中厚板立向角焊縫機(jī)器人深熔焊接工藝*

張義順， 叢 林， 張華軍

(1. 沈陽工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院， 沈陽 110870； 2. 上海振華重工(集團(tuán))股份有限公司 長興分公司， 上海 200125)

岸邊集裝箱起重機(jī)主要由大型箱梁結(jié)構(gòu)組成，箱梁結(jié)構(gòu)中隔板與腹板的連接在整體箱梁中起到重要支撐作用，前大梁與后大梁連接重磅板位置的隔板根據(jù)設(shè)計要求需要進(jìn)行全熔透立角焊，全熔透立角焊是指立向角焊接時兩種母材達(dá)到100%完全熔合.傳統(tǒng)工藝方法為人工施焊，T型接頭形式需要通過開單側(cè)坡口、反面碳弧氣刨、清根的方法進(jìn)行焊接，從而達(dá)到全熔透的目的[1-2]，但是這種方法增加了焊接工序和成本，自動化程度較低，影響了整體焊接效率.

目前，隨著制造業(yè)科技水平的逐步發(fā)展和人工費用的不斷提高，機(jī)器人焊接技術(shù)應(yīng)用取代人工焊接已經(jīng)成為一個不可逆轉(zhuǎn)的趨勢[3].在中厚板T型接頭立角焊實現(xiàn)全熔透焊接工藝仍是阻礙機(jī)器人焊接應(yīng)用的一大障礙[4]，劉漢鵬等[5]利用窄間隙工藝實現(xiàn)了全熔透焊接，但在實際生產(chǎn)中裝配間隙難以得到精確控制.賀繼有等[6]采用開雙側(cè)對稱坡口、根部無鈍邊的接頭形式，達(dá)到全熔透的目的，但對于中厚板來說無疑增加了工時量和成本，因此，探索箱梁結(jié)構(gòu)中厚板T型接頭全熔透焊接工藝并應(yīng)用于岸橋機(jī)器人自動化焊接過程是一項意義重大且緊迫的工作.

針對岸橋中厚板T型接頭立角焊的焊接工藝(中厚板指厚度介于6～25 mm的鋼板)，本文以機(jī)器人擺動方式為核心，采用機(jī)器人單面、單弧立角焊進(jìn)行試驗，研究機(jī)器人不同擺動方式對中厚板T型接頭立角焊熔深的影響，解決了現(xiàn)有大、重、特結(jié)構(gòu)件立向角焊縫根部熔深淺從而需要增添硬件設(shè)備和預(yù)制坡口的問題，降低了經(jīng)濟(jì)成本，提高了焊接效率.

1 試驗方法

1.1 試驗條件

試驗用鋼板規(guī)格為300 mm×150 mm×8 mm與300 mm×100 mm×8 mm兩種，采用點焊定位方式，裝配間隙為0 mm且不開坡口.試驗用鋼板型號為ASTM A709-50T-2，焊材為天津三英焊業(yè)股份有限公司生產(chǎn)的φ1.2SQJ501L藥芯焊絲，焊接設(shè)備型號為SENSARC AB500，母材及焊材的化學(xué)成分如表1所示.

1.2 擺動方式

本文主要探究擺動方式對中厚板立角焊熔深的影響.機(jī)器人立角焊擺動方式主要有鋸齒形擺動方式、三角形擺動方式、蝶形擺動方式(8字形)、梯形擺動方式(見圖1).蝶形擺動方式焊接后可增加焊縫的焊腳尺寸，但對焊縫熔深并未產(chǎn)生較大影響，而梯形擺動方式對接頭裝配間隙存在要求，需開單側(cè)坡口，適用于較厚板的焊接，不適用于本文材料，因此，本文重點研究鋸齒形與三角形擺動方式對立角焊熔深的影響.

表1 母材和焊材的化學(xué)成分(w)Tab.1 Chemical composition of base metal and welding wire (w) %

圖1 擺動方式模型Fig.1 Modeling for swing modes

1.3 試驗參數(shù)

針對不同擺動方式和工藝參數(shù)進(jìn)行了多組焊接試驗，具體試驗參數(shù)如表2所示.

表2 焊接參數(shù)Tab.2 Welding parameters

建立多關(guān)節(jié)焊接機(jī)器人用戶矢量數(shù)據(jù)庫，基于空間矢量坐標(biāo)系設(shè)置多關(guān)節(jié)焊接機(jī)器人的三角矢量擺動參數(shù)，經(jīng)若干次試驗確定適合的擺動參數(shù)，結(jié)果如表3所示.

表3 矢量庫參數(shù)Tab.3 Parameters for vector library

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 不同擺動方式下焊接熱輸入特點

圖2為立角焊鋸齒形擺動電弧的移動軌跡.為方便計算，當(dāng)建立平面模型時，鋸齒形擺動方式電弧擺動周期選取4段位移，其中，bc、de段對應(yīng)焊槍擺動時在側(cè)壁點停留的過程，側(cè)壁停留時間為0.5 s，而cd、ef段為焊槍實際行走的路徑軌跡，焊槍擺動頻率為120 N/min，擺幅為5 mm，焊接速度為13 cm/min.

圖2 鋸齒形擺動焊接路徑Fig.2 Welding path under serrated swing mode

依據(jù)文獻(xiàn)[7]對鋸齒形擺動模式下焊接熱輸入進(jìn)行公式推導(dǎo).由于bc段是指電弧停留在側(cè)壁并未移動同時存在熱量輸入的過程，因此，在計算熱輸入時可將bc、cd疊加在一起進(jìn)行計算.設(shè)焊槍由bc段行走到cd段以及由de段行走到ef段所用時間分別為T1和T2，則

T1=T2=t+1/N

(1)

式中：t為側(cè)壁停留時間；N為機(jī)器人擺動頻率.

設(shè)由bc到cd段以及de到ef段的行走軌跡平均速度分別為為V1、V2，焊接熱輸入分別為H1、H2，則

(2)

利用時間權(quán)重可計算出周期內(nèi)焊接熱輸入，其表達(dá)式為

(3)

式中：l為機(jī)器人擺動幅度；v為在鋸齒形擺動條件下沿焊縫方向的焊接速度；U為焊接電壓；I為焊接電流；η為熱效率系數(shù)，根據(jù)美國鋼結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范AWS D1.1標(biāo)準(zhǔn)取值為0.06.

圖3為立角焊三角形擺動電弧的移動軌跡.電弧擺動過程可看作質(zhì)點沿圖3箭頭方向進(jìn)行運動[7].擺動周期由ab、bc、cd、de、ef和fg共六段位移構(gòu)成.點a為機(jī)器人焊接初始點，焊接時按照三個空間點依次進(jìn)行擺動.ab段在焊接路徑中屬于下行焊，焊絲端部由a向b以一定角度進(jìn)行移動，在b點發(fā)生短暫停留后過渡到c點，并以一定角度進(jìn)行移動.焊槍運行到d點并短暫停留后，再次以一定角度進(jìn)行移動，運行到f點后繼續(xù)停留，最后過渡到g點，擺動周期結(jié)束.空間擺動模式是通過設(shè)置空間點進(jìn)行往復(fù)擺動的一種焊接模式，可以通過編輯不同點的空間位置和停留時間來改變運行軌跡.

由上述分析可知，運動周期中bc、de、fg段對應(yīng)焊槍擺動時的側(cè)壁停留過程.設(shè)空間點A0、B0和C0的坐標(biāo)分別為(x1，y1，z1)、(x2，y2，z2)和(x3，y3，z3)，停留時間分別為t1、t2和t3，擺動速度分別為v1、v2和v3.對三角形擺動模式下的焊接熱輸入公式[8]進(jìn)行推導(dǎo).設(shè)焊槍行走至ab、cd、ef段結(jié)束時，沿坐標(biāo)系X軸的位移量分別為l1、l2和l3，則

(4)

式中，v0為在三角形擺動條件下沿焊縫方向的焊接速度.

設(shè)焊槍由ab行走到bc段、由cd行走到de段、由ef行走到fg段所用時間分別為T3、T4和T5，則

(5)

圖3 三角形擺動焊接路徑Fig.3 Welding path under triangle swing mode

設(shè)由ab到bc段、由cd到de段、由ef到fg段行走軌跡的平均速度分別為V3、V4和V5，焊接熱輸入分別為H3、H4和H5，則

(6)

利用時間權(quán)重可計算出運動周期內(nèi)的焊接熱輸入，其表達(dá)式為

(7)

圖4為不同擺動方式下的周期焊接熱輸入.由圖4可見，鋸齒形擺動方式下的周期焊接熱輸入比三角形擺動方式高，但鋸齒形擺動方式焊縫熔深卻小于三角形擺動方式，表明不同擺動方式下焊接熱輸入的有效利用率不同，焊縫熔深也存在差異.

圖4 不同擺動方式下周期焊接熱輸入Fig.4 Cyclic welding heat input under different swing modes

2.2 不同擺動方式下電弧熱特點

電弧主要由弧柱區(qū)、陰極區(qū)和陽極區(qū)構(gòu)成，其中弧柱區(qū)溫度最高，進(jìn)行電弧焊時弧柱以對流、輻射和傳導(dǎo)的形式向工件傳遞熱量，電弧熱量總功率可以表示為

Q0=IU

(8)

加熱工件和焊絲的有效功率可以表示為

Q=ηQ0

(9)

在其他條件不變的情況下，各種弧焊方法的熱效率系數(shù)不同.當(dāng)采用同種弧焊方法時，不同擺動方式下傳遞的有效熱量也不同.不同擺動模式下電弧熱特點如圖5所示.焊絲擺動發(fā)生在角焊縫根部，焊絲端部與母材構(gòu)成電弧的陰極區(qū)與陽極區(qū).鋸齒形擺動模式下弧柱區(qū)長度較長，弧柱熱量的輻射和對流損失增加，而三角形擺動模式下弧柱區(qū)較短，弧柱熱量損失相對較少，此模式下角焊縫根部熔深相對較大，焊縫熔深與熱量的有效輸入程度高度相關(guān).

圖5 不同擺動方式下電弧熱特點Fig.5 Arc thermal characteristics under different swing modes

2.3 不同擺動方式下焊接溫度場模擬

利用有限元模擬軟件模擬T型接頭角焊縫在不同擺動方式下的溫度場熱循環(huán)曲線，結(jié)果如圖6所示.選取側(cè)壁一點時，鋸齒形擺動方式下側(cè)壁溫度最高可達(dá)到2 204 ℃，而三角形擺動方式下最高溫度可達(dá)2 027 ℃，此時不同擺動方式下側(cè)壁點溫度均超過了2 000 ℃.當(dāng)選取角焊縫根部一點時，鋸齒形擺動方式下焊縫根部最高溫度可達(dá)1 537 ℃，而三角形擺動方式下最高溫度可達(dá)1 947 ℃.母材熔點溫度約為1 450 ℃，在有效熱輸入作用下母材形成熔池，在熱輸入多次循環(huán)作用下，焊縫熔深得到增強，三角形擺動方式下溫度場出現(xiàn)“多峰”現(xiàn)象，這是由多次焊接熱循環(huán)先逼近后遠(yuǎn)離所致，可對焊縫熔深起到促進(jìn)作用.不同擺動方式下熱循環(huán)程度不同，因而焊縫熔深存在較大差異.

圖6 不同擺動方式下溫度場熱循環(huán)曲線與取點示意圖Fig.6 Thermal cycle curves and schematic diagrams of selected points of temperature field under different swing modes

2.4 有限元模擬驗證

針對有限元溫度場模擬分析結(jié)果進(jìn)行試驗驗證.不同擺動模式下焊縫實物與模擬截面形狀如圖7所示.T型接頭角焊縫的橫斷面可以用焊縫的焊腳尺寸、熔深等參數(shù)進(jìn)行表征，為準(zhǔn)確表征不同擺動方式下所獲得接頭的幾何形貌和熔深特點，參照焊縫符號表示方法(GB/T324-1988與GB/T12212-1990標(biāo)準(zhǔn))，采用腹板(立板)側(cè)壁熔深A(yù)、焊縫根部熔深B和焊腳尺寸C三個指標(biāo)變量描述鋸齒形和三角形擺動方式下的焊縫橫斷面變化特點，結(jié)果如圖8所示.圖8中紅色曲線為鋸齒形擺動，藍(lán)色曲線為三角形擺動.

對不同擺動模式下T型接頭角焊縫橫斷面進(jìn)行實際測量，結(jié)果如表4所示.由表4可見，采用三角擺動方式所獲得的焊縫根部熔深可以達(dá)到鋸齒擺動的3～5倍，側(cè)壁熔深也得到明顯提高，焊腳尺寸約增加1/3，且焊縫表面成形微凹，利于多層多道焊接.

3 結(jié) 論

經(jīng)過以上分析可以得出如下結(jié)論：

1) 鋸齒形擺動方式下的焊接熱輸入要高于三角形擺動方式，鋸齒形擺動方式下焊縫根部與側(cè)壁熔深相對較低，不同擺動方式下的焊接熱輸入有效利用率不同.

2) 鋸齒形擺動方式下焊槍在角焊縫根部擺動時，電弧弧柱區(qū)較長，熱量散失較嚴(yán)重，有效熱輸入量相對較小，焊縫熔深相對三角形擺動方式要小.

3) 三角形擺動方式下的焊接工藝能夠顯著提高立向角焊縫熔深，所獲得的焊縫根部熔深可以達(dá)到傳統(tǒng)鋸齒形擺動方式的3～5倍，側(cè)壁熔深也可得到顯著提高，焊腳尺寸亦約增加1/3.三角形擺動方式下的焊接工藝在實際生產(chǎn)中可簡化工序，降低經(jīng)濟(jì)成本，提高焊接效率，實現(xiàn)自動化焊接.

圖7 不同擺動方式下焊縫實物與模擬截面形狀Fig.7 Physical and simulated section shapes of weld under different swing modes

表4 角焊縫接頭成形參數(shù)Tab.4 Forming parameters of fillet weld joints mm