液壓支架用中厚Q960鋼板機器人焊接工藝的確定

蘭志宇,陳尹澤,李 爭

(1.鄭州煤礦機械集團股份有限公司,鄭州 450016;2.安陽鋼鐵集團有限責任公司,安陽 455004)

0 引 言

煤炭安全高效、綠色開采的發展要求對煤炭綜采中的關鍵設備——液壓支架的輕量化設計、可靠性制造提出了更高的要求[1]。傳統的液壓支架均由高強鋼中厚板制成[2],鋼板厚度在20～80 mm,鋼板牌號為Q550和Q690[3-8]。為了進一步減輕液壓支架質量,近年來鄭州煤礦機械集團股份有限公司通過大量研究,成功將Q890鋼中厚板應用于液壓支架結構件[9-10]。然而,隨著液壓支架支護高度和工作阻力的不斷提高,液壓支架的質量也逐漸增加,2021年試制成功的10 m超高大采高液壓支架質量達到120 t,這給液壓支架的焊接生產、裝車發運和井下安裝調試帶來了巨大挑戰。為了實現液壓支架進一步的輕量化設計,開發應用強度級別更高的Q960鋼板勢在必行[11-12]。

為了保證鋼板強度和淬透性,Q960鋼板的碳元素和合金元素含量相對較高,造成了碳當量較高,焊接性較差。近年來,雖然陸續有學者研究了Q960鋼板焊接接頭的組織與力學性能,并在部分工程機械上得到了應用[13-15],但由于液壓支架的焊縫多、拘束大、鋼板厚,焊接難度大,需要多層多道施焊,因此在液壓支架上一直未能得到批量應用。隨著自動化程度的提高,采用粗直徑(φ1.6 mm)焊絲的焊接機器人已經大面積應用于液壓支架結構件的焊接上。相對于手工焊接,多層多道焊接時機器人的柔性低,焊接參數匹配性差,對焊接裂紋和焊接材料更敏感,而且目前鮮見中厚Q960鋼板機器人焊接工藝的深入研究。

為此,作者對中厚Q960鋼板進行了焊接熱模擬試驗,研究了不同焊接熱輸入下熱影響區粗晶區的組織和硬度,并通過鐵研試驗和不同參數下的焊接接頭力學性能試驗,對采用φ1.6 mm焊絲的機器人焊接工藝進行了優化,以期為液壓支架用Q960鋼板的自動焊接工藝制定提供試驗參考。

1 試樣制備與試驗方法

焊接用母材為安陽鋼鐵集團公司生產的40 mm厚Q960鋼板,供貨態為調質態,屈服強度為989 MPa,抗拉強度為1 042 MPa,斷后伸長率為13%,-20 ℃沖擊吸收功為142 J,彎曲性能合格;其顯微組織如圖1所示,可知該鋼板組織主要為回火索氏體,為細小等軸晶。焊接材料選用目前行業內強度級別最高的ER96-G級別實芯焊絲,其直徑為1.6 mm,熔敷金屬的屈服強度為906 MPa,抗拉強度為971 MPa,斷后伸長率為14%,-20 ℃沖擊吸收功為89 J,與Q960鋼板的強度匹配性較好。Q960鋼板和ER96-G焊絲的化學成分如表1所示。

圖1 Q960鋼板的原始顯微組織Fig.1 Original microstructure of Q960 steel plate

按照YB/T 5126-2018,在Q960鋼板的1/4板厚處取尺寸為70 mm×11 mm×11 mm的熱模擬試樣,采用Gleeble-3800型熱模擬試驗機進行焊接熱模擬試驗,以200 ℃·s-1的速率升溫至1 350 ℃,保溫1 s,再以40 ℃·s-1的速率降溫至900 ℃,然后以0.5～100 ℃·s-1的速率冷卻至室溫,通過控制從800 ℃降至500 ℃所需的時間t8/5來控制焊接熱輸入,從而模擬不同焊接熱輸入下熱影響區粗晶區的組織和硬度變化。參考文獻[16]得到,厚度為40 mm的Q960鋼板在焊接過程中發生三維導熱,三維導熱條件下的t8/5與焊接熱輸入E之間的關系[16]為

(1)

K0=1.1-0.001T0

(2)

式中:λ為導熱系數,取0.28 W·cm-1·K-1;η為電弧焊的熱效率,取0.8;T0為試樣的初始溫度,取100 ℃;F3為修正系數,取1.1;K0為預熱修正系數。

由式(1)～式(2)計算得到的不同冷卻速率下的焊接熱輸入如表2所示。試樣冷卻到室溫后,經研磨、拋光,用體積分數4%硝酸乙醇溶液腐蝕,在OLYMPUS SZ61型光學顯微鏡上觀察顯微組織。采用HVS-10Z型維氏硬度計測試樣硬度,加載載荷為98 N,保載時間為10 s,測3次取平均值。

表2 熱模擬時不同冷卻速率下的t8/5和焊接熱輸入

參考GB/T 32260.2-2015中的鐵研(斜Y型坡口)試驗方法,利用CLOOS焊接機器人對中厚Q960鋼板進行鐵研試驗,測試鋼板的焊接冷裂紋敏感性。鐵研試樣的尺寸如圖2所示。基于液壓支架用高強鋼板的焊接經驗[9],鐵研試驗焊前預熱溫度焊接速度為40 cm·min-1,擺動幅度為2 mm,焊接熱輸入為13.95 kJ·cm-1。在焊接48 h后觀察焊縫的表面和斷面形貌。

圖2 鐵研試樣的尺寸Fig.2 Size of Tekken sample

為100 ℃,焊接參數采用液壓支架坡口焊縫打底焊接常用參數,焊接電流為310 A,焊接電壓為30 V,按照ISO 15614-1-2017,采用匹配φ1.6 mm ER96-G焊絲的焊接機器人對尺寸為350 mm×150 mm×40 mm的Q960鋼板進行對接焊試驗,采用單側60°雙V型坡口,具體的焊接方法如圖3所示,根據焊接熱循環模擬試驗結果和鐵研試驗結果確定焊接工藝參數。

圖3 機器人焊接方法示意Fig.3 Schematic of robot welding method

按照GB/T 2651-2008,在焊后探傷檢驗合格的試樣上以焊縫為中心垂直于焊接方向制備全板厚拉伸試樣,試樣尺寸為40 mm×25 mm×300 mm,在WE-600型拉力試驗機上進行室溫橫向拉伸試驗,拉伸速度為5 mm·min-1。按照GB/T 2653-2008,在試樣上以焊縫為中心垂直于焊接方向制備尺寸為300 mm×10 mm×40 mm的彎曲試樣,在WE-600A型彎曲試驗機上進行側彎試驗,選取的壓頭直徑為40 mm,相同條件下測4個試樣。按照GB/T 2650-2008,靠近焊縫截面的上部,分別以焊縫中心和距熔合線1 mm處(熱影響區粗晶區)為試樣長度方向的中心,制備尺寸為10 mm×10 mm×55 mm的沖擊試樣,在JB-30B型沖擊試驗機上進行沖擊試驗,試驗溫度為-20 ℃。按照GB/T 2654-2008,采用HVS-10Z型維氏硬度計測焊接接頭各區域的硬度,加載載荷為98 N,保載時間為15 s。在焊接接頭上截取金相試樣,經研磨、拋光,用體積分數4%硝酸乙醇溶液腐蝕,在OLYMPUS SZ61型光學顯微鏡上觀察焊縫和熱影響區粗晶區的顯微組織。

2 試驗結果與討論

2.1 熱模擬得到熱影響區粗晶區的組織和硬度

由圖4可以看出:當冷卻速率為0.5 ℃·s-1時,熱模擬制備的Q960鋼熱影響區粗晶區組織以貝氏體(B)為主;當冷卻速率為8～10 ℃·s-1時,組織為貝氏體+馬氏體(M),且隨著冷卻速率的增大,馬氏體含量逐漸增多;當冷卻速率不小于15 ℃·s-1時,組織僅為馬氏體。由圖5可以看出:當冷卻速率在0.5～8 ℃·s-1時,隨著冷卻速率的增加,熱影響區粗晶區硬度整體呈升高趨勢,這與組織中馬氏體含量增加有關;當冷卻速率在8～80 ℃·s-1時,硬度穩定在400～420 HV,這是由于此時組織以馬氏體為主,且馬氏體形態未發生明顯變化。當冷卻速率為100 ℃·s-1時,熱影響區粗晶區硬度為440 HV,此時冷卻速率較大,馬氏體晶粒細小,碳原子來不及擴散,固溶效果明顯,因此硬度較高。可知,在焊前預熱100 ℃條件下,當冷卻速率低于80 ℃·s-1,即焊接熱輸入大于6.5 kJ·cm-1時,熱模擬得到中厚Q960鋼板熱影響區粗晶區硬度穩定在420 HV以下,明顯低于ISO 15614-1-2017中規定的調質高強鋼板臨界硬度(450 HV)。

圖4 熱模擬得到不同冷卻速率下Q960鋼熱影響區粗晶區的顯微組織Fig.4 Microstructures of coarse-grained heat-affected zone of Q960 steel at different cooling rates by thermal simulation

圖5 熱模擬得到影響區粗晶區的硬度隨冷卻速率的變化曲線Fig.5 Hardness vs cooling rate curves of coarse-grained heat-affected zone by thermal simulation

2.2 焊接冷裂紋敏感性能

由圖6可以看出,在設定的焊接參數下,預熱100 ℃后的鐵研試樣表面和內部均無裂紋,說明Q960鋼在此焊接參數下具有良好的抗冷裂紋敏感性,這與熱模擬試驗得到的焊接熱輸入大于6.5 kJ·cm-1時硬度低于ISO 15614-1-2017中調質高強鋼板規定的臨界硬度的結果相吻合。可知,在焊接熱輸入為13.95 kJ·cm-1時,對中厚Q960鋼板預熱100 ℃即可防止焊接冷裂紋的產生。由于機器人焊接參數穩定性高,焊道均勻一致,人為因素干擾少,因而可以將預熱100 ℃應用于Q960鋼板機器人焊接的工業化生產中。

圖6 鐵研試樣的斷面裂紋檢測結果Fig.6 Section crack detection results of Tekken sample: (a) section 1; (b) section 2; (c) section 3; (d) section 4 and (e) section 5

2.3 機器人焊接接頭的組織和力學性能

根據上述結果,結合液壓支架的生產實際狀況[6],選取焊接熱輸入分別約為13,15,18 kJ·cm-1,并對鋼板進行100 ℃預熱后進行機器人焊接,設計的3組焊接參數如表3所示。

表3 機器人焊接工藝參數

由表4可以看出:隨著焊接熱輸入的增大,焊接接頭的抗拉強度降低,當焊接熱輸入為18.33 kJ·cm-1時,焊接接頭的抗拉強度低于ISO 15614-1-2017的標準要求(不低于980 MPa);拉伸試樣大部分在焊縫處斷裂,焊縫為焊接接頭的薄弱區域。焊接接頭的塑性較好,不同焊接熱輸入下的彎曲試樣均未發生斷裂。由表5可以看出,焊縫處的沖擊吸收功隨著焊接熱輸入的增加而增大,而熱影響區粗晶區的沖擊吸收功變化不明顯,2個位置的沖擊吸收功均滿足ISO 15614-1-2017的標準要求(不低于27 J),說明焊接接頭的沖擊韌性良好。

表4 不同焊接熱輸入下焊接接頭的拉伸試驗結果

表5 不同焊接熱輸入下焊接接頭的-20 ℃沖擊吸收功

由圖7可以看出,3種焊接熱輸入下焊縫的組織均為細小的貝氏體+針狀鐵素體。當焊接熱輸入為13.02 kJ·cm-1時,針狀鐵素體被細小的貝氏體包圍,晶粒細小,組織呈密布交錯排列,拉伸時有較高的抑制裂紋擴展能力[13],表現出較高的抗拉強度;隨著焊接熱輸入的增大,針狀鐵素體逐漸長大,含量增多,尤其是熱輸入為18.33 kJ·cm-1時,針狀鐵素體發生聚集,局部連成一片,組織逐漸趨于沿同一方向平行排列,晶內的位錯密度下降,位錯塞積的距離變大,引起的應力場增大,裂紋在晶內更易擴展,因此接頭的抗拉強度明顯降低[14-15]。然而,由于軟化相針狀鐵素體自身的沖擊儲能較高,焊接熱輸入增大后焊縫的沖擊韌性增大[15]。由圖8可以看出,13.02,15.08 kJ·cm-1焊接熱輸入下焊縫的硬度相差較小,而當焊接熱輸入增大到18.33 kJ·cm-1后,焊縫的硬度顯著下降,這與針狀鐵素體的增多有關。此外,液壓支架用中厚板均采用多層多道焊,后道焊縫對前道焊縫有回火作用;隨著焊接熱輸入的增大,焊道回火作用明顯,從而進一步降低了焊縫的硬度。3種焊接熱輸入下熱影響區粗晶區組織均以馬氏體為主,隨著焊接熱輸入的增大,晶粒有明顯長大趨勢。當焊接熱輸入為13.02 kJ·cm-1時,粗晶區的硬度最高,超過了420 HV,隨著焊接熱輸入的增大,粗晶區硬度降低至400 HV以下,這與粗晶區熱模擬結果不完全一致,原因可能是熱模擬試驗針對的是單次熱輸入條件,且各項模擬條件均為理想化的條件,而對于多層多道焊,焊接區域影響因素較多,且焊接接頭的熱影響區會反復受熱,因此增大焊接熱輸入后,在后道焊縫的反復回火作用下,熱影響區的最高硬度呈現降低趨勢。在一定程度上,隨著焊接熱輸入的提高,后道焊縫的回火作用明顯,利于組織中碳化物的析出,從而提高接頭的韌性[15];然而,當焊接熱輸入增大到18.33 kJ·cm-1后,粗晶區晶粒明顯長大,在受到沖擊時易發生穿晶斷裂,反倒不利于韌性的提高。因此,沖擊吸收功呈先升高再降低的趨勢。

圖7 不同焊接熱輸入下焊縫和熱影響區粗晶區的顯微組織Fig.7 Microstructures of weld (a-c) and coarse-grained heat-affected zone (d-f) at different welding heat inputs

圖8 不同熱輸入下焊接接頭的硬度分布曲線Fig.8 Hardness distribution curves of welded joints at different welding heat inputs

綜上,為了保證中厚Q960鋼板接頭具有良好的力學性能,同時具備較高的機器人焊接效率,適宜的焊接參數為焊前預熱100 ℃、焊接電流460 A、電壓33 V、焊接速度60 cm·min-1、送絲速度8.5 m·min-1,在該參數下,機器人的焊接熔敷率可達到約8 kg·h-1,相比之前傳統的手工焊接(熔敷率4 kg·h-1)[9],其焊接效率可提高50%。

3 結 論

(1) 焊接熱模擬得到,當焊接熱輸入大于6.5 kJ·cm-1時,中厚Q960鋼板熱影響區粗晶區的硬度可穩定在420 HV以下,組織為馬氏體、貝氏體或二者的混合組織。

(2) 在焊前100 ℃預熱,焊接熱輸入為13.95 kJ·cm-1條件下,機器人焊接中厚Q960鋼板接頭具有良好的抗冷裂紋敏感性。

(3) 以ER96-G焊絲為焊接材料,13.02～15.18 kJ·cm-1焊接熱輸入下機器人焊接中厚Q960鋼板接頭的拉伸性能、塑性和沖擊韌性均滿足標準要求,但18.33 kJ·cm-1焊接熱輸入下,抗拉強度低于標準要求。適宜的機器人焊接參數為焊前預熱100 ℃、焊接電流460 A、電壓33 V、焊接速度60 cm·min-1、送絲速度8.5 m·min-1,在該參數下,機器人的焊接熔敷率可達到約8 kg·h-1,相比之前傳統的手工焊接,其焊接效率提高了50%。