Q345E鋼薄板小變形焊接工藝

吳憲，丁成鋼

摘要：分別采用高頻脈沖MAG焊的打底焊模式與電弧冷焊模式對板厚3 mm的Q345E薄板進行了3種工況的對接焊工藝試驗，研究了薄板打底焊與電弧冷焊的小變形對接焊工藝與焊接接頭的力學性能，進行了拉伸、彎曲、金相試驗并分析了焊接缺陷的形成原因，總結了焊接殘余應力及焊接變形的規(guī)律。結果表明，高頻脈沖MAG焊適用于Q345E鋼3 mm的薄板小變形對接焊，組對“ 0 ”間隙時，選用打底焊模式的工藝包;組對1 mm間隙時，選用電弧冷焊模式的工藝包。

關鍵詞：Q345E薄板;高頻脈沖MAG焊;焊接殘余應力;焊接變形;接頭力學性能

中圖分類號：TG457.11? ? ? 文獻標志碼：A? ? ? ? ?文章編號：1001-2003（2021）09-0050-05

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.09.10

0? ? 前言

在軌道交通車輛車體制造過程中，經(jīng)常會遇到板厚為3 mm及以下的薄板焊接工況，例如薄板的拼接及薄板與鋼梁骨架的焊接等。特別是工廠為了實現(xiàn)車輛的輕量化制造，從原材料入手，通過提高母材強度、增加比強度、減少材料厚度來減輕焊接件質(zhì)量，使軌道交通車輛制造面臨越來越多的薄板焊接工況。

劉文杰[1]等采用三水平五因素有交互的正交實驗，分別對2.5 mm、3.0 mm厚度的Q345NQR2耐候鋼薄板進行CMT焊接試驗，分析焊后板件夾持與釋放之間的變形關系，研究焊縫兩側(cè)的空間三維變形規(guī)律。何建[2]等開發(fā)了基于SYSWELD的有限元計算方法，計算并分析了焊接溫度場及焊后殘余應力與變形情況，為低合金鋼薄板搭接接頭的焊接溫度場、殘余應力與變形的進一步研究提供了理論依據(jù)，促進有限元分析技術在焊接中的應用。

薄板焊接與常規(guī)板厚的材料焊接技術有著明顯的不同，其構件制造難度較大，焊接變形尤為突出。引起薄板焊接變形的原因很多，必須綜合考慮其誘因，確定最終的解決方案[3]。為此，文中分別采用打底焊與電弧冷焊的焊接工藝，對板厚3 mm的Q345E薄板進行了3種工況的對接焊工藝試驗，檢測薄板打底焊與電弧冷焊焊接接頭的力學性能，進行了金相試驗并分析焊接缺陷的形成原因，總結焊接殘余應力及焊接變形的規(guī)律。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗采用尺寸為350 mm×150 mm×3 mm的

Q345E低合金高強度結構鋼作為母材，選用ER50-

G型焊絲（φ1.2 mm）。母材及焊絲的化學成分和力學性能分別如表1、表2所示。選用EN ISO14175 M21型二元混合氣體φ（Ar）80%+φ（CO2）20%作為焊接保護氣體。

1.2 焊接工藝對比試驗

選用改制的高頻脈沖MAG焊機（選用“ 打底焊模式與電弧冷焊模式 ”），搭配HCD500A-1型擺動式自動焊接小車，進行3 mm板厚的Q345E鋼對接焊工藝試驗。其中打底焊是短路加高頻脈沖的熔滴過渡模式，電弧冷焊的熔滴過渡模式是短路過渡。焊接保護氣體流量為20 L/min。打底焊模式選用加長型導電嘴與噴嘴，焊絲干伸長取6 mm;電弧冷焊模式選用常規(guī)型導電嘴與噴嘴，焊絲干伸長取12 mm。焊接工藝參數(shù)如表3所示。根據(jù)打底焊及電弧冷焊的焊接電流、電壓的基值/峰值確定焊接電流平均值Iavg、電壓平均值Uavg，即焊機面板的“ 顯示值 ”?；?、峰值的電流和電壓及基值電流時間由預置的程序隨機生成[4]。

1.3 焊接接頭綜合評定試驗

參照EN ISO 4136“ 焊接接頭的橫向拉伸試驗 ”標準的規(guī)定，對焊接接頭進行拉伸試驗，每塊試板取2個拉伸試樣。參照EN ISO 5173“ 焊接接頭的彎曲試驗 ”標準的規(guī)定，對標準彎曲試樣進行正彎和背彎試驗，每塊試板取2個正彎試樣、2個背彎試樣。用Leica DMi8 A金相顯微鏡觀察焊接接頭的宏觀形貌，并對比橫截面方向熔深，分析打底焊1 mm間隙工況（RW1）的焊接缺陷產(chǎn)生原因。

使用加拿大產(chǎn)proto便攜式X射線應力測試儀測定試板殘余應力，試板取點如圖1所示，測定試板正背面殘余應力。其中正面取點為1、2、3、4、5，對應背面取點為6、7、8、9、10。焊接變形的測量示意如圖2所示。將試板橫向垂直投影于白紙上，沿著兩側(cè)母材的邊緣分別畫出投影線，用量角器測量投影線1的延長線與投影線2之間的角度β，即角變形量。將試板置于一平整的工作臺上，沿著試板縱向壓住母材一端邊緣，用直尺測量另一端的翹起高度h，即撓曲變形量。

2 試驗結果與分析

2.1 接頭的拉伸性能及彎曲性能

焊接接頭的拉伸試驗結果如表4所示。RW0與CA1工況接頭拉伸試樣的斷裂位置均在母材，斷裂性質(zhì)均為韌性斷裂，斷裂方向多呈45°的切斷方向。其中RW0平均抗拉強度為480.4 MPa，CA1平均抗拉強度為480.7 MPa，均大于母材的最低要求470 MPa，滿足EN ISO15614-1：2017“ 鋼焊接工藝評定試驗 ”對接頭抗拉強度的要求。RW1工況焊接接頭拉伸試驗斷裂位置分別位于焊縫（RW1-2）和母材（RW1-1），RW1-2啟裂點位于靠近背面的熔合線，平均抗拉強度為467.3 MPa。

RW0與CA1焊接接頭彎曲試樣的彎曲角度達到180°時，正彎試樣和背彎試樣的受拉面均無裂紋產(chǎn)生，說明焊縫塑性良好。RW1焊接接頭彎曲試樣的彎曲角度達到180°時，正彎試樣的受拉面均無裂紋產(chǎn)生，背彎試樣的受拉面出現(xiàn)明顯的開裂，這是焊縫根部區(qū)域出現(xiàn)未熔合的焊接缺陷所致。

2.2 金相試驗結果

焊接接頭宏觀形貌如圖3所示?？梢钥闯?，RW0工況與CA1工況焊接接頭的焊縫與母材熔合良好，未見裂紋、氣孔等缺陷。在打底焊間隙為1 mm的工況下（RW1），焊縫與熱影響區(qū)的界線相對于RW0與CA1工況更為明顯，且焊縫根部和坡口出現(xiàn)的未熔合缺陷是導致拉伸和彎曲試驗不合格的原因。

2.3 RW1工況的焊接缺陷及成形討論

打底焊程序（RW）為高頻脈沖加短路的熔滴過渡模式，具有較為明顯的“ 復合電弧 ”特性，其中高頻脈沖熔滴過渡居多，而高頻脈沖電流會產(chǎn)生顯著的高頻脈沖壓縮電弧效應，導致板厚方向的熔深增加，橫截面方向的熔深減小。高頻脈沖壓縮電弧效應使電弧沿徑向產(chǎn)生明顯收縮，體現(xiàn)為電弧形態(tài)變化，即電弧外輪廓的趨直線化和電弧直徑的縮小。電弧徑向收縮導致電弧作用于母材的受熱、受力面積減小，使得電弧挺度增加、能量密度上升[5]，在“ 0 ”間隙工況（RW0）時僅需相對較小的熱輸入即可實現(xiàn)單面焊雙面成形。而在1 mm間隙工況時，電弧作用于母材的面積過小，極易發(fā)生斷弧現(xiàn)象。在RW1焊接工藝試驗中，在焊接中后階段多次發(fā)生斷弧，導致小部分焊接接頭未熔透。而電弧冷焊的電弧直徑相對較大，不會發(fā)生斷弧現(xiàn)象。

在RW1工況焊接中雖然可以實現(xiàn)單面焊雙面成形，但打底焊的“ 高頻脈沖壓縮電弧效應 ”導致橫截面方向的熔深較小。從圖3b、3c可以看出，在1 mm間隙的前提下，RW1在橫截面方向的最小熔深僅為0.27 mm，而CA1在橫截面方向的最小熔深為0.73 mm，比RW1提升了約170%。過于集中的電弧加熱導致熔池高溫停留時間短，使焊縫與熱影響區(qū)的界線更加分明[6]。在壓縮電弧與較快的焊接速度的共同作用下，焊后焊接接頭快速冷卻，導致產(chǎn)生未熔合缺陷，如圖4所示。

綜上分析，打底焊程序（RW）適合“ 0 ”間隙工況的3 mm薄板焊接，即RW0工況;不適合1 mm間隙的薄板焊接，即RW1工況。而電弧冷焊程序（CA）適合1 mm間隙的薄板焊接，即CA1工況。

2.4 焊接殘余應力與變形

殘余應力檢測結果如表5所示，其結果呈現(xiàn)規(guī)律如下：

（1）縱向殘余應力與橫向殘余應力相比較大。

（2）縱向殘余應力正背面差值較小，橫向殘余應力正背面差值較大。

（3）對于RW0與CA1工況，正面的橫向殘余應力表現(xiàn)為中間部位接近0、兩邊升高，且為拉應力特征，背面的橫向殘余應力則表現(xiàn)為中間低兩邊高，且為壓應力的特征;而對于RW1工況，背面的橫向殘余應力表現(xiàn)為為中間部位接近0、兩邊升高，且為拉應力的特征，正面的橫向殘余應力則表現(xiàn)為中間低、兩邊高，且為壓應力的特征。因為試板整體較長，“ 0 ”值與低點不一定會在試板的正中心。

變形測量結果如表6所示，總體變形量為RW0工況>CA1工況≥RW1工況，但差距不大。其中RW0與CA1工況的變形趨勢為呈上凸下凹的角變形，撓曲變形呈上凹下凸，即“ 馬鞍形 ”。RW1工況變形趨勢為呈上凹下凸的角變形，撓曲變形呈上凸下凹，即“ 反馬鞍形 ”[7]。

變形方向不同的原因可能為：焊接角變形主要產(chǎn)生于焊接后的冷卻收縮階段，而冷卻收縮量的大小取決于焊接時的膨脹量。焊接時的膨脹量則取決于熱輸入的大小，當試板背面受熱更大時，冷卻時產(chǎn)生的收縮更大，最終產(chǎn)生上凸下凹的角變形，正面受熱更大時變形方向相反。且因為試板整體形狀不會產(chǎn)生大的變形，故不會同時產(chǎn)生上凸下凹或上凹下凸的角變形及撓曲變形（類似球的弧面），所以當試板背面受熱更大時試板呈現(xiàn)馬鞍形;當試板正面受熱更大時試板呈現(xiàn)為反馬鞍形。

RW0工況時，為了實現(xiàn)“ 0 ”間隙的單面焊雙面成形，需要較大的熱輸入，使更多的母材熔化成液體，熱源整體下移，背面受熱大于正面，最終試板呈現(xiàn)馬鞍形。當組對間隙為1 mm時，熱輸入會顯著低于“ 0 ”間隙的工況。RW1工況時，在“ 高頻脈沖壓縮電弧效應 ”的影響下，僅需很小的熱輸入即可實現(xiàn)單面焊雙面成形，但因電弧對母材的有效加熱面積較小，只有很少的母材熔化，使試板正面受熱大于背面，最終試板呈現(xiàn)反馬鞍形。CA1工況時，熱輸入略高于RW1工況，電弧對母材的有效加熱面積增大，更多的母材熔化，熱源整體下移，使試板背面受熱大于正面，最終試板呈現(xiàn)馬鞍形。

結合殘余應力檢測結果可以發(fā)現(xiàn)，當變形為馬鞍形時，焊趾處縱向與橫向殘余應力正背應力差的平均值均為正;當變形為反馬鞍形時，焊趾處縱向與橫向殘余應力正背應力差的平均值均為負。

4 結論

（1）RW0、CA1工況的焊縫與母材熔合良好，未見裂紋、氣孔等缺陷。焊接接頭的抗拉強度均符合焊接工藝評定標準，彎曲試樣經(jīng)180°的正彎和背彎后，受拉面均未出現(xiàn)裂紋，焊接接頭塑性良好。

（2）RW1工況根部和坡口出現(xiàn)未熔合缺陷，這是因為焊后過快的冷卻速度。

（3）總體變形呈RW0工況>CA1工況≥RW1工況。RW0與CA1變形呈馬鞍形，RW1變形呈反馬鞍形。變形結果不同可能是由于正背面的受熱差。

（4）當變形為馬鞍形時，焊趾處縱向與橫向殘余應力正背應力差的平均值均為正;當變形為反馬鞍形時，焊趾處縱向與橫向殘余應力正背應力差的平均值均為負。

（5）高頻脈沖MAG焊可適用于Q345E鋼3 mm厚薄板小變形對接焊，組對間隙為“ 0 ”時，選用打底焊（RW）模式的工藝包;組對間隙為1 mm時，選用電弧冷焊（CA）模式的工藝包。

參考文獻：

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