中厚板T型接頭雙機器人焊接組織與力學性能

張義順， 彭廣濤， 張華軍， 付 俊， 楊嘯辰

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

Q345低合金高強度鋼中厚板被應用于港口集裝箱起重機中承載能力較強的箱體構件中，例如起重機結構中的上、下橫梁，且主要由翼板、隔板、腹板、角鋼、面板五部分組成[1]，其箱體結構如圖1所示.在服役過程箱體結構需要承載很高的重量，根據焊接工藝要求，三面成型裝配后箱體內部關鍵節點處(隔板與下翼板組成的T型接頭橫角焊位置)需要實現全熔透不清根焊接.傳統中厚板全熔透焊接大多采用手工電弧焊方式，當針對隔板雙側非對稱K型坡口進行現場施工作業時，首先焊接正面坡口，接著需要對反面實施碳弧氣刨清根、打磨、檢測等一系列工序，最后再焊接背面坡口.手工電弧焊不僅易產生焊接變形和焊接缺陷，且焊接工序較多，所需金屬填充量大，從而加長了產品生產周期[2]，同時產品的質量穩定性較差，生產環境也較為惡劣.目前中厚板焊接占焊接總量的70%，廣泛應用于港機、造船、航空等領域，因此，提高中厚板焊接效率對行業整體生產率的提升具有重大意義[3].

圖1 箱梁模型Fig.1 Box girder model

隨著經濟全球化的發展，工業4.0時代的腳步已經無法停歇，迫切需要工業機器人在自動化制造生產中發揮更大作用，使得傳統勞動密集型產業轉型升級為知識技術密集型產業[4-5].雙機器人雙面雙弧焊接作為一種高效自動化焊接方法，其優點在于：一方面，雙絲能夠使電弧更加集中作用于焊件，增加了熱輸入，改變了電弧熱量分布，可以提高焊接熔深和深寬比，提高焊接效率，減少勞動強度，改善作業環境[6-7]；另一方面，雙面雙弧焊接工藝的主要局限性來源于焊接過程中兩把焊槍對工件的可達性和焊接坡口位置的對準性，使用雙機器人自動化焊接能夠大幅提高焊縫對準性與焊縫軌跡規劃的準確性，進而很好地改善箱體焊接作業過程中的精度問題.目前雙面雙弧焊接過程使用的焊接電源包括雙電源型和單電源型，實際生產過程中雙電源型雙面雙弧焊應用較多，焊接過程中兩側電弧互相分開，可為焊接過程提供穩定、均一的線能量.雙電源型焊接電源包括雙電源對稱和非對稱焊接兩種[8]，對稱焊是指兩個焊槍的電弧完全指向同一位置焊接，非對稱焊則指兩焊槍的電弧之間以固定的間距進行焊接，本文采取雙電源型非對稱焊接.

本文針對大型箱梁內部隔板與下翼板組成的T型接頭橫角焊接位置實現雙機器人雙面雙弧全熔透不清根MAG焊接.采用兩層三道焊接方式，打底焊作為多層多道焊接中最為重要的環節，其焊接質量影響著整個T型接頭的焊后力學性能，故打底焊采用雙機器人雙面雙弧異步焊接，填充焊則采用雙機器人雙面雙弧同步焊接.焊后對T型接頭的硬度和低溫沖擊韌性進行試驗測量，同時對接頭顯微組織和沖擊斷口形貌進行分析.

1 材料和方法

試驗材料為Q345低合金高強鋼，T型接頭試板為50 mm×150 mm×16 mm隔板與450 mm×200 mm×30 mm下翼板，坡口形式為雙側對稱K型坡口(45°)，裝配過程中不預留間隙且無鈍邊，焊絲選用直徑為1.2 mm的SY-MG56實芯焊絲，保護氣體為80%Ar+20%CO2，鋼材和焊絲的化學成分與力學性能分別如表1、2所示.

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

表2 母材和焊材的力學性能Tab.2 Mechanical properties of base and welding metals

焊接試驗工藝方案如圖2所示(單位：mm).雙機器人夾持焊槍保持一定的弧間距進行異步打底焊，且雙弧之間的距離不宜太遠(雙弧間距為25～30 mm)，這樣可以保證具有持續的雙面保護氣體(氣體流量為18～20 L/min)在焊接過程中對熔池進行保護，防止因氧化而使接頭背面產生氣孔、夾雜等焊接缺陷.為保證根部焊縫全熔透，雙機器人焊槍指向焊縫根部并與底板水平方向呈30°夾角，并進行小幅度梯形擺動，優化后的焊接工藝參數如表3所示.

表3 焊接工藝參數Tab.3 Welding process parameters

圖2 雙機器人MAG焊接工藝方案Fig.2 Dual-robot MAG welding process scheme

利用雙機器人焊接可以省去焊前預熱工序，為了避免雙弧熱輸入過大導致晶粒長大的問題，打底焊后控制層間溫度為150℃后，再進行填充焊.打底焊接時前弧焊道焊接電流設置大一些，目的是將中厚板的根部熔透從而達到單面焊雙面成型的效果；后弧焊道采用較小的焊接電流將根部完全熔合、熔透，避免根部出現氣孔、夾雜等缺陷.當進行填充焊時，采用雙面雙弧同步焊接且工藝參數與打底焊相同，從而提高焊接速度，減小焊接角變形，同時避免焊后出現較大的焊接殘余應力.

焊后對T型接頭取樣后對試樣進行粗磨與腐蝕，觀察焊縫根部是否實現全熔透.同時制備金相試樣，將試樣進行細磨和拋光后，利用濃度為5%的硝酸酒精腐蝕劑對焊縫表面進行腐蝕，采用金相顯微鏡對接頭微觀顯微組織進行分析.隨后對T型接頭進行硬度和低溫沖擊試驗，接頭硬度主要測量點示意圖如圖3所示.

圖3 硬度測量點示意圖Fig.3 Schematic diagram of hardness measurement points

按照《美國鋼結構焊接規范AWS D1.1》標準[9]，對焊后的T型接頭在試板厚度方向進行取樣，取樣部位如圖4所示.對試樣進行低溫(-20 ℃)沖擊試驗，試樣尺寸為55 mm×10 mm×10 mm，機加工后試驗取樣圖如圖5所示.沖擊試樣缺口位置和形式如圖6所示，缺口位置分別位于焊縫中心、熔合線+1 mm和熔合線+3 mm處.

圖4 T型接頭沖擊試驗取樣部位Fig.4 Sampling position for T-joint impact test

圖5 沖擊試驗取樣圖Fig.5 Images of impact test sampling

圖6 沖擊試樣缺口位置和形式Fig.6 Notch positions and forms of impact test sample

2 結果與分析

2.1 宏觀形貌

Q345低合金高強鋼焊后接頭宏觀形貌如圖7所示.圖8為雙弧焊后焊縫關鍵尺寸測量標注值(單位：mm).由圖7可見，焊縫根部實現全熔透焊接，經UT檢測合格，焊縫成形良好，未出現氣孔、夾渣、裂紋等缺陷.對焊后母材熔深和焊腳尺寸進行測量，結果如表4所示.

圖7 焊接接頭宏觀形貌Fig.7 Macro morphology of welded joint

圖8 焊縫宏觀尺寸標注Fig.8 Macro dimensioning of weld

表4 焊縫宏觀尺寸測量結果Tab.4 Measurement results of macro weld size mm

2.2 顯微組織

圖9為焊縫區顯微組織.由圖9a可見，打底焊前弧焊道組織中存在板條狀馬氏體、針狀鐵素體(AF)和少量下貝氏體組織，焊縫中存在較多的AF能夠提高強度和低溫沖擊韌性，這是因為AF比較細小，相鄰的兩個AF之間呈大角度晶界，大角度晶界具備很強的抗裂紋擴展能力；同時AF中位錯密度很高[10]，可對晶體發生微裂紋解理產生很強的阻礙作用，因此，越過AF則需要消耗更多的能量，這為材料具有高強韌性的關鍵.當采用雙面雙弧非對稱焊接時，后焊道會對前焊道產生后熱處理(退火)作用，前焊道焊縫區的冷卻速度變慢，在中溫貝氏體轉變溫度范圍內停留時間增加，此時冷卻速度適中，因而促進了AF的形成[11]；同時發生了碳原子擴散而鐵原子不擴散的貝氏體相變，進而形成少量下貝氏體組織.由圖9b可見，打底焊后弧焊道組織主要為AF和先共析鐵素體(PF)，由于前弧焊道會對后弧焊道起到預熱作用，而后弧焊道會持續對前弧焊道產生后熱作用，使得焊縫內部PF含量持續減少，而AF含量有所增加.由圖9c可見，填充焊的后熱作用并未促進焊縫內部晶粒的長大，而是使晶體內部組織變得均勻細化，這有利于改善焊縫的力學性能.由圖9d可見，填充焊道組織主要為AF，還存在少量PF.

圖9 焊縫區顯微組織Fig.9 Microstructures of weld area

圖10為雙弧打底焊前弧焊道熱影響區的顯微組織.由圖10a可見，過熱區組織主要為板條狀馬氏體和貝氏體類型的組織，焊縫中貝氏體類型組織的存在能夠改善過熱區組織單一(馬氏體硬度過高)的缺點，因此，有利于提高材料的低溫沖擊韌性.由圖10b可見，由于正火區經歷了兩次相變重結晶，生成了細小的塊狀鐵素體組織，在鐵素體晶界處發現了珠光體類型組織.由圖10c可見，加熱到兩相區時，只有一部分組織發生了相變重結晶生成了珠光體，而另外一部分組織未融入到奧氏體內部，仍以鐵素體形式存在，因而圖10c中依舊能夠觀察到軋制后的母材組織.此外，整個焊縫接頭區域處并未發現板條鐵素體和魏氏組織等韌性較低的組織.

圖10 打底焊前弧焊道熱影響區顯微組織Fig.10 Microstructures of heat affected zone of arc weld bead before backing welding

2.3 力學性能

硬度測量儀器選用上海泰明光學儀器公司生產的HXD-1000TM數字式顯微硬度計，測量過程中載荷為100 g，保持時間為10 s，試驗后各區域硬度硬度分布曲線如圖11所示.

圖11 硬度分布曲線Fig.11 Hardness distribution curve

硬度分布曲線表明，T型接頭焊縫處的平均硬度為220 HV，高于母材處的平均硬度180 HV.此外，打底焊前焊道的平均硬度要稍高于打底焊后焊道的硬度，這是因為后焊道的后熱作用使得前焊道冷卻速度變慢，發生中溫貝氏體轉變，從而生成了下貝氏體組織.由于不完全正火區的組織以鐵素體和珠光體為主，過熱區和正火區的顯微組織中存在貝氏體和馬氏體，進而導致熱影響區的硬度出現起浮.觀察圖11可以發現，后焊道打底焊縫處的硬度相比后焊道填充焊焊縫處低一些，這是由于填充焊對打底焊縫起到了后熱處理(退火)作用，消除了殘余應力和成分偏析，材料淬硬傾向減小，焊接接頭處低溫韌性得到改善.

對T型接頭在全自動沖擊試驗機ZBC 2302上進行進行低溫(-20 ℃)沖擊試驗，結果如表5所示.由表5可見，接頭各位置平均沖擊功均大于標準要求的27 J.熔合線附近的沖擊吸收功比焊縫中心高，最大平均值為231 J.

表5 沖擊試驗結果Tab.5 Impact test results J

對沖擊試驗后的試樣斷口形貌進行掃描電鏡觀察，結果如圖12所示.由圖12a可見，焊縫中心斷口形貌為“韌窩花樣”，呈現典型的韌性斷口特征.韌窩的形成機理較復雜，通常被測試樣在三向應力狀態下會形成顯微空洞，當發生塑性變形且達到一定程度時，顯微空洞會逐漸擴大，聚合成連續斷面，之后會在切應力作用下自剪切唇口處斷開，從而使得每一個顯微空洞都能形成一個韌窩.由圖12b、c可見，熔合線+1 mm和熔合線+3 mm處兩區域均為脆性解理斷口，由于受到剪切力的作用，被測試樣的解理面沿著裂紋源和擴展方向伸長，形成橢圓形特征，外貌類似于羽毛或扇形形狀，同時圖12c中可以觀察到短而彎曲的撕裂棱.

圖12 不同位置沖擊斷口形貌Fig.12 Impact fracture morphologies at different positions

3 結 論

采用雙機器人焊接中厚板T型接頭，可實現全熔透不清根焊接，通過以上分析可以得到如下結論：

1) 打底焊前弧焊道的組織主要為針狀鐵素體和少量下貝氏體組織，打底焊后焊弧道組織主要為針狀鐵素體和先共析鐵素體.

2) 打底焊前弧焊道過熱區組織主要為板條狀馬氏體和貝氏體，改善了單一馬氏體組織的過硬問題，正火區和部分相變區組織主要為鐵素體和珠光體，填充焊道的組織主要為針狀鐵素體.

3) Q345高強鋼T型接頭焊縫處的平均硬度為220 HV，高于母材平均硬度180 HV；熔合線+3 mm位置處的沖擊吸收功為231 J，且該區域為準解理斷口；焊縫中心處沖擊吸收功為105 J，沖擊斷口形貌為“韌窩花樣”.