför är det önskvärt att ha den så hög som möjligt samtidigt som svetsresultaten är godkända. Svetshastigheten visar sig att ligga mellan minm2,1-1,7 och samtidigt uppfylla villkoren. Några parametrar för försöken ses i Tabell 4.3 och tvärsnitt av de resulterande svetsarna i Fig. 4.6.
1,5 1,7 2,1 m/min
Figur 4.6: Tvärsnitt för svetsar med olika hastigheter
Tabell 4.3: Parametrar där svetshastigheten ändras Prov Laser parameters Utvalda MAG Parametrar
# Effekt Hastighet Fokal Fokal Spalt Effekt Pulstid Tråd Trådmatning position längd tjocklek
(kW) (m/min) (mm) (mm) (mm) (V) (ms) (mm) (m/min)
9 8 1,5 0 300 0,5 top, 0 root 30,00 2,5 1 1410 8 1,7 0 300 0,4 top, 0 root 32,80 2,5 1,2 12
11 8 2,1 0 300 0,4 top, 0 root 32,80 2,5 1,2 12
4.7 Lasereffekt Eftersom lasereffekt är dyr i inköp är det önskvärt att minimera effekten utan att resultatet blir lidande. Denna parameter bedöms som viktigast i produktion näst efter svetshastigheten. Effekten utvärderas ge bra resultat vid kW8 . Då ges bra rot och full genomträngning även när spalt är nära noll. Vid högre effekter märks ingen tydlig skillnad, men om effekten minskas fås problem i form av droppbildning i svetsens rotsida eller ej fullständig genomträngning. Figur 4.7 visar foton tagna på prover med varierande svetshastighet.
2 – 7 kW
(a)
3,5 – 6 kW
(b)
6 – 15 kW
(c)
Figure 4.7: Varierande lasereffekt med (a) 2-7 kW, (b) 3,5-6 kW och (c) 6-15 kW
4.8 Bearbetade eller obearbetade ytor Fogens insida är formad efter gasskärning. Denna yta har ett slags fransar, striationer, (mikrogeometri) och är täckt av ett lager med oxider som inte alltid är likadant för varje prov, Fig. 4.8(a). Störst påverkan på svetskvalitén har makroskopiska skillnader för proverna, Fig. 4.8(b). Dessa skillnader kommer sig av att plåtarna inte är fullständigt rakskurna eller böjda rakt. Striationerna från gasskärningen har också stor betydelse, eftersom de inte alltid är lika jämna är dessa också svåra att förutse effekten av. Genom att ha MAG före laser fångas laserstrålen upp i ett smältbad och får på så vis alltid ungefär samma penetrationsdjup. Är laser före förloras ofta lasereffekt genom att det delvis kommer igenom spalten p.g.a. makroskopiska och mikroskopiska spaltöppningar. Oxiderna på ytorna från gasskärning ger högre tendens till droppbildning på svetsens rotsida jämfört med att ha dom avlägsnade.
Dessa skillnader gör att varje svets har nya villkor och direkta jämförelser är svåra att göra. Mängd tillsatstråd väljs till ett mellanvärde som krävs för bra resultat mellan minsta och största spaltsituation.
När projektet gick över till att göra försök för bryggan (case c) och frästa provbitar ( mm6 näs och mm4 v-fog 6o eller 12o) i slutet av projektet blir jämförelser lättare. Då
(a)
Material Spalt
(b)
Figur 4.8: (a) Ytgeometrimätning och fotobild av den gaslågeskurna ytan. (b) Spaltskillnader som kan förekomma mellan olika svetsprov.
kan också mängden tråd anpassas för att ge lämpligare fyllnadsvolym. Då testas också provbitar skurna med laser som jämförelse mot frästa kanter. De laserskurna plåtarnas oxidlager är så pass tunna att de bedöms endast ha en minimal påverkan på resultatet jämfört med frästa plåtar.
Förutom fogens inneryta finns även ett lager oxider på plåtarnas ovan- och undersida (valshud). I Fig. 4.9 visas tvärsnitt för prover med (a) respektive borttagen (b) valshud. SEM-bild av svetskanterna med respektive utan valshud ses i Fig. 4.10. Skillnader mellan svetssituationerna analyseras djupare i bilaga 2 och formeringen av dom i bilaga 3. Kortfattat om formeringen är att när valshud finns kvar jämfört med när den är borttagen, blir ljusbågen ostadigare, var droppar från tillsatstråd landar i urgröpningen kan svänga och variera, urgröpningsarean blir mindre och svetsens tåradie blir mindre (skarpare vinkel) samt att det är stor risk för bindfel. Dessa bindfel har avslöjats innehålla höga halter av mangan- och kiseloxider, Fig. 4.9(c).
Med valshud Borttagen valshud
(a) (b) (c)
Figur 4.9: Effekter av valshud på svetstvärsnitt, (a) med och (b) med borttagen valshud. (c) visar SEM bild av bindfelet i svetsdikesregionen i (a)
Med valshud Borttagen valshud Grundmaterial Svetskant Svetsråge Grundmaterial Svetskant Svetsråge
Figur 4.10: SEM-bilder av svetskant med respektive utan valshud (bild tagen ovanifrån)
4.9 Effekt på svetsdiken för olika trådsorter De trådsorter som testats i jämförelsen är ESAB OK Autrod 12.64, Avesta P16 (nickelbaserad) och Loncoln Electric SupraMIG. Utvärderingar för experimenten tyder på att Lincoln-tråden ger bättre resultat än ESAB-tråden. Varför det förhåller sig så är oklart och djupare analys kan behövas. Notera att i fallet med OK Autrod är mängden tillsatsmaterial överdimensionerat eftersom provet gjordes i tidigare försöksserie där kompensation för varierande spalt gjordes. Den nickelbaserade tråden ger ett till synes mycket bra resultat med undantag av några få märkliga droppar vid rotsidan. Materialdata kan ses i Tabell 4.4. Exempel på svetsar gjorda med de olika trådarna syns i Fig. 4.11. En anledning till att svetsdikena försvinner med den nickelbaserade tråden tros vara att det är mindre ström som tillsätts processen. Smälttemperaturen för järn är 1535o C, medan den för nickel är 1455o C. En annan anledning är att skyddsgas Argon används istället för Mison8, vilket ger en bredare ljusbåge än de andra trådarna. I Fig. 4.12 kan en stillbild från höghastighetsfilmning för den nickelbaserade tråden ses.
ESAB OK Autrod 12.64
Avesta P16 (nickelbaserad)
Lincoln SupraMig Ultra
Figur 4.11: Exempel på resultat för olika svetstrådar.
Tabell 4.4: Materialinnehåll för svetsgods och de olika trådtyperna
Material Komponent (angivet i viktprocent [%]) Balans är Fe (järn) C Si Mn P S Al Nb V Ti Cr Ni Mo Nb
Domex 420 MC D 0,1 0,03 1,5 0,025 0,01 0,015 0,09 0,2 0,15 OK Autrod 12.64 0,1 1 1,7
P16 0,01 0,1 0,2 25 60 15 0,1SupraMIG Ultra 0,08 0,9 1,7
4.10 Flussmedel för att få jämnare svetsövergång Flussmedel kan användas för att skydda svetsen och förhoppningsvis få jämnare övergång mellan svetsen och basmaterialet. Detta är ett försökt att minska tendens till svetsdiken. Experimentet misslyckades och två anledningar för detta kan finnas; 1: För tunt pulverskikt ovanpå fogen. Om skiktet med pulver är tjockare kan det möjligen mer pulvermaterial hamna i svetspölen. 2: Polariteten på MAG-aggregatet gör så att pulverkornen skjuts bort från elektroden (MAG-tråden), Fig. 4.13. Om polariteten vänds så kommer sannolikt pulvret att skjutas ner i smältpölen istället. ESAB OK Flux 10.71
Figur 4.12: Stillbild från höghastighetsfilm som visar hybridsvets med nickelbaserad tråd
Fig. 4.13: Stillbild från höghastighetsfilmning med pulver lagt på ytan.
4.11 Godkända resultat för olika trådar När fiberlaser används i hybridsvetsning med MAG har det under experimenten visats att de inbyggda synergi-inställningarna i ESAB-aggregatet fungerar bra, till skillnad från vad som annars är brukligt vid laserhybridsvetsning med CO2-laser där MAG-parametrarna måste justeras. Parametrar för godkända resultat för de olika trådarna kan ses i Tabell 4.5. I figur 4.14(a-c) kan topp och rot-svetsar ses för respektive OK Autrod 12.64, Avesta P16 och SupraMIG Ultra. Resultaten för SupraMIG utvärderas vara bäst, följt av P16 och sedan OK Autrod 12.64 (notera att P16 är ett dyrt trådval). Gemensamma parametrar för svetsarna är:
� Laserpositionering: 7o stickande, positionerad 3 mm efter MAG � MAG-parametrar: utstick 20 mm, tråddiameter 1,2 mm � Vid samtliga godkända svetsar har valshuden slipats bort vid området som ska
svetsas� Fog: Fräst inneryta som bildar Y-fog med 6o (12o) V-fog 6 mm djup, stumfog
4 mm djup
Tabell 4.5: Parametrar för godkända svetsresultat med olika trådtyper i följande ordning, OK Autrod 12.64, Avesta P16, SupraMIG Ultra
Prov Laser parametrar Utvalda MAG Parametrar
# Effekt Hastighet Fokal Fokal Skyddsgas Effekt Frekvens Ström Bakgrunds Tråd Pulse
position längd ström matning time
(kW) (m/min) (mm) (mm) (L/min) (V) (Hz) (A) (A) (m/min) (ms)
12 8 2,1 -5 300 25 (Mison8) 37,00 214 480 120 12 213 8 1,9 -5 300 25 (Argon) 32,20 118 492 68 9 2,5
OK Autrod 12.64(trådmängd överdimensionerad)
(a) Avesta P16
(b)Lincoln SupraMIG
(c)
Figur 4.14: Exempel på godkända svetsar för olika trådtyper
4.13 Fullskaletest För att verifiera att försöken som utförts går att uföra industriellt har vi utfört fullskaletest där en hel axel, tagen direkt från produktionslijen, svetsats med de parameterinställningar som fungerade bäst för de mindre provbitarna (med tråd OK Autrod 12.64). Dessa tester visar att metoden fungerar, dock krävs ytterligare kalibrering av framförallt den gasskärutrustningen som används i dagsläget, för att en tillfredställande kvalitet på snittytan skall erhållas.
Figur 4.15 visar uppställningen där MAG-pistolen är placerad före lasern. Den kompletta bakaxeln är inspänd i en fixtur för att hålla den i rätt position under svetsning.
Figur 4.15: Uppställning för fullskaletest
Makrofoto av svetsresultat toppsida och rotsida kan ses i Fig. 4.16(a),(b) och i Fig. 4.16(c) finns tre tvärsnitt som går att finna längs svetsen. Svetsutseendet varierar mellan dessa tre utseenden beroende på längdposition på bakaxel; 1:a visar hur det ser ut där fogen har raka kanter och bara ett litet gap (0,1 - 0,3 mm). 2:a visar hur fogen ser ut där fogen har ett större gap (0,5 - 1,0 mm). 3:e visar hur fogen ser ut där fogen har det största gapet (1,0 - 2,5 mm)
(a) (b)
(c)
Figur 4.16: (a) Makrofoto av svetsresultat toppsida. (b) Makrofoto av svetsresultat rotsida. (c) Svetsutseende varierar mellan dessa tre utseenden beroende på längdposition på bakaxel
Det finns även positioner då det inte har skett någon svetsning alls och dessa är framförallt vid övergången mellan fyrkantprofil till rund profil.
5. Generalisering För att underlätta arbetet med uppställning av olika försök, körning av olika parameterset och tolkning av resultat så har vi utvecklat olika sätt att hantera all den information som skapas vid alla försök. Med information menas inte bara ren data, alltså sådant som kan mätas och skrivas ned på olika sätt utan också den kunskap som skapas vid varje tillfälle. De olika metoder att spara information som vi tagit fram beskrivs i följande kapitel.
5.1 Metoder för informationshantering Genom att visa information, som fås genom de försök som utförts, på rätt sätt kan man underlätta tolkning av den och även göra det möjligt att på ett bredare sätt använda den i fortsatta försök. Utifrån en databas, Figur 6.1, där all relevant data samlas, bearbetas informationen till en förenklad form som ser ut på olika sätt beroende på vad man vill få fram. I Figur 5.1 visas den mångfald av information som på ett eller annat sätt sparas i databasen. Högst upp syns ett utdrag ur databasen där parametrar för inställning av svetsutrustning och övervakningsutrustning sparas, under denna visas resultat från före och efter körning, det är bland annat foggeometrier och ytbeskaffenhet, mätning av svetsresultatet med hjälp av en projicerad laserlinje och kamera, SEM och EDX analys och även höghastighetsfilmer som visar själva förloppet. I projektet har vi utgått från BFC som beskrivs i nästa kapitel och skapat en ny BFC, som beskrivs i samma kapitel och även olika varianter av en MFC som beskrivs i kapitlet MFC
Figur 5.1 Grunddatabas
5.1.1 BifurcationalFlowChart, BFC Det första schemat, Figur 5.2, som togs fram beskriver på ett överskådligt sätt en hypotes om varför en defekt, i detta fall för liten svetsbredd, skapas. Som bakgrundsdata används höghastighetsfilmning, expertkunskaper om smältbeteende, tvärsnittsbilder på svets och rena processdata som hastighet, effekt, o.s.v.
Figur 5.2 BifurcationalFlowChart (BFC)
Den stora fördelen med det här schemat är att det är lätt att jämföra olika fall där resultatet, alltså defekten, är densamma. För att jämföra två olika utgångslägen där man får två olika utfall har vi istället använt oss av en utvecklad variant av BFC som vi kallar ”New BFC”, Figur 5.3.
Figur 5.3 New BFC
I Figur 5.3 beskrivs de två olika fallen för när man svetsar utan att ta bort yt-oxiden och när den är borttagen. I figuren beskrivs svetsförloppet med hjälp av höghastighetsfilmer, tvärsnittsbilder, SEM (ScanningElectronMicroscope) och även EDX (energy-dispersive X-ray spectroscopy). Med höghastighetsfilmen ses förloppet hos ljusbågen och hur smältan rör sig under stelning. Tvärsnittsbilder visar inre defekter, ger information om avsvalning och andra geometriska data. SEM ger högupplösta och kraftigt förstorade avbildningar av mindre ytor i tvärsnittet eller på ytan, dessa bilder har i vissa fall kompletterats med en EDX analys för att visa på sammansättningen i materialet.
5.1.2 Matrix Flow Chart, MFC Den tredje varianten av scheman är den så kallade MatrixFlowChart(MFC). Den finns också i ett antal varianter beroende på vad man vill visa. I Figur 5.4 visas en MFC med svetsparametrar som påverkar geometriska svetsdefekter. Utifrån databasen, Figur 5.1, och de tvärsnitt som tagits ut för motsvarande körningar dras samband fram för att ett specifikt utseende hos svetsen skall uppnås. Om resultatet blir en svets med för lite material på toppsidan, utan att det har bildats rotvulst, kan man genom att antingen sänka ner fokalläget på laseroptiken, eller, genom att höja strömmen på MAG:en, motverka denna defekt och uppnå ett godkänt resultat. Genom att använda sig av den samlade kunskapen av de körda experimenten på detta sätt så kan expertkunskap spridas i företaget på ett helt annat sätt. Det är tänkt att all data kan spåras tillbaka till varje enskilt svetsförsök för att det skall vara möjligt att förändra informationen då kuskapen i ett specifikt fall förändras.
Figur 5.4 MatrixFlowChart (MFC)
6. Slutsatser
� För att åstadkomma bra svetsar krävs det att valshud tas bort och med fördel att fogens innerytor är bearbetade.
� Godkända svetsar kan erhållas vid svetshastighet av 2,0 m/min, vilket är målet för svetshastighet
� Under alla förutsättningar så ska valshuden tas bort för att åstadkomma godkända svetsar enligt svetsklass B.
� Används fogföljare kan fogvolym kontinuerligt beräknas och parametrar (t.ex. trådmatning, svetshastighet, effekt) anpassas längs med fogen som ska svetsas. Bearbetning av innerytorna kan då eventuellt undvikas.
� Synergiinställningar på MAG fungerar tillfredsställande tillsammans med använd fiberlaser
� Val av tillsatsmaterial har betydelse för svetskvalitén. SupraMIG ger en jämnare övergång mellan grundmaterial och svets än OK Autrod 12.64. Avesta P16 (nickelbaserad) ger ett mycket bra resultat, men detta är troligtvis på grund av att lägre effekt tillförs.
� När laserskurna provbitar användes noterades inga direkta skillnader mot de frästa provbitarna, vilket kan vara ett alternativ för produktion.
� Stödbalken (case b) går endast att laserhybridsvetsas ifall valshud tas bort och alternativt antingen fräsa innerytorna eller använda fogföljare för adaptiv process.
� Bryggan går med fördel att laserhybridsvetsa, men för godkända svetsar krävs det att valshuden tas bort.
� Dessa experiment har gett en ny förståelse för hur svetsdiken uppstår vid laserhybridsvetsning, vilket eventuellt också är överförbart till traditionell MAG-svetsning.
7. Publikationer i projektet I projektet har ett flertal publikationer blivit publicerade eller är inlämnade för publicering. Antalet tidskriftspublikationer är 4st och antalet konferenspublikationer är 1st.
7.1 Publikationslista Endast titel och en sammanfattning tas upp i detta kapitel. Då publiceringstiden för en tidskriftsartikel är ca 6 månader finns endast konferensartikeln publicerad. Endast utkast till de övriga bifogas. [1] Tidskrift: J. Phys. D: Appl. Phys. Titel: Redistribution of the melt flow by edge tolerances in laser hybrid welding Författare: J Lamas1, J Karlsson2, P Norman2, A F H Kaplan2 and A Yañez3
1Centro Tecnol´oxico do Naval Galego, Ferrol 15590 (A Coruña) Spain E-mail: [email protected]å University of Technology, Dept. TFM, SE-971 87 Luleå, Sweden E-mail: [email protected] de Investigaci´ons Tecnol´oxicas, Universidade da Coruña, Ferrol 15403 (A Coruña) Spain E-mail: [email protected]:Hybrid laser-arc welding has high potential to tolerate geometrical edge uncertainties. Of crucial importance is the melt flow that redistributes the joint edges and the wire electrode to the resolidifying weld surface shape. For a butt joint the industrial joint edge variations can be reduced to three local properties, namely the gap width, the vertical surface position and the vertical edge mismatch. The impact of each property on the resulting weld shape was studied systematically. By triangulation the original edges as well as the resulting weld surface shape were scanned in three dimensions, to study trends. During hybrid welding at the top surface the melt flow and the electric arc were observed by high speed imaging to analyse the complex fluid flow phenomena. For increasing gap width a linear regime lowering the weld top is followed by lack of penetration of two types. Too high and too low surface position causes different humping instabilities. Too large vertical edge mismatch pronounces an undercut. --------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------[2]Tidskrift: Applied Surface Science Titel: Two kinds of undercuts distinguished by their oxides in laser hybrid welding Författare: J. Karlsson1, P. Norman1, A.F.H. Kaplan1
1Luleå University of Technology, Luleå, Sweden Abstract: Two different types of undercuts have been identified in the cases of remaining or removed mill scale (surface oxides from hot rolling), respectively, when laser hybrid arc welding. The two undercut types are examined by macrographs, SEM and EDX. In both cases Fe- and Si-oxides cover the heated and melted surface. For the mill scale case, in addition much MnO is found in the undercut region. Here the fusion zone suffers from lack of fusion to the melted base material due to the oxides. High speed imaging reveals that the melt adheres at the top surface in case of removed mill scale but glides down when the mill scale is present. The latter causes poor weld quality due to sharper undercut geometry and lack of fusion, compared to having the mill scale removed. ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------
[3]Tidskrift: Applied Surface Science Titel: Observation of the mechanisms causing two kinds of undercuts during laser hybrid arc weldingFörfattare: J. Karlsson1, P. Norman1, A.F.H Kaplan1, P. Rubin2, J. Lamas1,3, A. Yañez4
1Luleå University of Technology, Dept. TVM, SE-971 87 Luleå, Sweden, www.ltu.se/tfm/produktion 2Rubin-Materialteknik. Consultant. Gullhönevägen 13 97596 Luleå, Sweden 3Centro Centro Tecnolóxico do Naval Galego, Ferrol 15590 (A Coruña) Spain 4Centro Centro de Investigacións Tecnolóxicas, Universidade da Coruña, Ferrol 15403 (A Coruña) Spain Abstract: Two different kinds of undercuts were identified for the cases of remaining or removed mill scale (surface oxides from hot rolling of steel), respectively, when laser hybrid arc welding. Due to the surface oxides the pulsed leading arc is disturbed and confined, causing a more narrow gouge than without surface oxides. As observed by high speed imaging, the increased arc pressure pushes more strongly on the melt, enabling gouge rim oxidation. The incoming drops try to climb up the rear wall of the gouge, where they adhere in the case of removed oxides, forming slightly curved undercuts by an interface layer. In case of an Mn-oxidized rim the melt glides down again, causing a sharper and lower undercut with lack of fusion. Subsequently, for both cases, along the tail the melt pool slows down and grows the central reinforcement. Consequently, removal of the surface oxides leads to less severe weld undercuts. ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
[4]Tidskrift: Science and Technology of Welding and Joining Titel: Hybrid fibre-laser welding of 10mm, high-strength, cold forming steel, DOMEX 420MC Författare: Peter M. Norman1, Jan Karlsson1, Javier Lamas2, Alexander F.H. Kaplan1, Armando Yañez2, John Powell1
1Luleå University of Technology, Sweden 2Universidade da Coruña, Spain Abstract: The hybrid welding process is being used more in industry and as it is a complex process where two different processes are to work together the setup is of utmost importance. Hybrid laser welding is here represented by an electric-arc torch and a 15kW fibre-laser. The main obstacle for this processing method is to find optimum parameters for each setup and therefore it consumes time that could be used for production instead. The here presented research is a result of 30 welding trials performed to optimise welding of a truck support axle. The results are generalised to facilitate understanding and to enable use of the results in oncoming hybrid laser welding trials. In the data, tacit knowledge is also included. This is a type of knowledge that is difficult to get in writing as it is hidden as thoughts and expertise of the operator. The results emanate in a MatrixFlowChart (MFC), which facilitates understanding of the welding results. ---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
[5]Konferens: LANE 2010 Conference, Laser and Net Shape Engineering, Erlangen, Tyskland Titel: Classification and generalization of data from a fibre-laser hybrid welding case Författare: Peter M. Norman, Alexander F.H. Kaplan, Jan Karlsson Luleå University of Technology, Luleå 97187, Sweden
Abstract: Compared to autonomous laser welding, the amount of parameters is higher for laser hybrid welding. Consequently, empirical optimisation of these parameters is a challenge. Handling and evaluation at a higher systematic level is desired in order to enhance the ability to build research on previous knowledge. Such new approach is studied on a case with 10 mm high strength steel sheets, fibre-laser hybrid welded. Aim of the paper is to provide a method of documenting and handling data, transferable to other disciplines, to continuously build knowledge, to simplify repetition of experiments and to facilitate the start-up phase of new trials. Starting from 30 experimental results depending on 23 parameters, by the Matrix Flow Chart a guideline has been developed that filters the information through combination, priorities and quality categorization. A chart resulted where five categories of poor quality are graphically related to a high quality category which can be achieved when following the guidelines for eight main arc- or laser-parameters. The chart is a guideline suitable for extension and for exploring the limits of its validity.--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------
8. Referenslista 1. M. Wouters: Hybrid laser-MIG welding : an investigation of geometrical
consideration, Licentiate thesis, Luleå University of Technology, Nr.2005:82, ISSN: 1402-1757, p. 59, (2005)
2. M. Wouters, J. Powell, A. F. H. Kaplan: The influence of joint gap on the strength of hybrid Nd:YAG laser-MIG welds, Journal of Laser Applications, v 18, n 3, pp. 181-184 (2006).
3. A. F. H. Kaplan and G. Wiklund: Advanced welding analysis methods applied to heavy section welding with a 15 kW fibre laser, Proc. 62nd Int. Conf. on Welding of the IIW, July 12-17, 2009, Singapore, IIW (2009)
4. T. C. Nguyen, D. C. Weckman, D. A. Johnson, and H. W. Kerr, “High speed fusion weld bead defects”, Science and Technology of Welding & Joining, vol. 11, pp. 618-633, 2006.
5. P. F. Mendez, and T. W. Eagar, “Penetration and defect formation in high-current arc welding”. Welding Journal, vol. 82, no. 10, pp. 296-306, 2003.
6. M. A. Legodi, and D. de Waal, “The preparation of magnetite, goethite, hematite and maghemite of pigment quality from mill scale iron waste”, Dyes and Pigments, vol. 74, no. 1, pp. 161-168, 2007.
7. L. L. Martinez, A. F. Blom, H. Trogen, and T. Dahle, “Fatigue behaviour of steels with strength levels between 350 and 900 MPa influence of post weld treatment under spectrum loading”, in Proceeding of the NESCO conference, Welded High-Strength Steel Structures, Stockholm, Edited by A.F. Bloom, EMAS Publishing, London, 1997
8. -, “Swedish standard, SS-EN ISO 1011-6:2005”. 9. R. Bell, O. Vosikovsky, and S. A. Bain, “The significance of weld toe undercuts in
the fatigue of steel plate T-joints”, International Journal of Fatigue, vol. 11, no. 1, pp. 3-11, 1989.
10. J. L. Otegui, H. W. Kerr, D. J. Burns, and U. H. Mohaupt, “Fatigue crack initiation from defects at weld toes in steel”, International Journal of Pressure Vessels and Piping, vol. 38, no. 5, pp. 385-417, 1989.
11. Yu Chivel, V. Nasonov, Influence of ambient gas pressure on laser induced metal ablation, Physics Procedia, Volume 5, Part 1, Laser Assisted Net Shape Engineering 6, Proceedings of the LANE 2010, Part 1, 2010, Pages 255-259, ISSN 1875-3892, DOI: 10.1016/j.phpro.2010.08.144.
12. N. T. Nguyen, and M. A. Wahab, “The effect of undercut and residual stresses on fatigue behaviour of misaligned butt joints”, Engineering Fracture Mechanics, vol. 55, no. 3, pp. 453-469, 1996.
9. Bilagor
[1] Tidskrift: J. Phys. D: Appl. Phys. Titel: Redistribution of the melt flow by edge tolerances in laser hybrid welding Författare: J Lamas1, J Karlsson2, P Norman2, A F H Kaplan2 and A Yañez3
[2]Tidskrift: Applied Surface Science Titel: Two kinds of undercuts distinguished by their oxides in laser hybrid welding Författare: J. Karlsson1, P. Norman1, A.F.H. Kaplan1
[3]Tidskrift: Applied Surface Science Titel: Observation of the mechanisms causing two kinds of undercuts during laser hybrid arc weldingFörfattare: J. Karlsson1, P. Norman1, A.F.H Kaplan1, P. Rubin2, J. Lamas1,3, A. Yañez4
[4]Tidskrift: Science and Technology of Welding and Joining Titel: Hybrid fibre-laser welding of 10mm, high-strength, cold forming steel, DOMEX 420MC Författare: Peter M. Norman1, Jan Karlsson1, Javier Lamas2, Alexander F.H. Kaplan1, Armando Yañez2, John Powell1
[5]Konferens: LANE 2010 Conference, Laser and Net Shape Engineering, Erlangen, Tyskland Titel: Classification and generalization of data from a fibre-laser hybrid welding case Författare: Peter M. Norman, Alexander F.H. Kaplan, Jan Karlsson
Redistribution of the melt flow by edge tolerances
in laser hybrid welding
J Lamas1, J Karlsson2, P Norman2, A F H Kaplan2 and A
Yanez3
1Centro Tecnoloxico do Naval Galego, Ferrol 15590 (A Coruna) Spain
E-mail: [email protected] University of Technology, Dept. TFM, SE-971 87 Lulea, Sweden
E-mail: www.ltu.se/tfm/produktion3Centro de Investigacions Tecnoloxicas, Universidade da Coruna, Ferrol 15403 (A
Coruna) Spain
E-mail: [email protected]
Abstract. Hybrid laser-arc welding has high potential to tolerate geometrical edge
uncertainties. Of crucial importance is the melt flow that redistributes the joint edges
and the wire electrode to the resolidifying weld surface shape. For a butt joint the
industrial joint edge variations can be reduced to three local properties, namely the
gap width, the vertical surface position and the vertical edge mismatch. The impact of
each property on the resulting weld shape was studied systematically. By triangulation
the original edges as well as the resulting weld surface shape were scanned in three
dimensions, to study trends. During hybrid welding at the top surface the melt flow
and the electric arc were observed by high speed imaging to analyse the complex fluid
flow phenomena. For increasing gap width a linear regime lowering the weld top is
followed by lack of penetration of two types. Too high and too low surface position
causes different humping instabilities. Too large vertical edge mismatch pronounces
an undercut.
Keywords: laser hybrid welding, geometry, tolerances, melt flow, imaging
Submitted to: J. Phys. D: Appl. Phys.
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 2
1. Introduction
The quality and in turn the strength of a weld is significantly determined by the weld
geometry [1, 2] that results from resolidification of complex fluid flow [3, 4, 5, 6]. Laser
hybrid welding, combining a laser beam with an electric arc, usually Metal Inert or
Active Gas (MIG/MAG) is an emerging technique combining the advantages but also
the complexity of both techniques, in particular enabling high speed and a narrow lower
part of the weld due to the laser as well as bridging of joint gaps by the burning electrode.
While laser welding requires edges prepared with narrow gap, hybrid welding is more
tolerant. Although the gap width limits were often identified [1, 7, 8, 9], typically 1-1.5
mm (for parallel sides), the understanding of the basic physics of laser hybrid welding
is still little, particularly with respect to the joint edges. From X-ray imaging it was
observed that the melt pool can have much larger extension inside the material. High
speed imaging enabled to study the drop transfer and the keyhole conditions for steel
[10, 11, 12] and aluminium [13]. The recoil pressure from keyhole evaporation can
drive the melt into the gap [10]. Different situations were classified [13] dependent on
the presence of a gap, the torch arrangement and the corresponding drop flight and
heat and mass transfer, partially explaining the weld shape and gap filling. Recently,
Computational Fluid Dynamics (CFD) of the whole drop transfer and melt pool flow
was succeeded by a few research groups, despite heavy computation efforts required
[3, 14], but analysis of the many phenomena involved is still very selective and limited.
Even the gap was occasionally introduced [4], but a number of uncertainties remain.
Most studies deal with other phenomena than edge tolerances, e.g. weld shape, wire
alloy distribution, pore formation, spatter or humping.
The technique chosen for the edge preparation of a weld is of high economic
importance [15]. While plasma cutting or autogeneous flame cutting are cheap and
often manual techniques, laser cutting and milling provide high quality edges and
correspondingly narrower geometrical tolerance windows. The former processes cause
larger ripples, edge inclinations and thermal distortion. In addition, clamping of the
workpieces and distortion during welding affect the effective edge conditions locally
experienced during the welding process. Despite its importance, the geometrical edge
conditions have been rarely measured or studied.
The present study on laser hybrid welding of a 10 mm steel butt joint is based on
the comparison between gas cutting, laser cutting and milling. By measuring the edge
geometries it became clear that gas cutting not only caused higher surface roughness,
see Figure 1a,b,c, but also tended to lateral oscillations along longer distances, thus
further increasing the gap width variations wg. Moreover, distortion bends the plates,
enhancing the uncertainties in the vertical edge mismatch Δze and surface position z0
compared to laser cutting and milling that both enable a narrow geometry variation
window. The present application studied is longitudinal welding of a beamer. The
variation of the three properties, defined as in Figure 1.d, (note that Δze = z0L - z0R)
along part of the edges after gas cutting in the industrial environment (but for a V-
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 3
shaped joint) are shown in Figure 1.f, plus the gap width variation during welding,
including distortion. A typical weld seam cross section is shown in Figure 1.e. Seam
tracking based on triangulation with a laser line projection is often applied to adjust
the beam/torch alignment and occasionally to compensate through parameters like wire
feeding for variations like of the gap width [16], however requiring system learning efforts.
100 150 200 250 300
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
Workpiece position x [mm]
Tole
ranc
e di
men
sion
wg,z
0 [mm
]
z0 left platez0 right platewg before weldingwg during welding
Figure 1. Typical edge preparation for welding: (a) gas-cut surface (thickness 10
mm), (b) upper edge, magnified, (c) top surface appearance of the gap, (d) the three
tolerance properties of the upper joint edges, to be here studied, and coordinate system,
(e) cross section of a weld of good quality (thickness 10 mm), (f) measured edge
tolerance properties along an industrially prepared gas-cut component
In the following the above three properties wg, Δze, z0 are systematically studied
to identify their tolerance window for the present case and to provide a theoretical
explanation of the impact of these edge tolerance properties on the resulting weld,
through redistribution of mass by the complex melt flow.
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 4
2. Methodology
2.1. Methodological Approach
The main goal of the study is to identify and to better understand the impact of
workpiece edge tolerances on the resulting weld shape in laser hybrid welding. The
complex edge geometry can be reduced to three key properties, see Figure 1.d: gap
width, vertical surface position and vertical edge mismatch. Any edge geometry (for
the present 10 mm butt joint case) can be described by these three properties. It is
assumed that isolated study of each of the three properties provides comprehensive
understanding, also for their combination.
While a larger series of exploration experiments was carried out and successfully
repeated, in the present paper only the five key experiments are shown: One
demonstrator beamer was produced, to identify real industrial conditions, see Figure 1,
one reference weld was made with optimum (close to zero) edge conditions as a starting
point and then each of the three properties was linearly varied in a specified range
during one weld, while keeping the other two properties (close to) zero. The reference
weld represents the regular flow conditions, while the three deviation experiments show
the separate impact of each edge property on the flow. The study is based on geometry,
i.e. the edge geometry changes the melt flow of the weld and in turn the resolidified weld
shape, particularly at the top. Mass redistribution by the melt flow is the responsible
mechanism studied.
An optical scanner was used to measure the sample edge geometry (the three
properties) before and during welding and the resulting weld profile. This part is a
black box I/O-situation: From the experiments correlations were studied on how the
resulting weld shape (top surface profile) changes when a certain edge property changes.
However, to try to understand the correlations and trends, welding was
accompanied by high speed imaging to observe the melt flow at the top surface. High
speed imaging is a very powerful tool when surface flow phenomena are essential, as here
is the case. From the high speed imaging records an interpretation of the trends was
tried, resulting in illustrative theoretical explanations on how the flow changes when
one of the three edge properties is varied, followed by guidelines for the process. In
particular, post-processing both of the scanned data and of high speed imaging has led
to additional information. Moreover, equations describing the key relations were stated.
2.2. Welding experiment
The laser-MAG-hybrid welding experiment was carried out using a 15kW Yb:fibre-laser
IPG (Beam Parameter Product 10.4 mm·mrad, fibre diameter 200 μm, wavelength
1070 nm) together with conventional welding equipment consisting of a welding rectifier
model ESAB Aristo LUD450W. This was provided with a MAG wire feed unit ESAB
A10 MEK 44C. The laser axis was tilted to an angle of 7 degree, trailing with respect
to the normal of the sample surface to avoid backreflections. The arc welding torch was
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 5
Table 1. Good quality weld parameters.
Value
Laser power [kW] 8.0
Welding speed [mm/s] 35.0
Focal plane position [mm] -5.0
Focal length [mm] 300
Laser angle [◦] 7
Shielding and root gas type Mison8 (91.97%Ar, 8%CO2 + 0.03%NO)
Shielding gas flow rate [l/min] 25
Torch angle [◦] 52
Torch position Leading
Arc voltage [V] 36
Arc current [A] 440
Pulse arc frequency [Hz] 210
Arc pulse duration [ms] 2.5
Wire feeding rate [m/min] 12
Wire diameter [mm] 1.2
Offset laser-wire [mm] 3
inclined at an angle of 52 degree leading, thus 59 degree with respect to the optical
path. The process parameters are listed in Table 1. The laser was operated at reduced
power (8 kW) according to economic prospects. The 2:1-optics focuses the laser beam
to a spot diameter of 400 μm (Rayleigh length: ±3.5 mm).
For the demonstrator beamer weld, samples of high strength steel DOMEX 400 with
a V-butt joint, thickness 10 mm and gas-cut edges were prepared, as in Figure 1.a,b,c.
To determinate the isolated influence of the geometrical issues over the weld, four
experiments were carried out. In all cases the laser and MAG parameters for the process
are equal to the optimized parameters of the real processed piece that caused a good
quality weld, Figure 1.f, as in Table 1. For the experiments, plates of high strength steel
DOMEX 400, thickness 10 mm and length 200 mm were used. The square butt joint
edges were laser-cut to ensure controlled conditions but representing the surface ripples,
misalignment and the macroscopical bending of the gas-cut edges, maintaining at the
same time the oxides. In the first case, the reference weld, the plates were attached
with nominal values wg=0 mm, Δze=0 mm and z0=0 mm. In the second case the plates
were attached with nominal values Δze=0 mm and z0=0 mm, but the gap width wg was
changed linearly from 0 mm at x=0 mm to 1.3mm at x=200 mm. In the third case the
plates were attached with nominal values wg=0 mm and Δze=0 mm, but the vertical
surface position z0 was varied linearly from z0=-5 mm when x=0 mm to z0=+5 mm
when x=200 mm. In the fourth case the plates were attached with nominal values wg=0
mm and z0=-5 mm, but the vertical edge mismatch Δze was varied from Δze=-0.19 mm
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 6
when x=0 mm to Δze=+2.1 mm when x=200 mm. These ranges were purposefully
chosen far beyond the estimated stability limits to study the origin and evolution of the
lack of stability and the real quantitative limits for this concrete process.
2.3. Measurement techniques applied
For improved understanding of the link between the welding process and the effect of
the edge tolerances, all experiments were accompanied by high speed imaging with a
Redlake HS-X3 camera at 3000 and 2000 frames per second, filtered for the illumination
laser wavelength (808 nm). The camera was inclined 45 degrees from the surface (hence
a projection of the vertical dimension for all images shown), view from the side. The
processing zone was illuminated, from the same side as the camera, by a diode laser
beam (Cavitar) with 500W-pulses (same frequency as the camera) of 0.5 μm pulse
length. Beside qualitative study of the melt flow phenomena, from the images the MAG-
drop velocity was measured just before hitting the weld pool. The flow of the melt is
difficult to identify as the melt surface is blank and thus has only very few radiating
particles to be tracked. A streak technique was applied where only the centreline of
the images is used, arranged as a function of time, hence visualising trajectories. As
will be shown later, the strong arc and melt wave trajectories have to be ignored while
image amplification of the weak melt pool trajectories from few floating surface particles
provided the surface motion, thus the surface velocity in the centreline along the melt.
For measuring the sample top surface edges before and during (then 100 mm ahead
of the beam axis) the welding process and the resulting weld surface topology afterwards,
an optical laser scan ServoRobot Smart-20 was used. It had 20 mm depth-of-field, 10
mm field-of-view, an average depth resolution of 23 μm, 480 points/profile and a speed
of 30 profiles/second (1 profile/mm).
3. Edge conditions and redistributed weld
3.1. Optimum reference edges
The reference weld aims at optimum edges with ideally zero deviation of the three
properties gap width wg = 0, surface position z0 = -5 mm and edge mismatch Δze=0.
We measured maximum deviations of wg=0.2651 mm, z0=0.202 mm and Δze=0.197
mm, sufficiently limited to represent a constant weld. The resulting weld surface has
only small variations along the weld, too. Part of the top and root appearance of the
reference weld is shown in Figure 2. The weld has a width of about 5 mm, slight
undercuts up to 0.5 mm deep at the sides and (due to zero gap but wire addition) a
peak of about 2 mm.
3.2. Variation of the edge properties
With the reference weld as the origin, the three edge properties were linearly varied
during a single weld, separately one after the other (keeping the other two constant), i.e.
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 7
Figure 2. Reference weld: (a) top and (b) root surface appearance
the gap width (butt joint) in the range wg=0...1.3 mm, the surface position z0=0...-10
mm and the edge mismatch Δze=-0.19...+2.1 mm. These ideal linear variations aimed
at and the real measured edge properties along the samples are plotted in Figure 3.
Again the deviation from the ideal variation is judged as sufficiently small (and the
advantage of linearly varied welding experiments is that anyhow the whole range of
variation is passed, just shifted). The properties change during welding due to thermal
stress-induced distortion. The on-line edge measurements have shown that also the
distortion remained in a tolerable range. As can be seen, the controlled edge property
variation experiments covers a more than one order of magnitude wider range than the
industrial and reference welds vary to explore also the extreme conditions for better
understanding of the trends and limits.
3.3. Resulting redistributed weld for the edge variations
Figure 4 shows in three-dimensional view the surface profile of the four resulting welds.
The reference weld is rather constant, with a distinct reinforcement but also slight
undercuts.
For increasing gap the high top reinforcement level is lowered (even below the
sample surface). For even wider gap wg>0.6 mm an unstable regime starts as the weld
fails to penetrate. During lack of penetration, accompanied by no more root sagging,
the peak of the weld rises again. For even wider gap wg>0.8 mm suddenly the partial
(almost full) penetration weld switches to a bridge. The bridge depth is now constant,
about 4...4.5 mm thick (rather than the 10 mm full penetration weld). The further
increasing gap now again lowers the peak level.
The surface position was varied (strongly) from z0=-5 mm (tool centre point in the
middle) to z0=+5 mm (TCP above the workpiece). Both extremes lead to unstable
welds, while a regime of z0= ±2 mm positioning has stable, rather constant welding
conditions (hence, robustness of the reference weld).
For studying the edge mismatch the left plate was lifted from Δze=-0.19 mm to
Δze=+2.1 mm. Surprisingly, the top peak decreased, accompanied by a lateral drift to
the lower plate. Lifting further pronounced the undercut at the lifted plate rather than
suppressing it.
Figure 5 shows the measured weld peak height and undercut (left/right) depth
for the four welds as a function of the sample position x. Figure 6.a shows typical
measured surface profiles of the welds for the reference weld compared to strong and
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 8
0 50 100 150 200�5
�4
�3
�2
�1
0
1
2
3
4
5
Plate location x [mm]
Edg
e di
men
sion
wg,z
0,Δz e [m
m]
wg ref.
z0 ref.
Δze ref.
wg ideal
wg real
z0 ideal
z0 real
Δze ideal.
Δze real.
Figure 3. Ideal (planned) and real alteration of the gap width, edge mismatch and
plane position along the weld
Table 2. Studied positions and ranges at the beginning B, centre C and end E of the
weld
Position Central value[mm] Range[mm] z0[mm] wg[mm] Δze[mm]
B 40.0 35-45 -3.00 0.26 0.27
C 100.0 95-105 0.00 0.65 0.96
E 168.0 163-173 3.40 1.09 1.74
very strong variation of each of the three properties according to Table 2. Figure 6.b
shows the corresponding envelope of variation of the profile along ±5 mm around the
above selected positions for the three variation cases. The above descriptions of the
trends can be clearly seen and quantitatively compared, e.g. lateral shift for increasing
edge mismatch or the instability for very high z0-position.
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 9
Figure 4. Top weld surface profile for reference, varied gap width wg, varied surface
position z0, varied edge mismatch height Δze
50 100 150
�2
�1
0
1
2
3
Plate location x [mm]
Tole
ranc
e di
men
sion
wg,z
0,Δz e [m
m]
Ref. weldGap widthEdge MismatchVertical pos.
Figure 5. Properties peak height and undercut depth along the weld for the reference
weld and the three variations
4. Analysis and discussion of the redistributing melt flow
The previous section showed the resulting solid weld surface geometry (being highly
important) depending on variation of the solid edges, thus mass was redistributed
(including wire addition). In the following, based on high speed imaging the flow
of the melt will be discussed and analysed. The flow is responsible for the above
mass redistribution, thus for the sensitivity of the resulting weld quality on the edge
tolerances.
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 10
�3 �2 �1 0 1 2 3�1.5
�1
�0.5
0
0.5
1
1.5
2
2.5
Lateral plate position y [mm]
Hei
ght z
[mm
]
Ref~0w
g C
wg E
z0 B
z0 E
Δze C
Δze E
�3 �2 �1 0 1 2 3Lateral plate position y [mm]
Hei
ght z
[mm
]
wg
z0
Δze
R~0
B
C
E
Figure 6. (a) Typical cross section profile for the reference weld and for two locations
(strong and very strong deviation of the three varied edge properties, (b) tolerance
envelope of the reference weld and of the strong and very strong deviation topologies
over 10 mm length, for wg, z0 and Δze respectively
4.1. Melt redistribution flow during the reference weld
For the reference weld, i.e. for optimum (good quality) conditions a typical image of the
long weld pool and of the melting electrode is shown in Figure 7.a. The arc/electrode
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 11
front region is magnified in Figure 7.b. Figure 7.c shows a sequence of front region
images during one electric arc pulse period. The essential redistribution of mass by
the melt flow in the good quality reference weld with optimum edges is illustrated in
Figure 8.
Figure 7. High speed imaging of the good quality reference weld with optimum edges:
(a) melt pool, (b) magnified front region, (c) sequence of images [250μs−steps] during
one arc pulse cycle [1.5ms]
Figure 8. Sketch of the essential fluidmechanics during laser hybrid welding (leading
arc) of the reference weld (optimum edges, good quality)
The paper is only about arc-leading position. This means that the arc, in a pulsed
(hence time-dependent) manner, pre-melts the edges before a quasi-steady-state melt
pool (being very long at the surface) is established by the cw-laser beam. An important
observation is that this preceding melt pool is immediately flushed forward to the centre,
thus an empty, shallow bowl-like boundary remains. The regular drops (one per pulse)
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 12
from the burning electrode then add mass to this shallow bowl, directed forward due to
their momentum. The main driving forces are the confined magnetic field of the arc and
the gas jet drag force. However, then the keyhole follows (induced by the laser beam)
and the melt has to pass beside it (accelerated and redirected by the laser-induced
boiling recoil pressure [10, 11]). Important is that the melt tries to move sidewards, but
partially fails as a solid oxide has formed (SEM gave indications about MnO, melting
only at higher temperatures, about 2000 K, to be published in a parallel paper in detail)
on which the melt slides back down again (rather than adhering on the steel melt in
case when the oxides were removed from the surface edges before welding). This already
determines the outer (nail-head) shape of the weld and initiation of undercuts (inclined,
the melt could not adhere) as the laterally outer region of the arc-pool resolidifies during
the arc current low-cycle. While the arc-induced bowl has started lateral resolidification
growth, slightly inclined downwards (bowl cross section shape), the long narrow weld
pool (quasi steady state, as the laser operates cw) continues the resolidification growth
from the sides to the centreline [5] until the point most rear in the centre of the pool
has resolidified, where both growing trajectories meet.
The melt is accelerated by the wire electrode drop (in turn by the arcs magnetic
field and gas shear force [17]) and by the keyhole boiling recoil pressure. From high
speed imaging trajectories of the melt velocity as a function of time along the x-axis
were extracted, see Figure 9.a (streak evaluation from an original 2D-camera image
to a series of temporal arrays, straight wave trajectories are also visible) from which
the initial (highest) melt flow velocity in the pool can be derived (23 trajectories were
evaluated). Moreover, the electrode drop speed was evaluated (537 drop events). Both
velocity distribution statistics are shown in Figure 9.b. Since the melt pool surface
surprisingly starts faster than the impinging drops are, the melt had an additional
driving force beside the landing drop momentum probably the laser-induced keyhole
recoil pressure from boiling. At the pool end the velocity slows down to the welding
speed.
Note that lower down in the workpiece the melt pool used to be much shorter
behind the keyhole. The pool is particularly large and (20-30 mm) long at the top
and to some extent at the root. Marangoni convection, in the present imaging hardly
visible, can extend the size. Therefore in the inner regions the melt is forced to slow
down from the bulk of melt above it and resolidifies. However, the top surface is of
crucial importance for the weld shape. The very high surface melt speed observed and
measured has two consequences; (i) At the surface the melt has difficulties to resolidify
(no time for slow local undercooling), it mainly continues flowing to the rear and to the
centreline, guided by the solid-liquid interface. (ii) This high speed towards the centre
rear end of the melt is slowed down and stopped by surface tension. The high initial
speed of the melt lowers the melt surface level. The melt tends particularly at the end,
even though along the whole centreline, to move vertically up owing to redirection by
the vertical solid-liquid interface shape. A flow stop condition can be formulated by
relating the Young-Laplace-expression (surface tension pressure due to curvature, here
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 13
120 500 1000 1500 2000 2300Velocity [mm/s]
Nor
mal
ized
sta
tistic
al v
eloc
ity d
istri
butio
n [1
] Drop velocityMelt start velocity
Figure 9. Evaluation of high speed imaging: (a) velocity plot x(t) by streak image
evaluation of the centreline y=0, (b) statistical distribution of the melt flow starting
velocity and electrode drop velocity
of cylindrical type) to the stagnation pressure (dynamics) of the melt:
σ
R≥
ρu2
m
2(1)
where σ is the surface tension, R is the central surface cross section radius at the
end of the melt, ρ is the specific mass density and um is the melt flow start speed, as
in Figure 9. For example a melt speed of 0.7 m/s requires a radius of less than 0.7 mm
of the surface curvature to stop the melt flow. Otherwise the flow continues upwards,
elongating the emerging melt body until such radius is reached optionally a drop (the
cylindrical surface nature changes then to spherical, adding a second radius or a factor 2
in Equation (1)) would be separated as spatter. However, more detailed study is needed,
as the resulting weld has a radius of about 1 mm, see Figure 6, but the high speed would
require a smaller radius to slow down. The slowing down by surface tension takes place
gradually in the long pool, thus the pool is convex-shaped throughout and its surface
level is lifted up towards the rear. This corresponds to a mass balance: slower flow
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 14
causes larger cross section, as by the emerging pool height. Eventually resolidification
of the flowing melt surface determines the final weld profile and quality.
This flow is of crucial importance for the resulting weld shape (quality, mechanical
strength), see Figure 4 and Figure 6, as it redistributes the varying joint edges. In the
following we will discuss how this reference flow is affected by the three edge tolerance
properties and how critical they are, one after the other.
4.2. Melt redistribution flow by the gap width
From the experiment on linearly increasing the gap width Figure 10.a shows a high
speed image for zero gap (reference weld), compared to a moderate gap wg=0.65 mm in
Figure 10.b and a very wide gap wg=1.09 mm in Figure 10.c. The basic impact (relative
to the reference weld) of the gap on the melt flow and in turn on the resolidification
shape is illustrated in Figure 11. The different cross section areas along the weld with
its linearly increasing gap width are shown in Figure 12. They correspond to a mass
balance. We can distinguish four regimes I-IV, see also Figure 4 and Figure 5.
Figure 10. High speed image of the weld pool for (a) wg=0 (reference), (b) wg=0.65
mm, (c) wg=1.09 mm;
Figure 11. Illustration of the essential mass redistribution flow changes (thick arrows)
when the gap widens
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 15
0 50 100 150
�8
�6
�4
�2
0
2
4
6
I II III IV
Position x [mm]
Are
a [m
m2 ]
Peak areaRoot areaUC areaTotal areaUC left areaUC right areaWFA � FGA
Figure 12. Cross section sub-areas (mass balance) along the weld for linearly widening
gap
In Regime I (wg=0...0.6 mm) the operating regime, the whole height level of the
melt is linearly lowered (from +6 mm to -2 mm), see Figure 10.b, when the gap is
widened. As the root height remains constant here, see Figure 12, an increasing part of
the added drop flows downwards to fill the widening gap. The mass balance
uw
vw
(Dw
2π
4) − wgh = At + Ar − Au,l − Au,r (2)
(wire speed uw, wire diameter Dw, top peak area At (cross section), root area Ar,
melt height h, left and right undercut area Au) corresponding to Figure 12 makes clear
that once the lack of area by the gap can no more be compensated by the added wire,
the balance becomes negative thus the melt and weld level lowers below the surface
plane (underfill). A less stable Regime II follows for wider gap (wg=0.6...0.8 mm) where
lack of penetration alters with top lowering. Interestingly, see Figure 10.b, the weld
pool length now shortened significantly (17 mm instead of 22 mm). In a Regime III
(wg=0.8...0.9 mm) of partial penetration the top surface level is lifted up again, as no
root sagging can take place. Suddenly (wg>0.9 mm, Regime IV) instead of a partial
(almost full) penetration weld only a 4-4.5 mm thick bridge forms for wider gaps and
remains constant. The process switched to a new (drop and surface tension governed)
mode where the laser drills a keyhole through and must transmit part of its excess power
now. For wider gap now the lower level of the melt remains constant but the upper level
lowers gradually, according to Equation (2). The weld quality is poor for wide gap.
It can be concluded that a gap is acceptable provided the melt flow remains in
Regime I where the peak can be linearly controlled (here for wg<0.7 mm) and as long
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 16
as a positive mass balance avoids underfill (here for wg<0.6 mm).
4.3. Melt redistribution flow depending on the surface position
For linear (strong!) variation of the vertical surface plane position from z0=-5 mm, (thus
close to the laser and wire) to z0=+5 mm, corresponding high speed images are shown
in Figure 13 along with an illustrative theory.
Figure 13. High speed image of the front region of the weld pool for (a) z0= +3.0
mm, (b) z0=0 mm (reference), (c) z0=-3.4 mm; (d) illustration of the essential mass
redistribution flow changes (thick arrows) when the vertical position changes up (plate)
and down, respectively
The process remains stable and about the same in a certain tolerance range, see
Figure 4 and Figure 5, which here was z0=-2.2...+2.4 mm. When the surface plane
is too close to the wire, Figure 13.a, the distance laser-arc increases. The arc is then
too much separated from the laser and the temperature field induced by the cw-laser
hardly supports the pw-arc. The electric parameters of the arc were optimized for
close interaction with the laser beam where the laser-induced temperature field helps
developing a stable, strong arc. Without this support the arc is now too weak for
this high welding speed, with a short arc and drop transfer below the surface, where a
cavity is formed during the voltage-high-period. This process still can basically work,
despite the unusual geometry, but short circuiting is likely to take place, which here has
happened twice (x = 37 mm, x = 47mm). Its violent flow (magnetic field, boiling event)
has led to a strong peak (humps) and valley of the weld top surface, see Figure 4 and
Figure 5.
Too low surface position causes unstable welding, too, but due to a different
mechanism. When the wire is to far away from the surface, z0>+2.4 mm, the drops
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 17
fly too close to the keyhole, even hit the keyhole or travel over the keyhole into the
rear part of the pool, see Figure 13.c. When the drops hit the keyhole they disturb
the laser too suddenly and strongly in creating a quasi-steady state keyhole, causing
violent evaporation and corresponding strong recoil pressure that disturbs the regular
quasi-steady melt flow. While drops that landed on the arc-generated bowl ahead of the
keyhole were strongly but smoothly redirected around the keyhole, drops landing behind
the keyhole are not forced by evaporation to significant temporary acceleration. This
different behaviour has led to significant accumulation of melt and two strong humps
(peaks at x=145 mm and x=170 mm) followed by valleys, see Figure 4 and Figure 5,
thus again to non-monotonous flow conditions.
For varying vertical surface position (e.g. a bent or distorted workpiece) it can be
concluded that too strong variation in either direction leads to an unstable weld with
strong peak-valley formation (humps) due to different reasons and has to be avoided.
When remaining in the (quite large) stable regime, the process is unaffected by z0-
variations.
4.4. Melt redistribution flow by vertical edge mismatch
For lifting the vertical edge of the left plate by Δze=-0.19...+2.1 mm corresponding
high speed images and an illustration of the essential redistribution flow are shown in
Figure 14. Note that edge mismatch is inherently related to the surface position change
discussed above, but as a combined more complex process geometry. The root remained
welded through.
Basically increasing edge mismatch (left plate up) has led to a clear, homogeneous
trend throughout, namely a lowering of the weld peak level and its lateral shift to
the right. The left undercut became even more pronounced while the right undercut
disappeared, see Figure 4 to Figure 6. The process remained stable. Lifting the left edge
lifts the connection region of the weld pool, hence inclining it. In this inclined melt pool
the same mechanism as for the reference weld continues, just in an asymmetric geometry.
Gravity acts during asymmetry but used to remain weak on such little scale. Still
the melt is strongly accelerated, causing the central peak, accompanied by undercuts.
However, the arc-induced bowl has changed and became asymmetric, namely steeper
and less wide in the left, lifted plate. Moreover, the mass from the left, lifted plate
is redistributed (flushing) in a more pronounced manner than the right plate. This
leads to very little undercut at the right while the undercut at the left is determined
by the arc-induced bowl inclination that becomes much steeper when lifting the edge.
Phenomena observed (however, non-critical) were also a smaller arc, as attracted by the
closer edge now, and drop flights that tended alternating to the lifted edge and to the
lower plate, rather than keeping in the centreline.
We can conclude that edge mismatch does not violate the weld stability but
emphasizes the lifted undercut. A design rule can be proper arc parameters to create
(by heat conduction) a bowl that has robust (more shallow) cross section, as this acts
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 18
Figure 14. High speed image for (a) Δze=0 (reference), (b) Δze=0.96 mm,
(c) Δze=1.74 mm; (d) Illustration of the essential changes (thick arrows) in mass
redistribution flow for edge mismatch
as the flow-connecting shape.
5. Conclusions
• For a butt joint, geometrical uncertainties from industrial edge preparation and
fixturing can be reduced to three properties; local gap width, surface position and
edge mismatch.
• The influence of these edge uncertainties on a resulting laser-arc hybrid weld surface
shape is determined by mass redistribution through the melt flow.
• For an optimum high quality weld (negligible edge variations) a basic complex flow
mechanism was identified.
• The melt pool geometry induced by the leading arc and the acceleration of the
electrode drops incorporating into the melt pool are essential phenomena; they
determine the central weld peak accompanied by undercuts as well as possible
instabilities.
• A wider gap linearly lowers the liquid and weld surface level, until penetration fails
• The vertical surface position alters the arc-heated region and the drop striking
position; hence short circuiting or mass accumulation causes humping instability.
• Vertical edge mismatch inclines the weld pool; it lowers the peak and laterally
drifts it to the lower plate; the upper undercut becomes more pronounced, the
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 19
lower vanishes.
• A relatively large stable process window was identified; it is explained by the fluid
flow phenomena that take place and change once exceeding critical tolerances of
each of the three edge properties, specifically here wg<0.6 (0.7) mm and z0< ±2.2
mm, while Δze caused no instability, but increasing undercuts.
Acknowledgments
The authors are grateful for funding by the Research Council of Norrbotten, project no.
NoFo09004, the K&A Wallenberg foundation, project no. KAW 2007-0119, the Xunta
de Galicia, Direccion Xeral de Investigacion, Desenvolvemento e Innovacion, Project
08DPI023CT and the Ministerio de Ciencia e Innovacion, Project MAT2008-06882-
C04-03.
References
[1] Yao Y, Wouters M, Powell J, Nilsson K and Kaplan A F H 2006 The influence of joint geometry
and fit-up gaps on hybrid laser-MIG welding Journal of Laser Applications 18 n 4 283-288
[2] Alam M M, Barsoum Z, Jonsn P, Hggblad H and Kaplan A F H 2010 The influence of surface
geometry and topography on the fatigue cracking behaviour of laser hybrid welded eccentric
fillet joints Applied Surface Science 265 n 6 1936-1945
[3] Ribic B, Palmer T A and DebRoy T 2009 Problems and issues in laser-arc hybrid welding
International Materials Reviews 54 n 4 223-244.
[4] Cho J H and Na S J 2009 Three-dimensional analysis of molten pool in GMA-Laser hybrid welding
Welding Journal 88 n 2 35s-43s
[5] Lampa C, Kaplan A F H, Resch M and Magnusson C 1998 Fluid flow and resolidification in deep
penetration laser welding Lasers in Engineering 7 n 3-4 241-253
[6] Kaplan A F H, Nilsson K and Powell J 2007 Shaping of hybrid welds and gap sensitivity Proc. of
LIM (Munich) (Munich:F.Vollertsen?)
[7] Engstrm H, Nilsson K, Flinkfeldt K, Nilsson T, Skirfors A and Gustavsson B 2001 Laser hybrid
welding of high strength steels Proc. of ICALEO’01 (Orlando, FL:LIA) 125134
[8] Vollertsen F and Grnenwald S 2008 Defects and process tolerances in welding of thick plates Proc.
of ICALEO’08 (Orlando, FL:LIA) 489-497
[9] Rethmeier M, Gook S, Lammers M and Gumenyuk A 2009 Laser-hybrid welding of thick plates
up to 32 mm using a 20 kW fibre laser Quarterly Journal of the Japan Welding Society 27 n 2
74s-79s
[10] Hayashi T, Katayama S, Abe N and Ohmori A 2003 High power CO2 laser-MIG hybrid welding
process for increased gap tolerance - Hybrid weldability of thick steel plates with square groove
(report I) Quarterly Journal of the Japan Welding Society 21 n 4 522-531
[11] Wang J B, Nishimura H, Fujii K, Katayama S and Mizutani M 2008 Study of improvement of gap
tolerance in laser - MIG arc hybrid welding of aluminum alloy Journal of Light Metal Welding
and Construction 46 n 10 11-22
[12] Fellman A and Salminen A 2006 Observation of the phenomena of CO2 laser-MAG hybrid welding
PENDING!!! ICALEO 2006 - 25th International Congress on Applications of Laser and Electro-
Optics,Congress Proceedings, art. no. 1904
[13] Kim Y P, Alam N, Bang H S, (PENDING!!! Bang H S) 2006 Observation of hybrid (cw Nd:YAG
laser+MIG) welding phenomenon in AA 5083 butt joints with different gap condition Science
and Technology of Welding and Joining 11 n 3 295-307
Redistribution of the melt flow by edge tolerances in LHW 20
[14] Zhou J and Tsai H L 2008 Modeling of transport phenomena in hybrid laser-MIG keyhole welding
International Journal of Heat and Mass Transfer 51 n 17-18 4353-4366
[15] Haferkamp H, Meier O, Boese B and Kuscher G 2006 Economic edge preparation for laser-MAG
hybrid welding of high strength steel PICALO 2006 - 2nd Pacific International Conference on
Applications of Laser and Optics - Conference Proceedings PENDING!!! 157-162
[16] Shi S G, Hilton P, Mulligan S and Verhaeghe G 2005 Compensating for changing gap by adaptive
control of the hybrid laser-MAG welding process for thick plate Welding and Cutting 4 n 6
345-350
[17] Weglowski M St, Huang Y and Zhang Y M 2008 Effect of welding current on metal transfer in
GMAW Archives of Materials Science and Engineering 33 n 1 49-56
Jan Karlsson Paper III: Two Undercuts Observed in Hybrid Welding 1
Two kinds of undercuts distinguished by their oxidesin laser hybrid welding
J. Karlsson1, P. Norman1, A.F.H. Kaplan1
1Luleå University of Technology, Luleå, Sweden Abstract Two different types of undercuts have been identified in the cases of remaining or removed mill scale (surface oxides from hot rolling), respectively, when laser hybrid arc welding. The two undercut types are examined by macrographs, SEM and EDX. In both cases Fe- and Si-oxides cover the heated and melted surface. For the mill scale case, in addition much MnO is found in the undercut region. Here the fusion zone suffers from lack of fusion to the melted base material due to the oxides. High speed imaging reveals that the melt adheres at the top surface in case of removed mill scale but glides down when the mill scale is present. The latter causes poor weld quality due to sharper undercut geometry and lack of fusion, compared to having the mill scale removed. Keywords: Laser hybrid welding, welding, undercut, melt flow, mill scale, oxide 1. Introduction
Laser Hybrid Arc Welding (LHAW) [1] is studied with respect to undercut defects, for steel surfaces with and without surface oxides. Different types of undercuts can be distinguished, e.g. curved, crack-like and micro-flaw types [2]. As welding speed has increased over the years (e.g. by LHAW), undercuts became a more severe issue [3,4]. In fusion welding the speed is often limited by the occurrence of undercuts. At high power the speed can be limited by additional defects (like overlap defects), too. Undercut formation is generated by the melt flow that in turn depends on the chemistry- and temperature-dependent viscosity and surface tension. Surface tension usually decreases with temperature, which negatively affects adhesion to solid material, possibly causing undercuts [5]. For electric arc welding Mendez [5] interprets (direct observations are still missing) the solidified melt as follows: High pressure (by high arc current) from the electric arc depresses the weld pool surface so that only a thin metal film remains. Premature solidification of this thin layer stops the wetting of the side of the weld bead, causing undercuts. However, according to Nguyen’s review [3] this model emphasizes only the thin film at the front while the significant role of the rim in transporting liquid metal to the trailing region is ignored. Despite several theories on the melt film flow the exact undercut formation mechanism is still unclear [3]. Several techniques have been demonstrated (but not always fully documented) to be effective in suppressing undercuts by slowing the backward flow of the liquid. The mill scale of hot rolled steel usually consists of Fe and FeO in the layer close to the base metal, accompanied by Fe2O3 and Fe3O4 in the upper layer [6]. Arc welding on
Jan Karlsson Paper III: Two Undercuts Observed in Hybrid Welding 2
mill scale is known to cause more/larger initial flaws and significantly poorer fatigue behaviour (usually due to undercuts [2]) compared to having the mill scale removed [7]. In the following the two kinds of undercuts identified for LHAW are studied deeper by microscopy and High Speed Imaging (HSI). 2. Experimental
For optimized parameters (below), 10 mm thick high strength steel (Domex 420 MC, EN-10149-2-S420 MC, 1,5 % Mn) with milled edges was welded in butt joint configuration. Two surface conditions are compared: I - original surface with mill scale from hot rolling (10-20 �m thick oxide), II – oxide removed (by grinding off a 10-20 mm wide track on each plate top surface). The weld pool surface flow was observed (side view, 55o from surface) by HSI, at 3000 frames per second. In order to suppress the process light, a bandpass filter was employed, matching the wavelength (808 nm) of an illumination diode laser. A 15 kW Yb:fibre laser (IPG, YLR 15000) with a fibre diameter of 200 �m was operated at 8kW (continuous wave). An optics with a 300 mm focal length created a focus diameter of 400 �m. The focal position was -5 mm beneath the sample surface. The laser was combined with a Metal Active Gas (MAG, gas mixture 92% Ar, 8% CO2) arc leading at a distance of 3 mm, at an angle of 60o from the surface. Parameters: Wire (OK Autrod 12.64) diameter 1,2 mm, feed rate 12 m/min, stickout length 20 mm, current 488 A, background current 120 A, frequency 214 Hz, pulse time 2,2 ms, welding speed 2,1m/min. The welds were analyzed by macrographs and SEM with EDX. 3. Results and discussion
Figure 1 shows macrographs where differences in geometry details between remaining and removed surface oxides can be seen. Acronyms: BM Base Material, HAZ Heat Affected Zone, MBM Melted Base Material, PMBM Partially Melted Base Material, FZ Fusion Zone (contains ~32% wire material, balance is BM), MSO Melted Surface Oxides. The chemical composition of various interesting locations of Fig. 1 is shown in Table 1.
Jan Karlsson Paper III: Two Undercuts Observed in Hybrid Welding 3
Figure 1: (a) and (b) shows the top view for each weld case. Macrographs are shown in (c)-(f), with enlarged SEM image (g) of the lack of fusion; (h)-(j) shows surface oxides
In case I the MBM starts clearly beneath the original surface level, has a sharp angle and includes Lack of Fusion (LoF). In case II the MBM has a wavy profile and starts near the surface level. While the PMBM starts at the surface level in case II, it starts lower and is thinner in case I. More detailed observation shows that the LoF is filled with oxides, Fig. 1(g). Figure 1 (h) shows the 10-20 �m thick mill scale, consisting of iron oxides.
Table 1: Chemical composition at locations i-xi in Fig. 1 (balance is mainly carbon) I: With surface II: Removed surface
oxides (at-%) oxides (at-%) O Si Mn Fe O Si Mn Fe i 13 1.0 82 0.3 1.2 97 ii 1.5 97 7.6 20 72 iii 17 11 71 36 37 3.5 23 iv 9.5 4.1 30 55 33 29 8.5 v 14 8.9 15 60 1.4 97 vi 0.3 0.7 96 1.6 96 vii 12 7.6 19 57 8.5 3.0 53 29 viii 8.8 3.4 28 58 0.2 1.8 95
ix 22 13 39 20 x+ The surface oxides at the heated and
melted regions also contain Si-oxides, beside the Fe-oxides. In addition, for case I much MnO was found in the LoF-region (as a separate phase beside SiO, see Fig. 1(i)). In case II no MnO can be found except in a few cavities or grooves.
8.1 0.3 1.8 xi 8.1 0.9 1.5 88 * .06 1.5 98 ** 2.0 1.7 96 + = Carbon 89.9 % * = BM ** = wire
Figure 2 shows HSI of the melt pool for the two cases. The overall melt flow is complex and will be described in a following paper. The leading arc pushes away the melt,
Jan Karlsson Paper III: Two Undercuts Observed in Hybrid Welding 4
creating a gouge (bowl) that obviously oxidizes, see Fig. 1. The important difference observed was that in case II the melt kept attached to the top surface. In contrast, in case I the liquid tries to climb up the oxidized wall but glides down again, shown in the sequence Fig. 2 (c)-(e) and illustrated in Fig. 2(f). This mechanism causes the LoF and undercut geometry of Fig. 1. At the rear part of the gouge the outer region of the melt resolidifies, forming the corresponding undercut, particularly in the critical region highlighted in Fig. 2(f).
Figure 2: Image sequence and illustration to visualize the melt pool and flow for the two cases 4. Conclusions
For laser hybrid arc welding two types of undercut were identified: I. Crack-like, which starts at a lower down position from the surface with the addition of LoF due to oxide inclusion; II. Curved, without LoF. - Type I occurred when welding the original hot rolled steel with its 10-20�m thick
oxide layer, type II in case the oxide was removed. - Type I had in addition MnO in the undercut region. - From HSI, for type I the incoming drop glides down the oxide layer in the gouge,
while for type II the melt is attached to the upper surface level. - Removal of the hot rolled oxide layer is beneficial for the weld quality.
References
[1] C. Bagger, F.O. Olsen, Journal of Laser Applications 17 (2) (2005) 2. [2] N.T. Nguyen, M.A. Wahab, Engineering Fracture Mechanics 55 (3) (1996) 453. [3] T.C. Nguyen, D.C. Weckman, D.A. Johnson, H.W. Kerr, Science and
Technology of Welding & Joining 11 (2006) 618. [4] A.F.H. Kaplan, K. Nilsson, J. Powell. Proc. LIM, Munich, 2007, Ed. F.
Vollertsen, WLT, Germany. [5] P.F Mendez, T.W. Eagar, Welding Journal 82 (10) (2003) 296. [6] M.A. Legodi, D. de Waal, Dyes and Pigments 74 (1) (2007) 161. [7] L.L. Martinez, A.F. Blom, H. Trogen, T. Dahle. Proc. NESCO, Stockholm,
1997, Ed. A.F. Blom, EMAS Publishing, Lond
Jan Karlsson Paper III: Two Undercuts Observed in Hybrid Welding 5
Title: Hybrid fibre-laser welding of 10mm, high-strength, cold forming steel, DOMEX 420MC
Author: Peter M. Norman* Jan Karlsson*
Javier Lamas** Alexander F.H. Kaplan* Armando Yañez** John Powell*
Affiliation: *Luleå University of Technology, Sweden **Universidade da Coruña, Spain
Abstract:The hybrid welding process is being used more in industry and as it is a complex process where two different processes are to work together the setup is of utmost importance. Hybrid laser welding is here represented by an electric-arc torch and a 15kW fibre-laser. The main obstacle for this processing method is to find optimum parameters for each setup and therefore it consumes time that could be used for production instead. The here presented research is a result of 30 welding trials performed to optimise welding of a truck support axle. The results are generalised to facilitate understanding and to enable use of the results in oncoming hybrid laser welding trials. In the data, tacit knowledge is also included. This is a type of knowledge that is difficult to get in writing as it is hidden as thoughts and expertise of the operator. The results emanate in a MatrixFlowChart (MFC), that facilitates understanding of the welding results.
Keywords: Hybrid, fibre-laser, welding, generalisation, defect
Available online at www.sciencedirect.com
Physics Procedia 00 (2010) 000–000
www.elsevier.com/locate/procedia
LANE 2010
Classification and generalization of data from a fibre-laser hybrid welding case
Peter M. Norman*, Alexander F.H. Kaplan, Jan Karlsson Luleå University of Technology, Luleå 97187, Sweden
Abstract
Compared to autonomous laser welding, the amount of parameters is higher for laser hybrid welding. Consequently, empirical optimisation of these parameters is a challenge. Handling and evaluation at a higher systematic level is desired in order to enhance the ability to build research on previous knowledge. Such new approach is studied on a case with 10 mm high strength steel sheets, fibre-laser hybrid welded. Aim of the paper is to provide a method of documenting and handling data, transferable to other disciplines, to continuously build knowledge, to simplify repetition of experiments and to facilitate the start-up phase of new trials. Starting from 30 experimental results depending on 23 parameters, by the Matrix Flow Chart a guideline has been developed that filters the information through combination, priorities and quality categorization. A chart resulted where five categories of poor quality are graphically related to a high quality category which can be achieved when following the guidelines for eight main arc- or laser-parameters. The chart is a guideline suitable for extension and for exploring the limits of its validity. PACS: 81.20.Vj;
Keywords: Welding; Joining; Knowledge transfer; Hybrid; Fibre laser
1. Introduction
From research we produce vast amounts of data from each test performed. However, the data do not necessarily support future experiments. The here presented paper aims at introducing tools to use as support in handling large quantities of data, not only restricted to the area of laser materials processing, but useable for a larger group. The research team has already successfully used the methods, both in combination and exclusively [1-4] to describe and facilitate interpretation of the manifold of data. The methods of data handling are the Bifurcation Flow Chart (BFC), used by the author [1], to describe in a sequential manner the phenomena affecting whether the weld seam is satisfactory or not, including the key criterion for a defect. The other method is Matrix Flow Chart (MFC) developed from the first Experimental Laser Database [2] by Karlsson [3-4]. The MFC:s matrix table, acting parallel instead of sequential, facilitates understanding of how parameters affect the result of a weld seam. It compresses the dimension
* Corresponding author. Tel.: +46-920-491049; fax: +46-920-492228. E-mail address: [email protected].
Peter M. Norman/ Physics Procedia 00 (2010) 000–000
of the database to get a more general view of the data and it also generalizes the results into classes. There are many ways of presenting multidimensional data [5] as reviewed by Gaede et al. To develop these methods in the correct direction it is important to have knowledge how the human mind interprets data [6]. This is important as there are two types of data [7], the explicit and the tacit. The explicit knowledge can be shown in numbers or in text and therefore it is the type that is shared as data, manuals or in other ways and it can therefore be transferred between persons, it is the opposite to tacit knowledge. A well known metaphor[8], Fig. 1, tries to describe the amount of knowledge hidden in the tacit part.
Fig. 1 Iceberg metaphor describing weighting between knowledge types
Tacit knowledge is intuitive and it is therefore often very difficult to formulate and describe but it contains a lot of important information. Although the present paper does not in any way claim to show the perfect knowledge transfer method it tries to facilitate the use of large databases and how the data inside is visualized in an effective manner, better suitable for the graphical perception capabilities of humans. The bioscience area is where the database visualization techniques has been most explored [9] but also research within other areas has taken place[10]. We have now developed a method to simplify the interpretation of information, both explicit and tacit for fibrelaser hybrid welding.
Peter M. Norman/ Physics Procedia 00 (2010) 000–000
2. Method
The fibrelaser hybrid welding method is described and also the method of saving and using data from the trials.
2.1. Fibrelaser hybrid welding method
To be able to reproduce results from fibrelaser hybrid welding the amount of parameters that needs to be saved is vast. It is not only the MAG- and laser-parameters that have to be saved but also the geometrical parameters such as the distance between the electric arc torch and the laser beam axis, Fig 2. A 15 kW Yb:fibre laser (IPG) was used, with an output fibre diameter of 200 �m and a Beam Parameter Product of 11.4 mm·mrad. The collimator length was 150 mm, different focusing lengths were applied.
Fig. 2 Geometrical parameters for the setup of fibrelaser hybrid welding [11].
With the setup in Fig. 2 it is also possible to choose whether the laser should be leading or trailing and also if the laser should be sticking or dragging, Fig 3. The changes of these two parameters are thought to affect the melt pool flow and also the penetration depth of the fibrelaser hybrid welding.
Fig. 3 (a) Sticking laser setup, (b) Dragging laser setup
2.2. Method of saving parameters and results
In Tab. 1, the parameters for setting up a laser hybrid test are shown and categorized. The amount of parameters that needs to be controlled is large and therefore the general view of the data is difficult. Some of the parameters in the table is not as important as others so the final table contains approximately 23 parameters to be handled.
Table 1 Parameter for fibrelaser hybrid welding
Laser Parameters Material properties Geometrical Parameters, Fig. 2 MAG Parameters
Power (P) Thickness (t) Contact to work piece distance (s) Voltage (U)
Peter M. Norman/ Physics Procedia 00 (2010) 000–000
Focal length (f) Joint gap Set-up angle (�) Current (I)
Speed (v) Joint angle Travel angle (�L, �T) Background current (a)
Material composition Side-angle (�L, �T) Wire feed speed (wfs)
Joint preparation Interdistance laser-arc (c-c) Protection gas flow
Focal point off-set (zL) Protection gas type
Off-set from joint centre (yL, yT) Pulse time
Torch rotation (�) Slope
Frequency
Wire type
Wire thickness
From the resulting welds photographs of the top and root appearance were made. Microscopic photographs of the etched cross section provide the essential view on the shape and defects. The weld quality was then categorized, as will be shown below. The experiments were accompanied by high speed imaging for additional information. In a database spreadsheet the parameters were put in relation to the photographs. While documentation often ends here, as a next step we propose to categorize the resulting quality. The parameters can be expressed in relative values, like High/Low. A graphical table, the recently developed Matrix flow Chart can now be applied to connect the weld photos with high/low parameters (or further steps introduced). The main parameters can be identified, in relation to a high quality weld and reduced table results, where the weld quality categories are related to the essential parameters, applicable as a guideline on how to change the parameters to achieve good quality. “OR”-logic is applied. The information can be tracked back to the detailed welding results. The table is initially merely valid for the cases studied but can be extended to explore the limits. It is recommended to try the guidelines for different operating windows, as now disconnected from the absolute parameter values.
3. Results
The result of this paper is the method itself and its application to the case study. The research has shown that 10mm hot rolled, high strength steel, DOMEX 420MC can be hybrid welded (butt joint with gap) with acceptable results, according to SS EN-ISO 5817. The main difficulty was that the parts to be welded with a butt joint differed in the joint gap setup between 0 and 1mm. The edges were also rough, see Fig 4(a), gas-jet cut, and the oxides were not removed from the edges. The edge oxides are shown in Fig. 4(b). Study of the impact of the edges on the weld is actually part of a comprehensive study.
Fig. 4 Surface topography of the gas-jet cut edge: (a) profilometry, (b) SEM-image of the upper part
Peter M. Norman/ Physics Procedia 00 (2010) 000–000
To gain knowledge about the process and the how fibrelaser hybrid welding is affected by parameter changes a high-speed imaging system (HSI) has also been used. The results from these images that have been recorded at a rate of 2000fps, as shown in Fig. 5 for the pulsed arc, its drop transfer and the keyhole. HSI is a very powerful tool for laser hybrid welding as it is possible to see into the processing zone and as many parameters are of geometric nature. This is possible because of the correct combination of illumination and filtering that removes all the process light and only leaving the illumination wavelength, to be recorded via a narrow bandpass filter. Figure 5 shows the detached drop moving downwards to the right in the first two pictures and in the four following the plasma buildup and drop formation and the two last pictures the drop detaches and moves towards the melt pool.
Fig. 5 Sequence of images of the pulsed electric arc and the drop transfer from the MAG wire to melt pool; right: keyhole
Part of the actual database with 70 entries (welding results, including top surface and cross section photos, comments, etc.) depending on 23 welding parameters is shown in Fig. 6. The results in the spreadsheet, contain both tacit and the explicit knowledge that is easy to communicate as a picture. The resulting welds have been cut, polished, examined and classified to five defect classes (plus acceptable quality), see Fig. 7.
Fig. 6 Database spreadsheet, containing parameters and results, grey is selected result used for explanation in Fig. 8 and 9
Fig. 7 Five distinguished defect classes, the circle shows the selected defect class in Fig. 8 and 9
The different classes shown in Fig. 7 are: undercut with excess weld, undercut, undercut with excess penetration (root drop-out), sagging and sagging with excess penetration. These were extracted from the 30 weld trials that are already ready from microscopy to be evaluated. They were deemed as a class if the defect occurred at least 3 times.
The next step is to enhance the readability of the database by transforming the values to arrows and figures to get a better understanding if there are any trends in the data, see Fig 8.
Peter M. Norman/ Physics Procedia 00 (2010) 000–000
Fig. 8 The evolution of the database (a) to intermediate step (b) and the final MFC (c) shown in Fig. 9
Peter M. Norman/ Physics Procedia 00 (2010) 000–000
Fig. 9, shows an MFC of the most important parameters versus the defect classes. It is used as a guideline for avoiding these types of defects that might occur with this setup. The operator has the actual weld cross section at hand and can by comparing the defect classes follow the lines to see what parameter that has affected the defect and also how to change the parameters to avoid it. For the current setup the sagging is avoided by looking at the horizontal line next to the defect and following it to where it has a dot. At the intersection with the dot follow the vertical line to the parameter, and there it says what to do with the parameter to avoid the defect and achieve an OK weld. The OK weld is specified acceptable according to the Swedish standard SS EN-ISO 5817
Fig. 9. Altered MFC of the 30 fibrelaser hybrid welded samples with its corresponding parameters. Circles show selected defect
4. Discussion
The use of these methods facilitates the interpretation of vast amount of data. It also tries to standardize how data are saved and therefore also minimizing the tacit part of knowledge and converting it to explicit knowledge. By succeeding with this task it is easier to spread information as one of the drawbacks with the tacit knowledge is that it is hard to communicate it to others. The graphical arrangement provides to point at data or connections and to track connections and relations, moreover to compare visually. Although the goal is not to remove the vast amount of data contained in the databases it is important to avoid saving unnecessary data that not only will take space but also time to record. The database it self is important as a database but it cannot be used effectively as an evaluation tool and therefore these methods must be further developed.
Peter M. Norman/ Physics Procedia 00 (2010) 000–000
5. Conclusions
� Fibrelaser hybrid welding results from 70 experiments of a case study were entered into a database, from 30 already evaluated samples a graphical guideline was accomplished, to facilitate knowledge transfer
� The method of structuring the parameters and results in a MFC gives a good overview � The method reduces the amount of experiments as it is simpler to use earlier knowledge � Tacit knowledge is tried to be transformed into explicit knowledge, by finding ways to express the expert
knowledge for each individual. � By different combinations of MFC:s it becomes a strong method of explaining the result-parameter influence � By having intermediate steps from the database to the MFC the user is free to choose the amount of information
needed � It is possible to track back each result in the MFC to the database facilitating the withdrawal of information for
interesting cases
Acknowledgements
The authors gratefully acknowledge the funding from the Research Council of Norrbotten, Sweden.
References
1. P. Norman, H. Engström, A.F.H. Kaplan, J of Physics D: Applied Physics, 41(19) (2008) 195502. 2. J. Karlsson, Knowledge platform approach for fiberlaser welding of high strength steel., 12th NOLAMP, Denmark, (2009). 3. J. Karlsson, A.F.H. Kaplan, Applied Surface Science, submitted. (2010) 4. J. Karlsson, C. Markmann, M. Alam, A.F.H. Kaplan, Parameter influence on the laser weld geometry documented by the Matrix Flow Chart, LANE 2010, Germany, (2010). 5. Gaede, V., Günther, O. Multidimensional Access Methods, ACM Computing Surveys, 30 (2), pp. 170-231, (1998) 6. G. Robinson-Riegler, B. Robinson-Riegler, Cognitive Psychology, Pearson Education, (2004). 7. L. Edvinsson, M.S. Malone, Intellectual Capital: Realizing Your Company's True Value by Finding Its Hidden Brainpower. New York: Harper Business, pp. 10-15, (1997). 8. K-E. Sveiby, The new organizational wealth. San Francisco: Berrett-Koehler Publishers inc. (1997) 9. M. Y. Becker, I. Rojas, A graph layout algorithm for drawing metabolic pathways, Bioinformatics, 17, pp. 461–7, (2001). 10. O.D. Lampe, C. Correa, K-L. Ma, H. Hauser, Curve-centric volume reformation for comparative visualization, IEEE Transactions on Visualization and Computer Graphics, 15(6), pp. 1235-42, (2001) 11. E. Tolf, P. Brännström, J. Hedegård, Optimal Joint Preparation for Laser Hybrid and Tandem MIG/MAG Welding, Swerea KIMAB AB, ISSN: 1403-848X, ISRN: SIMR/R- -08/027- -SE, (2008).
