鋁合金T形接頭雙側(cè)脈沖MIG單道焊接工藝

陳樹(shù)君， 董海洋， 張海滄， 閆朝陽(yáng)

(1. 北京工業(yè)大學(xué)，北京 100124；2.吉林大學(xué)，吉林 130022；3.中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司，吉林 130062)

0 前言

鋁合金以其良好的比強(qiáng)度、耐腐蝕性等優(yōu)點(diǎn)，在高鐵、軌道客車等領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用[1]。工業(yè)經(jīng)濟(jì)的飛速發(fā)展，對(duì)鋁合金焊接結(jié)構(gòu)件的需求日益增多。鋁合金T形接頭作為最為常見(jiàn)的焊接結(jié)構(gòu)之一，在實(shí)際焊接過(guò)程中存在接頭處熔合質(zhì)量差、焊接效率低等缺陷[2-4]。隨著“十四五規(guī)劃”中加強(qiáng)建設(shè)交通強(qiáng)國(guó)，完善綜合交通樞紐等建設(shè)性意見(jiàn)的提出，如何在保證焊接質(zhì)量的前提下提高T形接頭的焊接效率會(huì)逐漸成為國(guó)內(nèi)外學(xué)者研究的重點(diǎn)。

自1998年美國(guó)Kentucky大學(xué)的Zhang等人[5]首次提出：相較于其他焊接方法，雙熱源焊接具有焊接效率高、熔深大等優(yōu)點(diǎn)后，國(guó)內(nèi)在中厚板鋁合金T形接頭焊接領(lǐng)域所普遍采用雙熱源多層多道焊接方式。高大偉[6]采用雙熱源TIG打底+填絲的焊接方法對(duì)15 mm厚的5083鋁合金T形接頭進(jìn)行焊接，通過(guò)調(diào)整交流正負(fù)半波波形來(lái)優(yōu)化焊接過(guò)程的穩(wěn)定性、提升焊接質(zhì)量。李宇昕[7]采用雙熱源MIG打底、雙側(cè)MIG填充+蓋面的方式對(duì)15 mm，20 mm，30 mm的6082-T6鋁合金T形接頭進(jìn)行自動(dòng)化焊接，在一定程度上提高了焊接效率，但增加了過(guò)程復(fù)雜性。Kwon等人[8]以AA5182鋁合金為型材，應(yīng)用激光-TIG雙面焊接方式進(jìn)行焊接試驗(yàn)，改善了焊接質(zhì)量。同時(shí)，針對(duì)激光-TIG雙面焊的工藝研究還包括了焊接工藝、焊縫組織及接頭性能等[9]。中車唐山機(jī)車車輛有限公司的郭麗娟等人[10]以2.5 mm+3 mm的碳鋼T形接頭為研究對(duì)象，應(yīng)用大角度激光填絲焊的焊接方式進(jìn)行雙側(cè)焊接，通過(guò)改變光斑在立板上的位置及激光輸入功率，改善了接頭焊接質(zhì)量，實(shí)現(xiàn)了焊縫根部的全熔透。截至目前，在多層多道焊的焊接過(guò)程中，仍存在焊縫不易跟蹤、機(jī)器人編程困難、自動(dòng)化效率低且焊縫同底板熔合質(zhì)量差等缺點(diǎn)。

為提升中厚板焊接質(zhì)量和效率，文中以15 mm厚的6082鋁合金為研究對(duì)象，以脈沖MIG為工藝基礎(chǔ)，對(duì)T形接頭進(jìn)行雙側(cè)熱源單道焊接成形的研究。進(jìn)行單熱源焊接試驗(yàn)，確定預(yù)留間隙、焊槍角度、送絲速度及行走速度等參數(shù)的最優(yōu)工藝參數(shù)區(qū)間。以雙熱源對(duì)稱及非對(duì)稱焊接進(jìn)行工藝驗(yàn)證，以期實(shí)現(xiàn)15 mm厚鋁合金T形接頭的單道成形，為中厚板鋁合金T形接頭單道焊接雙面成形奠定工藝及理論基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料及接頭形式

試驗(yàn)中母材為6082鋁合金，填充材料選擇直徑為1.6 mm的ER5087焊絲，其化學(xué)成分見(jiàn)表1。待焊件的接頭形式及尺寸如圖1所示，立板同底板尺寸均為15 mm×180 mm×400 mm，立板開(kāi)55°坡口并預(yù)留2 mm鈍邊。

表1 母材及填充焊絲的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

圖1 T形接頭示意圖

1.2 焊接系統(tǒng)

文中選擇具有低飛濺、恒熔深、電弧穩(wěn)定性高、熔滴過(guò)渡穩(wěn)定等優(yōu)勢(shì)的福尼斯TPS500i焊機(jī)作為焊接熱源，其中使用兩套焊接電源，焊槍分別固定于T形接頭兩側(cè)，所搭建焊接系統(tǒng)如圖2所示。通過(guò)電壓電流傳感器實(shí)時(shí)采集焊接過(guò)程中的電信號(hào)，高速攝像拍攝焊接過(guò)程中電弧形態(tài)及熔池行為，分析不同焊接參數(shù)在焊接過(guò)程中對(duì)焊縫表面成形及根部熔合的影響。

圖2 鋁合金T形接頭雙側(cè)脈沖MIG焊接系統(tǒng)

1.3 焊接方式

在T形接頭雙側(cè)脈沖MIG焊的焊接過(guò)程中，工作角及行走角對(duì)熔滴過(guò)渡方式及熔池金屬流動(dòng)性具有較大影響。其中工作角α的定義為焊槍軸線在焊縫法平面上的投影同底板之間的角度，由于立板開(kāi)坡口為55°，所以選擇工作角為與之垂直的35°，這樣可以保證焊接過(guò)程中，熔滴靠近焊縫根部，有利于焊縫根部的熔合。行走角β的定義為焊槍軸線同焊縫法平面之間的角度[11]，如圖3所示，采用雙側(cè)脈沖MIG進(jìn)行焊接，焊接過(guò)程中雙側(cè)焊槍保持相同的工作角及行走角。通過(guò)外部IO連接兩臺(tái)焊機(jī)控制柜，控制兩側(cè)機(jī)器人同步運(yùn)動(dòng),且用倍福模塊實(shí)現(xiàn)兩臺(tái)焊機(jī)同步起弧。

圖3 焊槍姿態(tài)示意圖

1.4 自適應(yīng)熔覆量法

自適應(yīng)熔敷量是根據(jù)待焊工況尺寸、坡口、截面等狀態(tài)計(jì)算出最小熔敷量的方法。采用自適應(yīng)熔覆量方法進(jìn)行焊縫填充，可以保證單位體積熔質(zhì)所提供的功率是填充滿焊縫的極小值，有效降低焊縫的熱輸入、減小中厚板鋁合金T形接頭焊縫變形量。在焊接過(guò)程中，通過(guò)固定焊槍的姿態(tài)，擬定焊縫形貌為平行于焊絲法平面的平焊縫，則通過(guò)焊縫截面與焊絲截面面積之間的比值，計(jì)算出給定送絲速度下焊接速度，具體表達(dá)式如式(1)所示：

WFS×t×S1=TS×t×S2

(1)

式中：WFS為送絲速度；TS為機(jī)器人行走速度；t為焊接時(shí)間；S1為焊絲截面面積；S2為焊縫截面面積。隨著間隙的增加，T形接頭焊縫截面面積由S2增大到S3，如圖4所示，焊縫金屬填充量增加，對(duì)應(yīng)相同送絲速度條件下的行走速度降低。根據(jù)預(yù)留間隙、行走速度和送絲速度進(jìn)行正交試驗(yàn)，試驗(yàn)參數(shù)見(jiàn)表2。

圖4 有無(wú)預(yù)留間隙下截面面積

表2 機(jī)器人行走速度 mm·s-1

2 單熱源焊接工藝優(yōu)化

2.1 預(yù)留間隙試驗(yàn)

在實(shí)際的焊接過(guò)程中，預(yù)留間隙的增加會(huì)增大焊縫金屬的填充量，同時(shí)也會(huì)改變?nèi)鄢亟饘傧驅(qū)?cè)的流動(dòng)性，從而影響焊縫表面成形質(zhì)量。因此設(shè)定T形接頭中立板與底板的預(yù)留間隙分別為0 mm，1 mm，2 mm，3 mm，保持焊槍行走角為0°，送絲速度為8 m/min進(jìn)行單側(cè)焊接試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。當(dāng)預(yù)留間隙為0 mm時(shí)，電弧加熱熔池根部受阻，液態(tài)金屬難以同根部熔合，大量填充金屬堆積于焊縫表層處，以致形成凸起狀，如圖5a所示。當(dāng)預(yù)留間隙為1 mm時(shí)，焊縫表面成形均勻連續(xù)，表面凸起程度較小。隨著預(yù)留間隙增加至2～3 mm時(shí)，焊縫熔池向?qū)?cè)偏置嚴(yán)重，無(wú)法在焊接側(cè)形成穩(wěn)定的焊縫，如圖5c～圖5d所示。

圖5 不同預(yù)留間隙對(duì)焊縫成形的影響

觀察不同預(yù)留間隙下高速攝像監(jiān)測(cè)到的熔滴過(guò)渡形態(tài)及熔池流動(dòng)特性可知，當(dāng)預(yù)留間隙為0 mm時(shí)，焊縫截面面積較小而電弧形態(tài)呈發(fā)散狀，電弧主要作用于立板坡口側(cè)壁，以及底板遠(yuǎn)離焊縫根部位置，焊縫根部受熱較小未熔化。作用于熔池表面的電弧力較小，且焊縫根部較小的間隙進(jìn)一步阻礙了液態(tài)金屬向焊縫根部流動(dòng)，如圖6a所示。液態(tài)金屬主要集中于焊縫表面處，焊縫表面呈凸起狀。當(dāng)預(yù)留間隙為2 mm時(shí)，焊接電弧同立板作用位置靠近立板坡口最底端，加速鈍邊處熔化，熔質(zhì)液態(tài)金屬向?qū)?cè)焊縫流動(dòng)性進(jìn)一步增強(qiáng)，如圖6b所示。

圖6 不同預(yù)留間隙的熔池形態(tài)

對(duì)比不同預(yù)留間隙下的熔池流動(dòng)特性及焊縫表面成型特征可以得出：隨著預(yù)留間隙的增加，電弧加熱熔池根部能力增強(qiáng)，液態(tài)金屬能與根部完成熔合。隨著預(yù)留間隙的進(jìn)一步加大，根部鈍邊熔化嚴(yán)重，液態(tài)金屬向?qū)?cè)流淌，以致在焊接側(cè)無(wú)焊縫成形。如果在雙熱源焊接時(shí)，預(yù)留間隙過(guò)大兩側(cè)熔池金屬會(huì)相互影響，導(dǎo)致熔池失穩(wěn)。綜合考慮，在單熱源焊接過(guò)程中預(yù)留間隙為0 mm，1 mm時(shí)焊縫成形良好。

2.2 焊槍角度試驗(yàn)

在實(shí)際的焊接過(guò)程中，工作角及行走角對(duì)焊縫成形有較大影響，因此需掌握工作角及行走角對(duì)焊縫成形的影響規(guī)律。文中設(shè)定工作角為35°，設(shè)計(jì)行走角為0°～25°每間隔5°為一組試驗(yàn)參數(shù)，預(yù)留間隙為1 mm，送絲速度為8 m/min，對(duì)T形接頭進(jìn)行單熱源焊接工藝試驗(yàn)，分析此工況下最佳行走角的工藝區(qū)間。

對(duì)比不同行走角下的焊縫成形可知，當(dāng)保持行走角為0°～5°時(shí)，即焊槍軸線平行于焊縫截面，熔滴垂直滴入焊縫，且電弧作用范圍較廣，電弧力壓迫液態(tài)金屬向熔池后端流動(dòng)并在重力的影響下有下淌的趨勢(shì)，使得焊縫下表面呈凸起狀，且焊縫存在咬邊現(xiàn)象，如圖7a～圖7b所示。當(dāng)行走角為10°～15°時(shí)，電弧推著熔池前進(jìn)，且直接作用于熔池的力為電弧力在軸向上的分力；斜向的電弧增強(qiáng)了熔池段的熱力梯度，使得液態(tài)金屬在表面張力的作用下易于完成立板與底板的連接，此時(shí)焊縫成形均勻平滑且無(wú)咬邊缺，如圖7c～圖7d所示。當(dāng)行走角增大至20°～25°時(shí)，增加了電弧的等效長(zhǎng)度，電弧發(fā)散、熔滴過(guò)渡失穩(wěn)，熱源一直工作在非穩(wěn)態(tài)，破壞了熔池的穩(wěn)定性，焊縫出現(xiàn)斷續(xù)連接，如圖7e～圖7f所示。綜上所述，當(dāng)工作角為35°時(shí)，行走角工作在10°～15°之間熔池較穩(wěn)定，焊縫成形良好。

圖7 不同焊槍行走角對(duì)焊縫成形的影響

2.3 送絲速度及行走試驗(yàn)

由于脈沖MIG焊接工藝的一元化和熱質(zhì)耦合特性，送絲速度的改變不僅會(huì)影響熔敷效率，而且會(huì)決定傳輸熱量的大小，對(duì)焊縫表面成形及根部熔合影響較大，因此需掌握送絲速度對(duì)縫表面成形及根部熔合影響規(guī)律。該試驗(yàn)設(shè)計(jì)送絲速度由6 m/min增加至10 m/min，每隔1 m/min為一組試驗(yàn)參數(shù)，預(yù)留間隙為1 mm、保持焊槍工作角為35°，行走角15°進(jìn)行T形接頭單熱源焊接試驗(yàn)，分析不同送絲速度下的焊縫成形質(zhì)量，確定送絲速度的最佳工藝區(qū)間。

觀察在不同送絲速度及其匹配的行走速度條件下的焊縫成形可以得出，當(dāng)送絲速度為6～7 m/min時(shí)，電弧熱輸入較小，焊縫同立板與底板存在咬邊缺陷，成形質(zhì)量較差，如圖8d～圖8e所示。當(dāng)送絲速度為8～9 m/min時(shí)，焊縫表面均勻連續(xù)，成形質(zhì)量良好，如圖8b～圖8c所示。當(dāng)送絲速度為10 m/min時(shí)，電弧溫度較高，焊縫表面存在燒損缺陷，如圖8a所示。

圖8 不同送絲速度對(duì)焊縫成形的影響

測(cè)量單熱源焊接過(guò)程中不同送絲速度條件下的電流波形如圖9所示。當(dāng)送絲速度由6 m/min增加至10 m/min時(shí)，焊接電流脈沖周期由7.6 ms降低至4.6 ms，頻率由132 Hz增加至217 Hz，焊接電流峰值由400 A增加至470 A。通過(guò)對(duì)焊接過(guò)程中電信號(hào)平均值的計(jì)算可得，焊接電流的平均值由185 A增加至300 A，焊接電壓的平均值由20.4 V均勻增加至25.2 V，焊縫熱輸入顯著增強(qiáng)，有利于增大焊縫熔深。不同送絲速度條件下焊接熱源的平均功率如圖10所示。

圖9 不同送絲速度電流脈沖波形

圖10 不同送絲速度下的焊接功率

隨送絲速度的增加，焊接熱源匹配的功率加速上升，根據(jù)熱輸入公式(2)可知[12]

(2)

式中：E為熱輸入；U為電弧電壓；I為焊接電流；η為熱效率；v為焊接速度。隨著熱輸入的增大、熔池溫度增加，液態(tài)金屬的粘度降低，熔池向焊縫根部的流動(dòng)性增加。另外焊接熱輸入的增大，會(huì)加快母材金屬的熔化，增加焊縫根部的熔合質(zhì)量。綜上所述，當(dāng)送絲速度區(qū)間為9～10 m/min時(shí)，可以在保證焊縫成形質(zhì)量良好的前提下增加焊縫熔深。

3 雙熱源焊接工藝驗(yàn)證

以單熱源焊接條件下得到的最優(yōu)焊接工藝參數(shù)進(jìn)行雙熱源單道焊接試驗(yàn)，驗(yàn)證該工藝參數(shù)在雙熱源焊接過(guò)程中的適用性。當(dāng)預(yù)留間隙為1 mm，保持送絲速度為9 m/min，行走速度為4.2 mm/s，工作角為35°,行走角為15°進(jìn)行雙熱源焊接時(shí)，兩側(cè)電弧相互干擾，導(dǎo)致焊縫產(chǎn)生斷續(xù)，或一側(cè)凸起、一側(cè)凹陷等表面缺陷，焊縫成形質(zhì)量較差。為解決雙熱源焊接過(guò)程中雙側(cè)電弧互相干擾的缺陷，在雙熱源單道焊接過(guò)程中提出兩種不同的焊接方式：當(dāng)預(yù)留間隙為0 mm時(shí)，進(jìn)行雙熱源對(duì)稱焊接。當(dāng)預(yù)留間隙為1 mm時(shí)，進(jìn)行雙熱源非對(duì)稱焊接。

3.1 雙熱源對(duì)稱焊接

當(dāng)預(yù)留間隙為0 mm時(shí)，送絲速度由9 m/min增加至10 m/min，間隔0.5 m/min為一組試驗(yàn)參數(shù)，進(jìn)行雙熱源對(duì)稱焊接試驗(yàn)，得到不同送絲速度條件下的焊縫成形及根部熔合見(jiàn)表3。對(duì)比不同送絲速度條件下的焊縫表面成形及根部熔合質(zhì)量可以得出，當(dāng)送絲速度為9 m/min時(shí)，電弧熱輸入較小，與底板熔合較差。當(dāng)送絲速度增加至10 m/min時(shí)，T形接頭坡口處完全熔透，兩側(cè)熔池貫通性良好，但隨著焊接過(guò)程中熱量的不斷積累及對(duì)側(cè)熔池對(duì)工件的熱強(qiáng)化作用[13]，焊縫表面易出現(xiàn)燒損及斷續(xù)等表面缺陷。當(dāng)送絲速度為9.5 m/min時(shí)，鋁合金T形接頭兩側(cè)熔池貫通性良好，焊縫表面成形均勻連續(xù)，且根部熔合質(zhì)量好。

表3 不同送絲速度下的焊縫形貌

3.2 雙熱源非對(duì)稱焊接

當(dāng)預(yù)留間隙為1 mm，送絲速度為9.5 m/min，焊槍前后間距由10 mm增加至20 mm，間隔5 mm為一組試驗(yàn)參數(shù)，進(jìn)行雙熱源非對(duì)稱焊接試驗(yàn)，得到焊縫形貌及根部熔合情況見(jiàn)表4。當(dāng)兩側(cè)焊槍的前后間距為10 mm時(shí)，焊接過(guò)程中前側(cè)電弧加熱立板至固液共容態(tài)，伴隨著后側(cè)電弧熱量的持續(xù)輸入，坡口上沿處會(huì)嚴(yán)重?zé)龘p。保持兩側(cè)焊槍的前后間距為20 mm，前端熔池的凝固側(cè)超過(guò)后側(cè)熔池的熔合側(cè)，即兩側(cè)熔池沒(méi)有交叉點(diǎn)，前側(cè)電弧對(duì)后側(cè)電弧的預(yù)熱效果不明顯，焊縫成形效果近似于單熱源焊接，失去雙熱源共同焊接的意義。因此保持前后槍間距為15 mm，兩側(cè)熔池貫通且不存在干涉，焊縫外觀均勻連續(xù)。

表4 前后間距對(duì)焊縫成形的影響

4 結(jié)論

(1)在T形接頭單熱源焊接過(guò)程中，預(yù)留間隙及焊槍角度對(duì)焊縫表面成形影響較大，焊接熱輸入的大小決定焊縫根部的熔合質(zhì)量。

(2)在T形接頭雙熱源焊接過(guò)程中，送絲速度為9.5 m/min對(duì)應(yīng)的焊縫熱輸入是保證焊縫表面成形良好的極大值，前后焊槍間距為15 mm是兩側(cè)焊縫共熔池的邊界條件。

(3)以單熱源焊接條件下得到的最優(yōu)焊接工藝參數(shù)為基礎(chǔ)，通過(guò)雙側(cè)對(duì)稱熱源和雙側(cè)非對(duì)稱熱源兩種不同的焊接方式，可以實(shí)現(xiàn)15 mm厚鋁合金T形接頭單道焊雙面成形，提高了自動(dòng)化焊接效率，且焊縫成形均勻連續(xù)、根部熔合良好。