起重機拼板不清根高效焊接及接頭性能分析*

張義順， 王孝民， 張華軍， 高麗彬， 梁 盈

(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)股份有限公司 上海振華重工長興分公司， 上海 200125； 3. 沈陽鼓風(fēng)機集團股份有限公司 沈陽透平機械股份有限公司， 沈陽 110869)

集裝箱起重機主要由前后大梁、聯(lián)系橫梁、立柱、上下橫梁等多種箱梁組成，在箱梁的生產(chǎn)中存在著大量同種厚板單元拼接.拼板的焊接效率以及質(zhì)量對產(chǎn)品質(zhì)量以及整體的進度起了決定性的作用[1-3].調(diào)研顯示，現(xiàn)有工廠的焊接工藝主要采用傳統(tǒng)手工焊條進行點焊，加碼板用來固定裝配二氧氣保焊進行打底，去除碼板，用埋弧焊進行正面多道填充蓋面，對試板退火處理消除內(nèi)應(yīng)力，焊接吊耳，運轉(zhuǎn)吊裝行車將拼板整體翻身，反面進行碳弧氣刨清除根部殘渣，焊接表面進行人工打磨，使用埋弧焊填充蓋面[4-6].在整個拼板焊接過程中不僅工序復(fù)雜，生產(chǎn)效率低下，而且會產(chǎn)生大量的金屬粉塵和弧光輻射，大大影響了工人們的身體健康，以及造成環(huán)境污染.本文采用埋弧焊加陶瓷襯墊實現(xiàn)拼板對接的單面焊雙面成形.該陶瓷襯墊是由均一的小陶瓷塊組合而成[7-8]，可根據(jù)工件實際焊縫的長短進行調(diào)節(jié)，使用起來方便.采用粘貼式定位，防止由于工件移動而造成襯墊托力不均勻、錯位以及由于襯墊未緊密貼實導(dǎo)致溶液側(cè)漏等問題.采用單面焊雙面成形埋弧焊接方法有效解決了上述工序復(fù)雜、人工勞動強度高、人工打磨以及碳弧氣刨產(chǎn)生大量弧光反射造成的環(huán)境污染問題.

1 焊接設(shè)備及材料性能

本試驗使用的設(shè)備為ZD5-1205B直流埋弧電源，試驗使用的母材鋼材為A709-50-2低合金高強度鋼，其化學(xué)成分如表1所示，試驗鋼板的尺寸(長×寬×厚)為1 000 mm×200 mm×12 mm，1 000 mm×200 mm×16 mm，1 000 mm×200 mm×20 mm.埋弧焊所使用的焊材為CHWS3(φ4.8 mm)，其化學(xué)成分如表2所示，進行埋弧焊所用的焊劑選用CHF101，反面襯墊選用泰昌A9型陶瓷襯墊.母材和焊材的力學(xué)性能如表3所示.

表1 母材化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of base material %

表2 焊材化學(xué)成分Tab.2 Chemical composition of welding material %

表3 母材及焊材的力學(xué)性能Tab.3 Mechanical properties of base material and welding material

進行埋弧焊接試驗前需要對焊絲、焊劑以及襯墊進行烘干去濕除雜，防止焊接時產(chǎn)生氣孔影響焊接質(zhì)量，并對試板兩側(cè)焊面以及坡口20 mm內(nèi)進行打磨做去污除銹等處理，防止產(chǎn)生夾渣等焊接缺陷.焊后需保溫1～2 h緩冷去應(yīng)力，同時還可防止空氣中水汽的產(chǎn)生影響焊接質(zhì)量.為了滿足拼板對接高效化和自動化生產(chǎn)要求，提出了一種針對低合金高強度鋼的單面焊雙面成形焊接新工藝，拼板加工單面V形坡口，焊前預(yù)熱，對于20 mm以下的中厚板平焊采用填充蓋面一次性焊接完成，對于20 mm以上的拼板對接平焊，由于板厚的問題采用多層多道進行填充蓋面，本文只針對20 mm以下厚度試板進行單面焊雙面成形焊接，最后進行焊后保溫，免除清根工序，焊接效率大大提高，適用于小車焊接.

箱體的整體三維圖如圖1所示，主要由底板、隔板、腹板、角鋼和面板五部分組成，拼板焊接是整個箱梁制造過程中首道工序，其采用陶瓷襯墊加多絲埋弧技術(shù)對拼板焊接實現(xiàn)單面焊雙面成形.

試板坡口示意圖如圖2所示.圖2a為工廠傳統(tǒng)焊接所用的坡口形式，需要正反雙面焊接，圖2b為采用本文單面焊接所用的坡口形式，采用陶瓷襯墊，正面焊接一次性完成.以12 mm板厚為例，傳統(tǒng)焊接坡口的填充面積約為88 mm2，單面焊雙面成形工藝坡口填充面積約為71 mm2，相對減少15%焊材使用.坡口實物如圖2c所示，將兩塊板單邊削斜，角度為30°，對要焊接的兩邊及正反兩面進行打磨去除銹跡，防止產(chǎn)生焊接缺陷.拼板留有3～4 mm的頓邊，由于埋弧焊接線能量較大很可能會擊穿拼板，導(dǎo)致樣板廢掉.試板之間的間隙為2～3 mm，間隙過大超過焊絲的直徑4.8 mm時，焊絲會直接碰觸到陶瓷襯墊，由于襯墊具有不導(dǎo)電性，從而造成焊絲不起弧，無法進行焊接.間隙過小容易引起焊接熔不透，或者產(chǎn)生夾渣等焊接缺陷.在拼板的背面加上馬板防止焊接時拼板移動及變形，在焊縫的正下端貼上陶瓷襯墊，使陶瓷襯墊緊緊與板貼合，防止焊接中有鐵水流出.

圖1 箱梁模型Fig.1 Model for container crane

圖2 坡口示意圖Fig.2 Schematic groove

埋弧焊接試驗原理如圖3所示.電源組合采用前絲直流加后絲交流組合方式進行施焊，前導(dǎo)焊絲對焊縫主要負責(zé)進行打底以及少部分填充焊道作用，焊接過程中采用大電流、小電壓保證焊縫具有良好的熔深.后焊絲主要負責(zé)焊縫的填充以及蓋面的作用，在焊接過程中采用小電流增加焊縫填充金屬量，使得焊縫表面飽滿平整，采用高電壓保證焊接熔寬覆蓋到坡口兩邊約2～3 mm，使母材與填充金屬有較好的融合性.該焊接工藝保證焊縫為全熔透焊接，其熔敷速度高，控制焊接熱輸入在一定范圍內(nèi).焊接采用一道成形，無需翻身，焊接速度遠遠大于傳統(tǒng)的多層多道焊接，焊接質(zhì)量較高，焊接成形良好符合產(chǎn)品要求，適用于流水線批量生產(chǎn)，大大降低工人的勞動強度.

圖3 埋弧焊接原理圖Fig.3 Principle of submerged arc welding

2 焊接工藝參數(shù)

本文試驗采用埋弧焊進行焊接，襯墊材料采用陶瓷襯墊.由于埋弧焊接試驗過程中看不到熔池與母材的熔合情況，本文試驗根據(jù)不同的板厚制定不同的焊接參數(shù)，通過固定焊接電壓范圍，調(diào)節(jié)焊接電流，觀察焊后反面溶透情況以及反面焊接成形質(zhì)量的好壞來初步確定焊接參數(shù)范圍.進一步微調(diào)焊接電壓、焊接速度和雙絲間距等焊接參數(shù)，對焊后試件進行探傷合格后再進行拉伸、沖擊、彎曲等一系列力學(xué)性能測試，達到符合AWSD1.1所規(guī)定的標(biāo)準，從而確定其焊接工藝參數(shù)，具體數(shù)值如表4所示.

3 試驗分析

3.1 宏觀分析

A709-50-2屬于低合金高強度鋼，其焊接后的宏觀形貌如圖4所示.焊接使用的焊絲為CHWS3，焊劑為CHF101.焊接后經(jīng)過UT、RT檢測后合格，表面無裂紋和夾渣等焊接缺陷，通過調(diào)節(jié)焊接參數(shù)避免正反面余高不足以及焊接出現(xiàn)未熔透現(xiàn)象.對焊接接頭取宏觀試樣進行打磨、拋光，用4%的硝酸酒精進行腐蝕15～20 s，用酒精進行沖洗風(fēng)干.腐蝕后可觀察焊縫的形貌以及其融合情況.

表4 焊接工藝參數(shù)表Tab.4 Welding process parameters

圖4 A709鋼焊接接頭宏觀形貌Fig.4 Macroscopic appearance ofA709 steel welding joint

由圖4可知，焊縫內(nèi)部未出現(xiàn)夾渣、氣孔等焊接缺陷，不同規(guī)格的拼板其焊接電流及焊接電壓隨板厚的增加而相應(yīng)增加.通過不同前后絲電流電壓、不同焊接速度、不同絲間距焊接試驗，得出針對12 mm以上厚度試板，其前絲焊接電流在700 A以下時出現(xiàn)未熔透現(xiàn)象，在實際生產(chǎn)過程中需要傳統(tǒng)工藝的翻身碳刨再進行反面焊接，從而達不到單面焊雙面成形的效果.當(dāng)焊接電流增加到750 A時為全溶透焊接，根據(jù)板厚的不同，焊接電流電壓相應(yīng)變化，當(dāng)板厚為20 mm時，其前絲焊接電流達到900 A以上才能保證其試板的全溶透焊接.

3.2 顯微分析

圖5為焊接接頭試樣不同位置的電鏡顯微組織形貌圖.圖5a、b分別為根部粗晶區(qū)和填充焊粗晶區(qū)的組織形貌，根部焊道的粗晶區(qū)由于在雙弧作用下，高溫停留時間較長，馬氏體板條束變大，生成比填充焊粗晶區(qū)更為粗大的板條狀馬氏體.圖5c為正火區(qū)金相組織，該區(qū)域金屬受到正火處理發(fā)生重結(jié)晶，晶粒細化生成了晶粒均勻而細小的鐵素體和珠光體.圖5d為不完全重結(jié)晶區(qū)，其組織發(fā)生部分相變重結(jié)晶變化，生成了細小而均勻的珠光體顯微組織，另一部分組織中的鐵素體未能及時溶入奧氏體中從而產(chǎn)生大小不均的塊狀鐵素體，兩種組織相互嵌入形成不完全重結(jié)晶區(qū).圖5e中焊接接頭的熔合區(qū)組織為細小且取向不同的板條狀馬氏體和針狀鐵素體.焊縫中心在中溫貝氏體轉(zhuǎn)變溫度范圍內(nèi)停留時間變長，生成了較多的針狀貝氏體.但整個接頭并未生成孿晶馬氏體和魏氏體等韌性較低的組織.

圖5 熱影響區(qū)及熔合區(qū)的顯微組織形貌Fig.5 Microstructures in heat affected zone and fusion zone

3.3 硬度檢測分析

硬度檢測能夠較為全面地反映出在焊接熱循環(huán)作用下焊接接頭組織，并綜合考察其塑形、強度和韌性等力學(xué)性能.將對面夾角為136°的正四棱錐金剛石壓頭壓在試樣表面，并保持規(guī)定時間測量壓痕兩對角線長度，通過計算可得出維氏硬度值，不同區(qū)域每個點測量的硬度值如圖6所示，可知母材區(qū)的硬度值均小于焊縫及熱影響區(qū).以12 mm厚板為例進行數(shù)據(jù)分析，母材的平均硬度達到181 HV，焊縫區(qū)的平均硬度為231 HV，熱影響區(qū)的平均硬度為212 HV.這主要是由于焊縫區(qū)域的冷卻速度較快，從而產(chǎn)生了淬硬馬氏體組織造成其焊縫區(qū)的硬度大于母材硬度.三種板厚最高維氏硬度值為253 HV，小于325 HV，符合標(biāo)準要求.

3.4 拉伸彎曲性能檢測

根據(jù)AWSD1.1標(biāo)準對12、16、20 mm三種板厚截取試樣進行拉伸試驗，拉伸后的試樣如圖7a所示，表5為A709-50鋼的拉伸試驗結(jié)果，拉伸后的試樣斷裂位置均為母材區(qū)域.試驗測試出12 mm接頭抗拉強度平均值為565.83 MPa，16 mm接頭抗拉強度平均值為536.32 MPa，20 mm接頭抗拉強度平均值為539.18 MPa，均大于母材的抗拉強度520 MPa.

圖6 不同點的硬度值Fig.6 Hardness values at different points

表5 拉伸試驗結(jié)果Tab.5 Tensile test results

彎曲試驗用來檢測焊接接頭的塑性以及裂紋缺陷情況，在A709-50-2低合金高強度鋼的焊接試件中每種板厚取四個試樣，對試樣進行180°的側(cè)彎試驗，壓頭直徑為38.1 mm，結(jié)果顯示，整個焊接接頭未出現(xiàn)裂紋，塑性良好.彎曲試驗試樣如圖7b所示.

圖7 拉伸和彎曲試樣Fig.7 Specimens after tensile test and bending test

3.5 沖擊性能檢測及端口分析

分別對三種焊后試板進行沖擊試驗，在焊縫厚度的中心取三組試樣，每組沖擊試樣的尺寸均為10.00 mm×10.00 mm×55.00 mm.在焊縫中心熔合線FL+1 mm和FL+5 mm位置進行開缺口，將試樣溫度降低到-20 ℃的條件下測試其沖擊韌性，結(jié)果顯示，其平均沖擊功均大于標(biāo)準要求的27 J，沖擊后的試樣如圖8所示.

圖8 沖擊試樣Fig.8 Specimens after impact test

12 mm試樣焊縫中心的平均沖擊吸收功為130 J，略高于其他兩個位置.而20 mm試樣焊縫中心的沖擊吸收功小于熔合線附近，試驗測得每個點的沖擊吸收功大于27 J，符合AWSD1.1標(biāo)準要求.沖擊試驗結(jié)果如表6所示.

表6 沖擊試驗結(jié)果Tab.6 Impact test results

沖擊斷口在三種不同位置的形貌如圖9所示.圖9a為焊縫中心斷口形貌，從斷口上可見存有大量凹凸不平的小坑，這是典型的韌窩斷裂；圖9b、c為FL+1 mm和FL+5 mm處斷口形貌，該區(qū)域的斷裂形式均為準解理斷裂，除了有不同高度的解理臺階，圖9c中產(chǎn)生許多因塑性變形而產(chǎn)生的短而彎曲的撕裂棱.

圖9 沖擊斷口形貌Fig.9 Morphologies of impact fracture surfaces

4 結(jié) 論

本文采用陶瓷襯墊進行埋弧焊接可實現(xiàn)拼板單面焊雙面成形，試驗結(jié)果表明：

1) 拼板焊接質(zhì)量穩(wěn)定，針對中厚板可實現(xiàn)單面焊雙面成形.對焊接接頭進行100%UT、100%RT檢測，顯示合格試樣未出現(xiàn)焊接裂紋、氣孔、夾渣及未融合等焊接缺陷，焊縫成形良好.

2) 對焊接接頭進行力學(xué)性能試驗檢測，-20 ℃條件下其沖擊韌性大于標(biāo)準規(guī)定的27 J，檢測結(jié)果滿足焊接技術(shù)規(guī)范要求，證明該工藝的可行性.

3) 通過SEM對試樣進行顯微組織觀察，焊縫填充區(qū)與母材區(qū)融合性較好，整個接頭并未生成孿晶馬氏體和魏氏體等韌性較低的組織，符合生產(chǎn)要求.

4) 本文焊接工藝可簡化生產(chǎn)工序，提高生產(chǎn)效率，節(jié)約能源，減少環(huán)境污染，實現(xiàn)自動化焊接.

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