鋁合金T形接頭雙側脈沖MIG單道焊接工藝

陳樹君， 董海洋， 張海滄， 閆朝陽

(1. 北京工業大學，北京 100124；2.吉林大學，吉林 130022；3.中車長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度、耐腐蝕性等優點，在高鐵、軌道客車等領域得到了廣泛的應用[1]。工業經濟的飛速發展，對鋁合金焊接結構件的需求日益增多。鋁合金T形接頭作為最為常見的焊接結構之一，在實際焊接過程中存在接頭處熔合質量差、焊接效率低等缺陷[2-4]。隨著“十四五規劃”中加強建設交通強國，完善綜合交通樞紐等建設性意見的提出，如何在保證焊接質量的前提下提高T形接頭的焊接效率會逐漸成為國內外學者研究的重點。

自1998年美國Kentucky大學的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、熔深大等優點后，國內在中厚板鋁合金T形接頭焊接領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15 mm厚的5083鋁合金T形接頭進行焊接，通過調整交流正負半波波形來優化焊接過程的穩定性、提升焊接質量。李宇昕[7]采用雙熱源MIG打底、雙側MIG填充+蓋面的方式對15 mm，20 mm，30 mm的6082-T6鋁合金T形接頭進行自動化焊接，在一定程度上提高了焊接效率，但增加了過程復雜性。Kwon等人[8]以AA5182鋁合金為型材，應用激光-TIG雙面焊接方式進行焊接試驗，改善了焊接質量。同時，針對激光-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形接頭為研究對象，應用大角度激光填絲焊的焊接方式進行雙側焊接，通過改變光斑在立板上的位置及激光輸入功率，改善了接頭焊接質量，實現了焊縫根部的全熔透。截至目前，在多層多道焊的焊接過程中，仍存在焊縫不易跟蹤、機器人編程困難、自動化效率低且焊縫同底板熔合質量差等缺點。

為提升中厚板焊接質量和效率，文中以15 mm厚的6082鋁合金為研究對象，以脈沖MIG為工藝基礎，對T形接頭進行雙側熱源單道焊接成形的研究。進行單熱源焊接試驗，確定預留間隙、焊槍角度、送絲速度及行走速度等參數的最優工藝參數區間。以雙熱源對稱及非對稱焊接進行工藝驗證，以期實現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。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料及接頭形式

試驗中母材為6082鋁合金，填充材料選擇直徑為1.6 mm的ER5087焊絲，其化學成分見表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55°坡口并預留2 mm鈍邊。

表1 母材及填充焊絲的化學成分(質量分數，%)

圖1 T形接頭示意圖

1.2 焊接系統

文中選擇具有低飛濺、恒熔深、電弧穩定性高、熔滴過渡穩定等優勢的福尼斯TPS500i焊機作為焊接熱源，其中使用兩套焊接電源，焊槍分別固定于T形接頭兩側，所搭建焊接系統如圖2所示。通過電壓電流傳感器實時采集焊接過程中的電信號，高速攝像拍攝焊接過程中電弧形態及熔池行為，分析不同焊接參數在焊接過程中對焊縫表面成形及根部熔合的影響。

圖2 鋁合金T形接頭雙側脈沖MIG焊接系統

1.3 焊接方式

在T形接頭雙側脈沖MIG焊的焊接過程中，工作角及行走角對熔滴過渡方式及熔池金屬流動性具有較大影響。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，采用雙側脈沖MIG進行焊接，焊接過程中雙側焊槍保持相同的工作角及行走角。通過外部IO連接兩臺焊機控制柜，控制兩側機器人同步運動,且用倍福模塊實現兩臺焊機同步起弧。

圖3 焊槍姿態示意圖

1.4 自適應熔覆量法

自適應熔敷量是根據待焊工況尺寸、坡口、截面等狀態計算出最小熔敷量的方法。采用自適應熔覆量方法進行焊縫填充，可以保證單位體積熔質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。在焊接過程中，通過固定焊槍的姿態，擬定焊縫形貌為平行于焊絲法平面的平焊縫，則通過焊縫截面與焊絲截面面積之間的比值，計算出給定送絲速度下焊接速度，具體表達式如式(1)所示：

WFS×t×S1=TS×t×S2

(1)

式中：WFS為送絲速度；TS為機器人行走速度；t為焊接時間；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，對應相同送絲速度條件下的行走速度降低。根據預留間隙、行走速度和送絲速度進行正交試驗，試驗參數見表2。

圖4 有無預留間隙下截面面積

表2 機器人行走速度 mm·s-1

2 單熱源焊接工藝優化

2.1 預留間隙試驗

在實際的焊接過程中，預留間隙的增加會增大焊縫金屬的填充量，同時也會改變熔池金屬向對側的流動性，從而影響焊縫表面成形質量。因此設定T形接頭中立板與底板的預留間隙分別為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進行單側焊接試驗,試驗結果如圖5所示。當預留間隙為0 mm時，電弧加熱熔池根部受阻，液態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。當預留間隙為1 mm時，焊縫表面成形均勻連續，表面凸起程度較小。隨著預留間隙增加至2～3 mm時，焊縫熔池向對側偏置嚴重，無法在焊接側形成穩定的焊縫，如圖5c～圖5d所示。

圖5 不同預留間隙對焊縫成形的影響

觀察不同預留間隙下高速攝像監測到的熔滴過渡形態及熔池流動特性可知，當預留間隙為0 mm時，焊縫截面面積較小而電弧形態呈發散狀，電弧主要作用于立板坡口側壁，以及底板遠離焊縫根部位置，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一步阻礙了液態金屬向焊縫根部流動，如圖6a所示。液態金屬主要集中于焊縫表面處，焊縫表面呈凸起狀。當預留間隙為2 mm時，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，熔質液態金屬向對側焊縫流動性進一步增強，如圖6b所示。

圖6 不同預留間隙的熔池形態

對比不同預留間隙下的熔池流動特性及焊縫表面成型特征可以得出：隨著預留間隙的增加，電弧加熱熔池根部能力增強，液態金屬能與根部完成熔合。隨著預留間隙的進一步加大，根部鈍邊熔化嚴重，液態金屬向對側流淌，以致在焊接側無焊縫成形。如果在雙熱源焊接時，預留間隙過大兩側熔池金屬會相互影響，導致熔池失穩。綜合考慮，在單熱源焊接過程中預留間隙為0 mm，1 mm時焊縫成形良好。

2.2 焊槍角度試驗

在實際的焊接過程中，工作角及行走角對焊縫成形有較大影響，因此需掌握工作角及行走角對焊縫成形的影響規律。文中設定工作角為35°，設計行走角為0°～25°每間隔5°為一組試驗參數，預留間隙為1 mm，送絲速度為8 m/min，對T形接頭進行單熱源焊接工藝試驗，分析此工況下最佳行走角的工藝區間。

對比不同行走角下的焊縫成形可知，當保持行走角為0°～5°時，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，電弧力壓迫液態金屬向熔池后端流動并在重力的影響下有下淌的趨勢，使得焊縫下表面呈凸起狀，且焊縫存在咬邊現象，如圖7a～圖7b所示。當行走角為10°～15°時，電弧推著熔池前進，且直接作用于熔池的力為電弧力在軸向上的分力；斜向的電弧增強了熔池段的熱力梯度，使得液態金屬在表面張力的作用下易于完成立板與底板的連接，此時焊縫成形均勻平滑且無咬邊缺，如圖7c～圖7d所示。當行走角增大至20°～25°時，增加了電弧的等效長度，電弧發散、熔滴過渡失穩，熱源一直工作在非穩態，破壞了熔池的穩定性，焊縫出現斷續連接，如圖7e～圖7f所示。綜上所述，當工作角為35°時，行走角工作在10°～15°之間熔池較穩定，焊縫成形良好。

圖7 不同焊槍行走角對焊縫成形的影響

2.3 送絲速度及行走試驗

由于脈沖MIG焊接工藝的一元化和熱質耦合特性，送絲速度的改變不僅會影響熔敷效率，而且會決定傳輸熱量的大小，對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縫表面成形及根部熔合影響規律。該試驗設計送絲速度由6 m/min增加至10 m/min，每隔1 m/min為一組試驗參數，預留間隙為1 mm、保持焊槍工作角為35°，行走角15°進行T形接頭單熱源焊接試驗，分析不同送絲速度下的焊縫成形質量，確定送絲速度的最佳工藝區間。

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，當送絲速度為6～7 m/min時，電弧熱輸入較小，焊縫同立板與底板存在咬邊缺陷，成形質量較差，如圖8d～圖8e所示。當送絲速度為8～9 m/min時，焊縫表面均勻連續，成形質量良好，如圖8b～圖8c所示。當送絲速度為10 m/min時，電弧溫度較高，焊縫表面存在燒損缺陷，如圖8a所示。

圖8 不同送絲速度對焊縫成形的影響

測量單熱源焊接過程中不同送絲速度條件下的電流波形如圖9所示。當送絲速度由6 m/min增加至10 m/min時，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。通過對焊接過程中電信號平均值的計算可得，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，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，液態金屬的粘度降低，熔池向焊縫根部的流動性增加。另外焊接熱輸入的增大，會加快母材金屬的熔化，增加焊縫根部的熔合質量。綜上所述，當送絲速度區間為9～10 m/min時，可以在保證焊縫成形質量良好的前提下增加焊縫熔深。

3 雙熱源焊接工藝驗證

以單熱源焊接條件下得到的最優焊接工藝參數進行雙熱源單道焊接試驗，驗證該工藝參數在雙熱源焊接過程中的適用性。當預留間隙為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°進行雙熱源焊接時，兩側電弧相互干擾，導致焊縫產生斷續，或一側凸起、一側凹陷等表面缺陷，焊縫成形質量較差。為解決雙熱源焊接過程中雙側電弧互相干擾的缺陷，在雙熱源單道焊接過程中提出兩種不同的焊接方式：當預留間隙為0 mm時，進行雙熱源對稱焊接。當預留間隙為1 mm時，進行雙熱源非對稱焊接。

3.1 雙熱源對稱焊接

當預留間隙為0 mm時，送絲速度由9 m/min增加至10 m/min，間隔0.5 m/min為一組試驗參數，進行雙熱源對稱焊接試驗，得到不同送絲速度條件下的焊縫成形及根部熔合見表3。對比不同送絲速度條件下的焊縫表面成形及根部熔合質量可以得出，當送絲速度為9 m/min時，電弧熱輸入較小，與底板熔合較差。當送絲速度增加至10 m/min時，T形接頭坡口處完全熔透，兩側熔池貫通性良好，但隨著焊接過程中熱量的不斷積累及對側熔池對工件的熱強化作用[13]，焊縫表面易出現燒損及斷續等表面缺陷。當送絲速度為9.5 m/min時，鋁合金T形接頭兩側熔池貫通性良好，焊縫表面成形均勻連續，且根部熔合質量好。

表3 不同送絲速度下的焊縫形貌

3.2 雙熱源非對稱焊接

當預留間隙為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為一組試驗參數，進行雙熱源非對稱焊接試驗，得到焊縫形貌及根部熔合情況見表4。當兩側焊槍的前后間距為10 mm時，焊接過程中前側電弧加熱立板至固液共容態，伴隨著后側電弧熱量的持續輸入，坡口上沿處會嚴重燒損。保持兩側焊槍的前后間距為20 mm，前端熔池的凝固側超過后側熔池的熔合側，即兩側熔池沒有交叉點，前側電弧對后側電弧的預熱效果不明顯，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，兩側熔池貫通且不存在干涉，焊縫外觀均勻連續。

表4 前后間距對焊縫成形的影響

4 結論

(1)在T形接頭單熱源焊接過程中，預留間隙及焊槍角度對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量。

(2)在T形接頭雙熱源焊接過程中，送絲速度為9.5 m/min對應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焊接工藝參數為基礎，通過雙側對稱熱源和雙側非對稱熱源兩種不同的焊接方式，可以實現15 mm厚鋁合金T形接頭單道焊雙面成形，提高了自動化焊接效率，且焊縫成形均勻連續、根部熔合良好。