探頭位置偏差對(duì)點(diǎn)焊質(zhì)量超聲檢測(cè)的影響與對(duì)策研究

向清

摘 要：高效率和自動(dòng)化無(wú)損檢測(cè)是汽車車身點(diǎn)焊質(zhì)量檢測(cè)的發(fā)展方向，然而點(diǎn)焊檢測(cè)過(guò)程中的探頭位置偏差對(duì)檢測(cè)結(jié)果評(píng)估有重要影響。文章以薄板點(diǎn)焊超聲無(wú)損檢測(cè)為研究對(duì)象，建立了存在探頭位置偏差下的熔核尺寸測(cè)量誤差的理論計(jì)算公式，在COMSOL軟件中建立了含位置偏差的點(diǎn)焊超聲檢測(cè)仿真模型，獲得了不同位置偏差下的聲壓幅值波形圖，研究了位置偏差對(duì)熔核直徑計(jì)算結(jié)果的影響規(guī)律，通過(guò)點(diǎn)焊超聲無(wú)損檢測(cè)和金相實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了理論分析和仿真結(jié)果的正確性，最后提出了存在探頭位置偏差情況下的點(diǎn)焊超聲檢測(cè)探頭規(guī)格選擇方法。研究結(jié)果對(duì)于點(diǎn)焊超聲自動(dòng)化檢測(cè)具有指導(dǎo)意義。

關(guān)鍵詞：點(diǎn)焊質(zhì)量；超聲無(wú)損檢測(cè)；熔核尺寸；探頭位置偏差

中圖分類號(hào)：TG409 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：2095-2945（2017）19-0062-05

引言

電阻點(diǎn)焊占據(jù)車身焊接工作量的90%以上，是車身裝配中最主要的連接方式。點(diǎn)焊過(guò)程中，電極壓力、焊接電流和焊接時(shí)間等波動(dòng)極易對(duì)點(diǎn)焊質(zhì)量產(chǎn)生影響，進(jìn)而威脅到汽車可靠性和行駛安全性。目前，點(diǎn)焊質(zhì)量檢測(cè)普遍采用破壞性抽樣測(cè)試，無(wú)法全面反映車身整體焊接質(zhì)量。超聲無(wú)損檢測(cè)是所有點(diǎn)焊質(zhì)量檢測(cè)中比較有前景的技術(shù)，它是通過(guò)超聲在焊點(diǎn)中傳播的波形變化及衰減程度來(lái)判斷點(diǎn)焊質(zhì)量[1-5]。

目前，車身電焊大量采用工業(yè)機(jī)器人進(jìn)行自動(dòng)化焊接，因此，采用工業(yè)機(jī)器人進(jìn)行點(diǎn)焊質(zhì)量自動(dòng)化檢測(cè)是比較高效和便捷的方法。目前關(guān)于點(diǎn)焊檢測(cè)系統(tǒng)，劉靜、郝永魁等人設(shè)計(jì)開發(fā)了一種基于超聲C掃的單焊點(diǎn)質(zhì)量超聲檢測(cè)裝置及數(shù)據(jù)評(píng)估專家系統(tǒng)[6，7]，宋雨柯設(shè)計(jì)了一種基于超聲A掃的車身點(diǎn)焊質(zhì)量超聲自動(dòng)檢測(cè)評(píng)估系統(tǒng)[8]。然而，由于工業(yè)機(jī)器人等自動(dòng)化設(shè)備均不可避免地存在運(yùn)動(dòng)誤差，導(dǎo)致點(diǎn)焊焊接以及隨后的超聲檢測(cè)存在偏差。由于焊點(diǎn)位置偏差、自動(dòng)化設(shè)備制造和定位精度等因素，導(dǎo)致在點(diǎn)焊超聲檢測(cè)過(guò)程中，探頭相對(duì)于焊點(diǎn)中心存在一定的位置偏差，其位置偏差情況如圖1所示。而探頭位置偏差引起的檢測(cè)數(shù)據(jù)的變化可能對(duì)我們對(duì)焊點(diǎn)質(zhì)量的判斷有所影響，因此研究探頭位置偏差對(duì)點(diǎn)焊超聲檢測(cè)的影響并判斷影響的大小以及對(duì)減小位置偏差影響的對(duì)策研究有重大意義。

1 探頭位置偏差對(duì)點(diǎn)焊熔核直徑計(jì)算的影響

超聲波的一個(gè)極其重要的特點(diǎn)是它幾乎能穿透任何材料。超聲波在薄板、焊核間傳播時(shí)，必然攜帶具有焊點(diǎn)內(nèi)部缺陷等的回波信息，超聲無(wú)損檢測(cè)就是通過(guò)提取和分析這些信息，對(duì)回波信號(hào)進(jìn)行處理，進(jìn)而對(duì)焊點(diǎn)的性能進(jìn)行綜合評(píng)價(jià)。由于熔核直徑大小是點(diǎn)焊熔核質(zhì)量的決定性因素[9]，因此熔核直徑越大，表示板間連接面積越大，相應(yīng)的焊接強(qiáng)度越高，焊點(diǎn)質(zhì)量也就越好。所以本文主要研究探頭位置偏差對(duì)點(diǎn)焊超聲檢測(cè)下熔核直徑計(jì)算值的影響。

根據(jù)Song， Y等人的研究可知熔核直徑的計(jì)算公式為[8]：

其中：D為探頭直徑；p1和p2分別表示第二和第三個(gè)超聲檢測(cè)回波波峰的幅值；r1表示的是聲波從楔塊傳入第一層板時(shí)的反射率，那么根據(jù)以上公式即可計(jì)算出等厚兩層板熔核的直徑。

如圖2是探頭偏差不同距離時(shí)延遲塊和熔核相對(duì)位置的示意圖，其中R表示楔塊半徑，r表示熔核半徑，s表示楔塊與熔核軸線間的距離。假設(shè)不考慮聲波傳播過(guò)程中的散射、衍射等作用，聲波的反射能量和反射面積成正比，則圖2中兩圓重合面積即代表實(shí)際檢測(cè)到的熔核面積，根據(jù)偏差量的大小，重合面積Sr滿足：

2 點(diǎn)焊超聲檢測(cè)的探頭位置偏差仿真研究

點(diǎn)焊超聲無(wú)損檢測(cè)是將點(diǎn)焊構(gòu)件置于超聲波聲場(chǎng)中檢測(cè)，得到不同回波的過(guò)程。通過(guò)建立低碳鋼等厚雙層板的存在探頭位置偏差時(shí)的點(diǎn)焊超聲無(wú)損檢測(cè)有限元模型，找出點(diǎn)焊在不同位置偏差下超聲無(wú)損檢測(cè)過(guò)程中的聲場(chǎng)、聲壓的變化規(guī)律并得到最后的回波圖，為探頭位置偏差對(duì)點(diǎn)焊的超聲無(wú)損檢測(cè)的影響的深入研究提供理論依據(jù)。

2.1 探頭位置偏差下的等厚雙層板點(diǎn)焊超聲無(wú)損檢測(cè)的有限元建模

本文采用COMSOL Multiphysics軟件聲場(chǎng)模塊對(duì)低碳鋼等厚兩層板的焊點(diǎn)的超聲無(wú)損檢測(cè)過(guò)程進(jìn)行有限元模擬，研究在不同探頭位置偏差下的點(diǎn)焊超聲無(wú)損檢測(cè)的聲場(chǎng)和聲壓的變化規(guī)律，最終得到的聲壓隨時(shí)間變化的波形圖，根據(jù)聲壓值與熔核直徑的關(guān)系，計(jì)算相應(yīng)情況下的焊點(diǎn)的熔核直徑計(jì)算值。

由于探頭偏差后不具有軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，且3D模型網(wǎng)格過(guò)多難以完成計(jì)算，故采用2D結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真計(jì)算。根據(jù)焊點(diǎn)超聲無(wú)損檢測(cè)原理，對(duì)探頭、板材和焊點(diǎn)進(jìn)行簡(jiǎn)化，采用二維平面模型。因?yàn)樘筋^、板材和焊核是連通的，可以將板材和焊核部分等效成一個(gè)沿超聲波方向傳播的圓柱體，探頭位置偏差的點(diǎn)焊超聲檢測(cè)模型示意圖如圖3所示。通過(guò)調(diào)整熔核直徑d和誤差量s即可得到不同直徑和誤差量下的瞬態(tài)聲壓圖和A掃波形圖。

此模型中將焊核和母材的材料參數(shù)均取低碳鋼的材料參數(shù)。芯片下的延遲塊采用有機(jī)玻璃PMMA，母材部分兩板間間隙除焊核外的部分和第二層板下面的部分都為空氣。各種材料的性能參數(shù)如下表1所示。

2.2 探頭位置偏差下的等厚板點(diǎn)焊超聲檢測(cè)的仿真結(jié)果

當(dāng)母材兩層板厚度均為1.6mm，熔核直徑為4mm，偏差量為3mm時(shí)的瞬態(tài)聲壓圖如圖4所示。

圖5是等厚板在不同探頭偏差量下的有限元模擬結(jié)果，當(dāng)熔核直徑d=4mm，板厚h1=1.6mm，h2=1.6mm固定不變時(shí)，將探頭分別偏差1，2，3，4，5，6mm，進(jìn)行模擬，得到相關(guān)的隨時(shí)間變化的聲壓值，截取其中時(shí)間為t=9.00us-10.05us的波形圖。

如圖5所示，當(dāng)熔核直徑d=4mm，板厚h1=h2=1.6mm固定不變時(shí)，隨著探頭偏差量的增加，探頭接收到的回波聲壓值也有所不同。從上圖可以看出當(dāng)探頭偏差量小于2mm，t=9.12us和t=9.75us時(shí)，探頭接收到的聲壓值p1和p2的值隨著探頭偏差量的增加基本保持不變；當(dāng)探頭偏差量大于2mm時(shí)，當(dāng)t=9.12us，探頭接收到的聲壓值p1的值隨著探頭偏差量的增加而增加，而當(dāng)t=9.75us時(shí)，探頭接收到的聲壓值p2的值隨著探頭偏差量的增加而減小；當(dāng)探頭偏差量大于6mm左右時(shí)，探頭接收到的聲壓值p1大于p2，即聲波在第一層板底部發(fā)生全反射，兩層板間沒有連接，全為空氣，即為單層板的波形，此時(shí)熔核直徑為零。

3 探頭位置偏差的超聲無(wú)損檢測(cè)實(shí)驗(yàn)研究

3.1 焊點(diǎn)試樣的制備

本次試驗(yàn)選用長(zhǎng)方形低碳鋼板，其幾何形狀如下圖6所示。焊接鋼板的材料為低碳鋼，低碳鋼在汽車上的應(yīng)用范圍很廣，焊接母材形狀為30×100×1.6mm的長(zhǎng)方形板材。本次實(shí)驗(yàn)采用NA-100型交流點(diǎn)焊機(jī)，其固定電極端面直徑為6mm。點(diǎn)焊的主要焊接工藝參數(shù)有三個(gè)：電極壓力、焊接時(shí)間和焊接電流。通過(guò)改變這三個(gè)參數(shù)的大小，就可以得到不同熔核尺寸的焊點(diǎn)。本實(shí)驗(yàn)的焊接參數(shù)選擇，在查閱相關(guān)文獻(xiàn)和前期實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上[9]，確定工藝參數(shù)如下表2所示。

參照表2所示的焊接工藝參數(shù)進(jìn)行焊接后，可以得到焊點(diǎn)試樣，如圖6所示。

3.2 探頭位置偏差的超聲無(wú)損檢測(cè)的試驗(yàn)操作及結(jié)果

實(shí)驗(yàn)儀器是廣州多普勒公司生產(chǎn)的Phascan便攜式超聲相控陣檢測(cè)儀，該儀器如圖7左邊所示。實(shí)驗(yàn)中使用的探頭為頻率15MHz，直徑7.6mm的高頻探頭，楔塊的材料為有機(jī)玻璃，探頭形狀和尺寸如圖7右邊所示。

本次實(shí)驗(yàn)使用二維位移臺(tái)研究探頭位置偏差對(duì)焊點(diǎn)超聲無(wú)損檢測(cè)的影響規(guī)律。位移臺(tái)可調(diào)整水平方向的偏差量和豎直方向的傾斜角度，水平方向偏差標(biāo)尺量程：200mm，精度0.02mm，豎直方向擺頭角度范圍：±10°，精度0.1°。在水平標(biāo)尺上安裝一個(gè)可以在豎直面擺動(dòng)的探頭夾持裝置，將探頭固定在探頭夾持裝置上，來(lái)測(cè)量板件上的焊點(diǎn)，通過(guò)調(diào)整水平方向的偏差量和擺頭傾斜角度可以做實(shí)驗(yàn)研究探頭定位精度對(duì)焊點(diǎn)超聲無(wú)損檢測(cè)的影響規(guī)律。使用圖8所示的二維位移臺(tái)和超聲無(wú)損檢測(cè)儀來(lái)進(jìn)行探頭偏差的超聲無(wú)損檢測(cè)實(shí)驗(yàn)。

將探頭和焊點(diǎn)試樣放在二維位移臺(tái)定位好之后，以4mm熔核直徑的焊點(diǎn)為例，移動(dòng)水平標(biāo)尺，將探頭向右分別移動(dòng)為0mm，1mm，2mm，3mm，4mm，5mm，6mm時(shí)，測(cè)得相關(guān)的波形記錄下來(lái)，如下圖9所示。

從圖9中（a）（b）（c）可以看出，當(dāng)探頭移動(dòng)偏差量l2mm時(shí)，隨著偏差量的增大，第一個(gè)小回波峰值p1與第二層板底部的反射回波峰值p2基本不變，因此代入公式（2）計(jì)算所得熔核直徑值也相同，這與模擬結(jié)果是一致的。

從（d）（e）（f）可以看出，當(dāng)偏差量2mm

從上圖（g）中可以看出，當(dāng)偏差量5mm時(shí)，此時(shí)測(cè)得的熔核直徑為零，測(cè)得的是單層板的回波。

3.3 金相實(shí)驗(yàn)

為了得到試樣的點(diǎn)焊熔核直徑的真實(shí)值，需要對(duì)試驗(yàn)進(jìn)行金相實(shí)驗(yàn)，從而測(cè)量熔核直徑。

使用線切割機(jī)和游標(biāo)卡尺、手鋸、砂紙等輔助工具，將焊后試件沿焊核中心切開制成金相試樣，然后將金相試樣打磨拋光后使用硝酸酒精進(jìn)行腐蝕。并使用宏觀電子顯微鏡拍攝焊點(diǎn)的金相試樣，得到等厚板及不等厚兩層板的熔核宏觀形貌圖，如圖10所示，然后測(cè)量得到真實(shí)熔核直徑。

4 數(shù)據(jù)分析與總結(jié)

根據(jù)理論推導(dǎo)以及仿真和實(shí)驗(yàn)的數(shù)據(jù)，可以得出熔核直徑的計(jì)算值隨探頭位置偏差變化的趨勢(shì)圖，如圖11所示：

如圖11所示，理論計(jì)算的熔核直徑值均隨著探頭位置偏差量的增大先保持不變?cè)贉p小的趨勢(shì)。且隨著實(shí)際熔核直徑的增大，在少許偏差量的情況下，熔核直徑理論測(cè)量值就開始減小。以4mm熔核直徑為例，當(dāng)探頭偏差量小于2mm時(shí)，理論的熔核直徑計(jì)算值隨著探頭偏差量的增大保持不變；當(dāng)探頭偏差量大于2mm，理論的熔核直徑值隨著探頭偏差量的增大而減小。這是因?yàn)楫?dāng)探頭偏差量小于2mm時(shí)，結(jié)合圖2可知，熔核在探頭內(nèi)部，它們的相交面積不變，所以理論熔核直徑值保持不變；而當(dāng)探頭偏差量大于2mm時(shí)，熔核與探頭相交，此時(shí)探頭和熔核相交面積如圖2（c）所示，且隨著探頭偏差量的增大，探頭和熔核相交的面積逐漸減小，因而理論的熔核直徑值也隨之減??；而當(dāng)探頭偏差量大于6mm左右時(shí)，熔核和探頭完全分離，此時(shí)探頭和熔核相交面積為零，理論的熔核直徑值也為零。

同時(shí)，由圖11可見，由于仿真未考慮衍射等作用，所以仿真結(jié)果的熔核直徑計(jì)算數(shù)值比真實(shí)值偏大，但是其隨著探頭位置偏差量的增大而產(chǎn)生的變化趨勢(shì)相同。實(shí)驗(yàn)結(jié)果中熔核直徑的計(jì)算值的變化趨勢(shì)同樣符合理論情況。

經(jīng)過(guò)數(shù)據(jù)處理可以得到在理論情況及仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果下的熔核尺寸計(jì)算誤差隨探頭位置偏差量改變的變化圖，如圖12所示。

由圖12可見，δd在不同熔核直徑下的熔核直徑測(cè)量誤差值隨探頭位置偏差量的增加的理論變化趨勢(shì)與仿真和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的變化趨勢(shì)相同，其變化規(guī)律為：

（1）在同一熔核直徑下，隨著探頭位置偏差量s的增加，熔核直徑測(cè)量誤差δd呈現(xiàn)不變、下降、不變的變化規(guī)律，且熔核直徑越大，δd下降得越早，終止得越晚，且其具體值為：

（2）在同一探頭位置偏差量下，熔核直徑越大，δd越大。

（3）探頭的位置偏差更易對(duì)熔核直徑較大的情況造成誤差，若將實(shí)際的探頭位置偏差量控制在2mm范圍內(nèi)，則熔核直徑誤差在1mm內(nèi)。

5 對(duì)策研究

由于在實(shí)際的自動(dòng)化點(diǎn)焊超聲無(wú)損檢測(cè)中總會(huì)因?yàn)楦鞣N誤差因素導(dǎo)致探頭的位置偏差，則需要通過(guò)確定探頭的尺寸來(lái)保證在誤差因素影響下的檢測(cè)精度。

探頭相對(duì)于熔核的位置偏差主要由焊接位置誤差Δd1和檢測(cè)定位誤差Δd2造成。這些誤差的具體數(shù)值在不同工作環(huán)境和情況下需要具體考慮。為使自動(dòng)化點(diǎn)焊超聲無(wú)損檢測(cè)中得到的數(shù)據(jù)所計(jì)算出的熔核直徑不出現(xiàn)較大誤差，探頭的尺寸D需滿足以下條件：

其中：Dmax為抽樣檢測(cè)出的熔核直徑最大值。

一般情況下車身覆蓋件的點(diǎn)焊超聲無(wú)損檢測(cè)都使用直探頭，在實(shí)際檢測(cè)工作中只需選取最小的D值即可。

6 結(jié)束語(yǔ)

本文為了研究探頭位置偏差對(duì)點(diǎn)焊的自動(dòng)化超聲檢測(cè)的影響，提出了影響規(guī)律的理論計(jì)算模型，并建立探頭位置偏差的聲學(xué)仿真模型，進(jìn)行了相應(yīng)的試驗(yàn)研究，最終得到了影響規(guī)律及減小誤差的對(duì)策。結(jié)論如下：

（1）在同一熔核直徑下，隨著偏差量s的增加，熔核直徑計(jì)算值d呈現(xiàn)不變、下降的變化規(guī)律，且熔核直徑越大，d下降得越早，終止得越晚。

（2）在同一熔核直徑下，隨著偏差量s的增加，熔核直徑測(cè)量誤差δd呈現(xiàn)不變、下降、不變的變化規(guī)律，且熔核直徑越大，δd下降得越早，終止得越晚。

（3）探頭偏差更易對(duì)熔核直徑較大的情況造成誤差。

（4）在實(shí)際檢測(cè)中只要選取的探頭尺寸合適，就能保證熔核尺寸的計(jì)算精度。

參考文獻(xiàn)：

[1]Martin， O， Pereda， M.， Santos， J.I.， Galan， J.M.： Assessment of resistance spot welding quality based on ultrasonic testing and tree-based techniques. J. Mater. Process. Technol. 214， 2478-2487（2014）.

[2]Kaminski， R.： Ultrasonic Testing of Spot-Welded Joints on Coated Steel Sheets and Optimization of Welding Parameters. GE Inspection Technologies Publication， Krautkrmer-Sonderdruck， SD 296.

[3]Buckley， J.， Servent， R.： Improvements in ultrasonic inspection of resistance spot welds. The 2nd International Conference on Technical Inspection and NDT. Tehran （2008）.

[4]Liu， J.， Xu， G.C.， Gu， X.P.， Zhou， G.H.： Ultrasonic test of resistance spot welds based on wavelet package analysis. Ultrasonics 56， 557-565（2014）.

[5]Barkhatov V A. Development of Methods of Ultrasonic Nondestructive Testing of Welded Joints[J].Russian Journal of Nondestructive Testing，2003，39（1）：23-47.

[6]劉靜.不銹鋼電阻點(diǎn)焊質(zhì)量超聲波定量及智能化檢測(cè)研究[D].長(zhǎng)春：吉林大學(xué)，2015.

[7]郝永魁.電阻點(diǎn)焊接頭超聲檢測(cè)數(shù)據(jù)評(píng)估專家系統(tǒng)研究[D].長(zhǎng)春：吉林大學(xué)，2015.

[8]Song， Y.， Hua， L.， Wang， X.， Wang， B.， Liu， Y.： Research on the Detection Model and Method for Evaluating Spot Welding Quality Based on Ultrasonic A-Scan Analysis. J Nondestruct Eval. 35（1），1-12（2016）.

[9]Fujita M M， Ueno M M， Lwamoto C， et al. Ultrasonic evaluation of spot welding nugget diameter with a line-focused probe[J]. Welding in the world， 2013，53（11-12）：281-289.

[10]秦玉嬋.低碳鋼多層板電焊的融合控制算法研究[D].長(zhǎng)春：吉林大學(xué)，2010.