鋼筋鋼帶自動焊生產線專用電阻焊焊機的設計

周好斌，單 航，付新宇，劉嘉琪

（西安石油大學 材料科學與工程學院，西安710065）

1 鋼筋鋼帶結構及其焊接現(xiàn)狀

鋼筋鋼帶又稱鋼筋梯子梁，是由兩根并列長梁和連接兩梁的若干短節(jié) （短鋼筋）焊接而成，相鄰短節(jié)之間構成限位孔，結構如圖1 所示。鋼筋鋼帶由于其結構簡單、 成本低廉，大量應用于煤炭開采時的錨桿支護煤巷掘進過程[1-7]。目前，鋼筋鋼帶主要由手工電弧焊焊接而成，存在焊接接頭強度不高、 焊工勞動強度大、 環(huán)境差、產量低等問題。為了改善目前現(xiàn)狀，設計了一種自動焊焊機，該焊機結合鋼筋鋼帶成型結構特點，采用目前較為成熟的電阻壓焊工藝進行焊接。分析了電阻壓焊過程中影響焊接接頭質量的因素，即短節(jié)兩端焊接熱量不均、 焊件并聯(lián)分流以及焊接三相電流不平衡等。針對這些影響因素，設計了焊接專用工裝，并對焊接電源結構及其主要參數(shù)進行了設計，實現(xiàn)了鋼筋鋼帶的自動焊接。

圖1 鋼筋鋼帶結構示意圖

2 鋼筋鋼帶焊接工藝及工裝結構設計

2.1 焊接工藝分析

鋼筋鋼帶常規(guī)電阻壓焊過程是兩根電極直接擠壓兩根長梁外側，與長梁內側夾緊的鋼筋短節(jié)形成焊接電流回路，單根短節(jié)焊接過程如圖2 所示。

圖2 單根短節(jié)焊接過程模擬示意圖

焊接過程中，整個焊接回路的電阻較小（約為幾百微歐），由于長梁與短節(jié)接觸部位的初始接觸面積相對較小，其接觸電阻相對于其他部位較大，由電流的熱效應可知，該接觸面可產生大量電阻熱，從而使接觸面的金屬加熱至熔融狀態(tài)，同時在氣缸推動電極的擠壓力作用下，實現(xiàn)長梁與短節(jié)的焊接。在此回路中，鋼筋短節(jié)兩端的接觸面電阻等效于兩個串聯(lián)電阻。為保證短節(jié)兩端焊接接頭均有足夠的強度，則需兩端焊接熱量近似相等。但由于鋼筋短節(jié)兩端截面的加工精度不同，且與長梁間接觸緊密度、 平整度等存在較大差異，使兩端接觸面電阻相差較大，從而導致兩端焊接接頭質量不同，嚴重的可導致其中一端虛焊。

長梁從一側通過自動輸送裝置到達焊接工位，短節(jié)上料裝置將短節(jié)放置在長梁內側，焊接完成后，繼續(xù)輸送一定距離后焊接另一鋼筋短節(jié)。這時焊接當前工位短節(jié)會與已焊接完成的短節(jié)形成并聯(lián)電路，使當前焊接實際功率不足。由于損失了一部分能量，導致焊接接頭強度差，即所謂的焊接過程中電流分流問題。

2.2 焊接熱量平衡設計

為解決由于短節(jié)兩端接觸電阻不同導致的焊接熱量不均、 焊接接頭強度差的問題，可采用雙電源同時獨立供電模式進行焊接，雙電源供電焊接結構如圖3 所示。

圖3 雙電源供電焊接結構示意圖

在初級回路中串聯(lián)一個雙向晶閘管組成單相調壓電路，用來控制回路通電時間及電流大小[8]。短節(jié)中間加一個電極構成兩個焊接回路，使短節(jié)兩端各自有獨立電源供電。通過獨立供電的雙電源設計，避免了單一電源供電時，由接觸電阻差異導致的焊接熱量不均問題。

2.3 焊接工裝結構設計

為實現(xiàn)鋼筋鋼帶工件的自動化連續(xù)焊接，必須使伺服電機控制輸送的鋼筋長梁與震動盤控制輸送的短節(jié)到達焊接工位進行焊接。為此設計了鋼筋鋼帶的專用焊接工裝，該工裝包括短節(jié)夾緊氣缸、 推力氣缸、 電極、 底座、 限位裝置等，其結構如圖4 所示。長梁和短節(jié)到達輸送焊接工位后，夾緊氣缸夾緊短節(jié)，推力氣缸推動電極夾緊長梁，同時實現(xiàn)長梁與短節(jié)的焊接。

3 電阻焊供電模式設計

3.1 焊接電流分流設計

基于鋼筋鋼帶工件結構的特點，距離較小的相鄰短節(jié)之間構成限位孔。由于相鄰限位孔間的距離相對較長，分流作用不顯著，故并聯(lián)分流作用主要存在于構成限位孔的兩根短節(jié)之間。這種并聯(lián)焊接結構在焊接過程中會引起分流，但同時這種結構又可以實現(xiàn)高效焊接。故設計采取同時焊接兩根鋼筋短節(jié)，即6 個電極同時夾緊兩根短節(jié)分別形成4 個焊接回路，且兩短節(jié)的接觸電阻相互構成并聯(lián)電路。雙根短節(jié)同時焊接結構如圖5所示。采用該焊接方式，不僅可以解決并聯(lián)電路分流導致的焊接功率不足問題，同時也提高了焊接效率及能量利用率。

圖5 雙根短節(jié)同時焊接結構示意圖

3.2 焊接三相電流平衡設計

采用工頻三相交流電源同時焊接兩根鋼筋短節(jié)，焊接時只利用了三相電中A、 B 兩相之間的電壓，而C 相未使用。由于焊機焊接所需功率較大，此種焊接方法存在三相電流不平衡問題，會產生供電波形失真、 電涌、 尖波等現(xiàn)象，這對電網沖擊及設備損害極大，而且會影響焊接接頭的質量[9]。結合鋼筋鋼帶結構的特點，相鄰兩根短節(jié)構成限位孔，每一個限位孔需要一相電壓。因此，為解決焊接電源三相電流不平衡問題，采取同時焊接3 段的方法，即同時焊接6 根鋼筋短節(jié)，結構如圖6 所示。

圖6 6 根短節(jié)同時焊接結構示意圖

同時焊接6 根鋼筋短節(jié)，鋼筋鋼帶限位孔的特殊結構恰好可以滿足這種焊接方法，每組構成限位孔的短節(jié)利用三相電壓中的一相，3 組限位孔就可利用三相電壓。此種焊接設計不僅解決了焊接電源三相電流不平衡的問題，且提高了焊接效率。

3.3 鋼筋鋼帶專用焊機變壓器設計

鋼筋鋼帶專用焊機采用固定式焊機，設計的焊機主要用于低碳熱軋鋼筋的焊接。整套設備同時焊接6 根鋼筋短節(jié)，需要設計6 個相同變壓器，以其中一個變壓器為例，做如下設計。

3.3.1 焊機功率設計

設計的焊機主要用于焊接直徑10～16 mm 圓棒狀經校直后的低碳熱軋鋼筋，低碳鋼電阻焊焊機額定容量[10]取0.3～0.5 kVA/mm2。不同截面積所需焊機功率范圍見表1。

表1 不同截面積對應的焊機功率范圍

基于鋼帶焊接結構的特殊性，焊接部位位于圓棒狀鋼筋短節(jié)與長梁相貫面處，最終所需焊接截面大小約等于圓棒截面積。短節(jié)兩端接頭同時焊接，單臺變壓器需要提供兩個截面焊接所需功率。對比表1 中數(shù)據(jù)，所選焊機容量應符合焊接需求且經濟綠色、 節(jié)約資源，綜合分析設計單臺變壓器容量為200 kVA。

3.3.2 焊機變壓器鐵心設計

焊接原始參數(shù)：網壓電壓U1=380 V、 頻率f=50 Hz、 負載持續(xù)率εN=10%、 變壓器額定實載功率200 kVA、 強制水冷等。

變壓器次級繞組為兩組一匝的線圈。每組線圈的次級額定空載電壓U2N=6.34 V。變壓器鐵心凈截面積計算公式[9]為

式中：SFe——變壓器鐵心凈截面積，cm2；

U2N——次級額定空載電壓，V；

f——電源頻率，Hz；

N2——次級繞組匝數(shù)；

BM——最大磁通，T。

鐵心材料選用D310－0.35 硅鋼片，查表[11]選取BM=1.70 T。代入式 （1）計算得鐵芯截面積SFe=168 cm2，取鐵芯柱截面寬a=9 cm，則厚度b=18.7 cm。毛厚為b′，取疊片系數(shù)[11]KC=0.9，計算得到毛厚b′=20.8 cm。

3.3.3 焊機變壓器結構設計

由于變壓器容量為200 kVA，次級調節(jié)分為八級調節(jié)為宜，額定級定為倒數(shù)第二級，使變壓器有一定的后備容量。取U2N/U2min=1.75，其中U2min為次級最低電壓值，則U2min為3.62 V。由于次級是兩組一匝的繞組，以其中一匝線圈為例，若使電壓按幾何級數(shù)隨級別提高，其比率為q，則

其中U2（1）為次級第一級電壓，求得q=1.10，計算出變壓器各級電壓U2。由各級的變壓比算出初級繞組的匝數(shù)，取整數(shù)值，再反過來修正各級電壓，各參數(shù)值計算結果見表2。

表2 變壓器設計參數(shù)

變壓器一次繞組按抽頭形式設計8 級調節(jié)級數(shù)，即8 個檔位調節(jié)，級數(shù)調節(jié)原理如圖7 所示。

各檔位之間匝數(shù)為表2 中對應檔位初級繞組匝數(shù)的差值，其中第8 檔為基礎匝數(shù)54 匝。標號越大的檔位其初級繞組匝數(shù)越小，焊接電壓越大，可焊接圓棒直徑越大。

圖7 變壓器級數(shù)調節(jié)器原理圖

3.3.4 初、 次級繞組導線截面積設計

初級繞組線圈為帶有絕緣層的扁平銅線，初級繞組截面積[11]為

式中：k——變壓比；

j1——初級繞組許用電流密度，A/mm2。

1.03 ～1.07 為考慮變壓器的損耗和磁化電流的 系數(shù)，取j1=5 A/mm2，代入得S1=36.7 mm2，取寬為14.1 mm，厚度為4.7 mm。有時為了節(jié)省銅料，在低于額定級才接入的繞組，其截面積可選的小一些。同理，取j2=5 A/mm2，次級繞組截面積S2=1 012 mm2，可選用相同截面積的銅箔疊片進行軟連接。

4 焊接工藝試驗結果

在鋼筋鋼帶自動焊生產線的送料、 調直、 儲料、 控制、 剪切、 出料等設備的協(xié)同下，設計的焊機電源及其焊接工裝結構實現(xiàn)了鋼筋鋼帶焊接過程的自動化。設置一定焊接參數(shù)，得到焊接產品，并通過對焊接產品進行破壞性試驗檢測其強度。

4.1 工藝試驗條件

試驗采用直徑為10 mm 的Q235b 熱軋鋼筋，在MTS 靜態(tài)液壓萬能試驗機進行拉伸試驗，拉伸速率6 mm/min。采用兩種不同焊接參數(shù)進行焊接，具體參數(shù)設置見表3。

表3 焊接電源及壓力參數(shù)設置

4.2 試驗結果與分析

每組在相同試驗條件下分別有3 個焊接試樣，在萬能拉伸機下對試樣的焊接接頭做破壞性試驗，測量試樣的拉伸斷裂荷重，來衡量產品的可靠性，試樣拉伸斷裂荷重檢測結果見表4。

表4 試樣拉伸斷裂荷重檢測結果

試驗結果表明，本研究電阻焊機采用不同焊接參數(shù)所焊接的試樣，其拉伸斷裂荷重遠大于手工電弧焊所焊接的產品強度。鋼筋直徑相同時，手工電弧焊接焊縫拉伸斷裂荷重約為16 kN，而采用電阻壓焊自動焊接方法焊接產品的焊縫拉伸斷裂荷重均大于20 kN，滿足實際使用要求，且焊接效率有了較大提高。直徑10 mm 鋼筋焊縫拉伸斷裂荷重約為30 kN，電阻壓焊產品的焊點拉伸斷面面積約為直徑截面的65%～85%。理論計算的焊點拉伸斷裂荷重與實際測量值相符。因此所設計的焊機參數(shù)及焊接工裝結構是合理可行的。

5 結束語

完成了鋼筋鋼帶專用焊接工裝及焊機電源的結構設計以及其自動焊生產線的成套設計，提高了鋼筋鋼帶的生產效率及焊接接頭質量，降低了生產成本。焊接工藝試驗結果表明，焊接產品相比手工電弧焊，其拉伸斷裂荷重有較大提升，滿足實際使用要求，該設計結構和參數(shù)合理可行。該設計不僅解決了當前焊接的實際問題，對特殊工件焊接接頭的工裝設計提供了參考和借鑒，同時對設計其他專用焊機有一定的參考價值。