厚板焊接工艺（精选6篇）
厚板焊接工艺 篇1
埋弧自动焊具有焊缝质量高、生产率高、劳动条件好等优点, 在厚板焊接中广泛应用, 但具有其易变形、易产生裂纹的缺陷使得埋弧自动焊的一次成功率不高。针对这一情况, 结合工程实际和大量实验, 改进了焊接工艺, 提高了焊缝一次成功率。
万箱船中厚板材质主要有:AH32、DH32、AH36、EH36、DH40、EH40。
1 焊前装备
1.1 钢板的清理及预热
由表1所见, 万箱船所使用的厚板碳当量较低, 焊接性良好, 一般情况下不会产生冷裂纹, 但在板厚增加后, 冷裂纹就成为影响焊接质量的一个原因, 因此在厚板焊接中, 要采用焊前预热的工艺措施防止冷裂纹的产生, 万箱船使用的厚板埋弧自动焊焊前预热温度, 如下表1所示。
将焊道两侧30~50mm范围内的油、锈、氧化物等杂质清理干净。
1.2 钢板的定位
由于板厚较大, 定位焊焊缝厚度要求6~8mm, 长度100mm, 间距400mm, 为了提高效率, 采用CO2气保焊, 在焊接之前使用烘枪将定位焊位置加热至表2中要求的温度, 定位焊焊材的选择如下:
普通船体结构钢及EH36级以下高强度船体结构钢用TWE-711Ф1.2焊丝。
EH36及EH40级高强度船体结构钢用Supercored 81-K2Ф1.2焊丝。
1.3 引熄弧板的安装
为保证焊缝起点和终点的焊接质量, 需安装引熄弧版。安装引熄弧板前, 需使用烘枪将引熄弧位置加热至表2要求的温度后, 方可安装引熄弧板。
1.4 焊接材料
焊材材料的选用依据是母材的化学成份及强度等级, 同时必须考虑板厚及坡口形式, 万箱船厚板埋弧自动焊焊材选择如下 (焊接在施焊前要烘干, 烘干唯独为250~300℃, 保温1~2h) :
普通船体结构钢及EH36级以下高强度船体结构钢用BHM-4Ф4焊丝, SJ101焊剂。
EH36及EH40级高强度船体结构钢用BHM-8Ф4焊丝, XUN-121焊剂。
2 焊接工艺参数
2.1 埋弧焊坡口形式如图1所示
2.2 工艺参数如表2所示
3 质量控制
焊前要进行严格的清理、预热及焊剂烘干工作, 板对接不留间隙或留很小间隙。
焊接过程要严格控制焊接参数、焊接顺序和道间温度, 要有相应的消除应力的措施。
为更好的控制变形, 应在正面坡口焊接一半深度后将钢板翻身, 焊接反面, 反面焊接一半深度后再次将钢板翻身, 焊接正面, 正面焊接完成后翻身焊接反面。
使用埋弧焊方式焊接底层、填充层及盖面层, 每层焊道厚度不得大于4mm, 在烧的过程中密切注意拼板的变形量。
焊接环境湿度<60%, 风速<2m/s。
4 结束语
将上述工艺方法应用于万箱船厚度为68mm的抗扭箱分段拼板焊接, 检测结果焊缝合格率达100%。
参考文献
[1]中国船级社.材料与焊接规范[S].人民交通出版社, 2009.
机械设备加工过程中厚板焊接工艺 篇2
1 焊接过程中的缺陷
在厚钢板的焊接过程中,经常会出现一些缺陷,具体表现在焊缝及周围裂纹过多,从而不符合焊接标准及探伤要求,直接影响设备的质量,甚至造成设备的报废。
裂纹缺陷:在焊接过程中,由于预热或保温不足,经常引起焊缝和焊缝周围出现裂纹。
表面气孔、夹渣:由于操作等原因,焊接表面会出现气孔,并有夹渣。
在具体的设备加工过程中,焊缝表面不得有裂纹、焊瘤等缺陷。1级、2级焊缝不得有表面气孔、夹渣、弧坑裂纹、电弧擦伤等缺陷[1]。
2 焊接工艺
以200 mm厚钢板为例,钢板为普通碳素钢Q235A,具体焊接工艺如下:
1)开破口:厚钢板需要双面开V型破口[2],见图1。
2)焊前清理:在焊接前,清除破口及两侧30～50 mm范围内的氧化皮、油脂、铁锈、水分、杂质等。
3)焊条烘干:根据相关焊接标准的要求,碱性焊条在使用前应在300～350 ℃烘干或遵照焊条制造商规定,保温2 h。在焊接过程中,确保焊条盛放在100 ℃左右的保温桶中。
4)预热及层间温度的控制:由于钢板厚度达到了200 mm,所以预热是必要的,根据钢板中C含量及其厚度。碱性焊条焊接及气保焊的焊接预热温度约为180～200 ℃,并保证预热均匀(可以考虑采用电加热),焊接过程中保持层间温度200～400 ℃。如焊接中断,需要重新进行预热。
5)焊接参数(热输入的控制):见表1。
6)焊接操作:多层多道焊,窄焊道薄焊层,除了立焊位置外不允许摆动。立焊时,摆动最好不超过20 mm。
7)为了确保焊接质量,建议在焊接完成整个板厚的1/4,1/2时,各进行一次中间UT探伤,以便及时发现问题并进行返修,以保证整体焊接质量。但一般返修2次后,依然出现缺陷,则暂停返修,仔细分析原因后再进行。返修时,预热温度应比正常焊接时高30～50 ℃。
焊缝返修工艺,如图2所示:1)用碳弧气爆清除掉缺陷部的缺陷,然后打磨成U型破口形式,直至光亮,无氧化皮和渗碳层。2)碳气刨破口基本形式:(1)破口底部要圆滑,R≥6。(2)破口斜面要平整,斜面夹角在20°左右。3)用PT检验被打磨处,确保缺陷被清除干净。
8)焊后消氢处理:焊接完成后应立即进行后热处理,后热处理温度为250～300 ℃,保温3～4 h,后热处理完成后,用石棉或其他保温材料覆盖缓慢冷却至室温。
9)焊接48 h后,按照GB 11345《钢焊缝手工超声波探伤方法和探伤结果分级法》或其它检测标准进行最终UT探伤,探伤后进行焊后热处理。
在机械设备加工过程中,厚钢板的焊接是一个很复杂的过程。在焊接过程中需要考虑各方面的因素,才能达到良好的焊接质量。以上工艺是在实际生产工作过程中对厚钢板焊接的一些经验总结,希望在当今设备重型化的发展过程中,能对重型设备生产厂家的生产提供帮助。
参考文献
[1]GB11345.钢焊缝手工超声波探伤方法和探伤结果分级法[S].
桥梁专用结构钢的厚板焊接技术 篇3
80m钢-混凝土组合桁梁是中铁第一勘察设计集团有限公司设计, 中铁一局承建的西安至平凉铁路线的标志性桥梁。该桥所在地域年平均温度10℃, 月平均最高29.1℃, 月平均最低-8.9℃, 温差较大, 设计恒载为75kN/m。桥梁长82m, 计算跨径80m, 桁高9m, 节间距10m, 桁中心距6.7m, 桁架形式为无竖杆的三角形。
此工程钢结构部分主要包括腹杆、耳板、拼接板、纵联、横撑等, 本文主要介绍箱型腹杆的对接工艺。
2 Q345qE钢厚板焊接工艺
Q345qE钢为桥梁专用钢, 能承受零下40℃的低温冲击, 具有较高的强度、韧性以及承受机车车辆的载荷和冲击的能力, 且具备良好的抗疲劳性、一定的低温韧性和耐大气腐蚀性。
2.1 Q345qE钢的力学性能 (见表1)
2.2 Q345qE钢的焊接接头力学性能
(1) 焊缝强度
对接及水平角焊缝的屈服强度和抗拉强度均不低于母材标准值, 其中, 对接焊缝的屈服强度不高于母材实际值的100MPa, 角焊缝的屈服强度不高于母材实际值的120MPa。如果焊缝屈服强度超出限定范围, 则通过韧强I、L (Akv/Re L) 来判定, 对接焊缝韧强比不小于0.13, 角接焊缝韧强比不小于0.10。
(2) 焊缝金属伸长率
不低于母材标准值。
(3) 接头韧性
对接焊缝和熔透角焊缝在-40℃时, V型缺口冲击功不低于47J。
(4) 冷弯
对接接头弯曲180°, 试样受拉面上的裂纹总长不大于试样宽度的15%, 且单个裂纹长度不大于3mm。
(5) 接头硬度不大于350HV。
(6) 宏观断面酸蚀
接头焊缝及热影响区表面不应有肉眼可见的裂纹、未熔合等缺陷, 单道焊缝的成型系数为1.2~2.0。
2.3 影响厚板Q345qE焊接性能的因素
钢材的焊接性能主要取决于它的化学成分以及厚度。Q345qE属于低合金高强度桥梁用结构钢, 由于厚板焊接, 其焊接性能主要受以下项目的影响。
在埋弧焊焊接过程中, 焊接材料的选择主要考虑到是否与焊接金属的强度、韧性和塑性相匹配, 焊材与主材之间的焊接性能是否良好, 因此焊接材料选择应考虑下列因素。
(1) 焊缝的性能:低合金高强度钢焊接时, 一般应选用与母材强度相当的焊接材料, 必须综合考虑焊缝金属的韧性、塑性及强度。由于主材为Q345qE钢, 对焊缝的低温冲击韧性要求严格, 所以在选择焊接材料时, 根据其力学性能, 按照等强性、具有一定的弯曲性能和有良好焊接性的原则, 结合国内焊接材料及同类钢板焊接的成果, 初定埋弧焊焊丝为H08MnA, 焊剂为HJ431。
(2) 工艺条件的影响:
(a) 坡口和接头形式的影响, 采用同一焊接材料焊接同一钢种时, 如果坡口形式不同, 则焊缝机械性能各异。根据GB/T986-1998《埋弧焊焊接缝坡口的基本形式与尺寸》, δ32钢板对接焊缝坡口角度范围为50°~80°, 考虑焊接材料的经济适用性和焊接热变形因素, 确定坡口角度为55°~60°。
(b) 对于厚板焊接, 由于厚板的冷裂倾向较大, 第一层打底焊缝最容易产生裂纹, 因此在选择焊接材料时, 应选用强度稍低, 塑性、韧性良好的含氢量尽可能低的焊材, 以提高抗裂性能。因此打底焊缝采用ER50-6碱性低氢焊条, 可有效减少焊缝的裂纹产生。
(3) 对比确定焊接材料:
(a) 埋弧焊接时, H08MnA焊丝主要应用于不开坡口的对接焊缝, 不开坡口焊缝中母材的熔合比较大, 将会有部分元素从母材溶入焊缝, 此时采用合金成分较低的焊丝即可满足焊缝力学性能要求;焊接开坡口的对接焊缝时, 因母材的熔合比相对较小, 使得焊缝强度偏低, 因此针对此项工程就必须选择含合金成分较高的H10Mn2焊丝。
(b) 由于焊缝接头需要其能承受零下40℃的低温冲击, 具有较高的强度、韧性以及承受机车车辆的载荷和冲击的能力, 且具备良好的抗疲劳性、一定的低温韧性和耐大气腐蚀性。相比HJ431熔炼焊剂, SJ101烧结焊剂的碱度调节范围更广, 更有利于获得高韧性焊缝。
(c) 通过以上分析, 结合实际焊接工艺评定《西建科 (检) 字第GXH11061402号》结果, 在Q345qE的δ32厚板X型对接焊缝施工中, 打底焊缝采用ER50-6二保焊丝;埋弧焊采用H10Mn2焊丝, SJ101焊剂, 均符合GB T12470-2003的规定要求。
3 Q345qE钢厚板焊接变形控制
3.1 焊接工艺措施
焊接变形主要是由材料、结构及焊接工艺因素决定的。一般情况下, 施焊过程中的变形主要是焊缝收缩变形和局部受热引起的应力集中, 对接构件可以通过在焊接前加长构件尺寸, 施焊完成后整体加工端头的方法获得理想尺寸精度。但对于80m钢-混凝土组合桁梁厂内制作, 由于箱型腹杆长度达到10.821m, 不方便采取施焊完成后再经机械加工方式制取端头制作工艺, 因此对厚板焊接收缩量必须有完全准确的把控。
对δ32mm厚板对接焊缝的收缩变形控制中, 我们通过做焊接试件, 屡次试验后, 分析判断得出经验数据, 最终采取预留焊接收缩量 (将腹杆中部尺寸6280mm加大至6285mm) , 并采用正、反面交替多层焊接 (正、反共焊6道次, 合理选择焊接工艺参数, 采取小电流多道焊工艺, 并严格控制热输入量和焊道层间温度) 等措施, 有效保证了构件的焊后尺寸精度。
对接接头、坡口尺寸及焊接顺序, 如图1。
3.2 焊接工艺参数选择
在焊接过程中, 适当控制焊接电流、电压、焊接速度、焊接道数及合理选用焊丝、焊剂, 是确保焊缝成型美观及焊接质量的关键要素。在此次腹杆δ32mm厚板对接焊缝中, 采用焊接参数如表2。
3.3 检测结果
对焊接接头力学检测, 各项指标诸如接头拉伸、侧弯、低温冲击、接头硬度和宏观断面酸蚀等, 检测结果均符合设计要求。
对焊接接头熔敷金属力学性能检测, 检测结果符合设计要求。
结合检测结果, 证明针对80m钢-混凝土组合桁梁的厚板对接选用的焊接工艺参数是正确的, 制定的各项措施得到了实践验证。
4 结语
在桥梁专用结构钢厚板的焊接过程中, 必须充分考虑到焊缝与母材之间的适应性, 通过对母材性能的充分了解和对坡口的适当选择, 合理选用相应焊材, 合理选择焊接参数, 就能使其满足各项性能要求。在实际施工过程中, 根据工程实际, 通过采用各类反变形措施控制尺寸精度, 保证后期的装配施工。
通过对80m钢-混凝土组合桁梁的Q345qE钢厚板对接焊缝研究及工艺评定试验, 我们不断优化工艺, 在该项工程中广泛应用, 最终圆满完成任务。在该项工程共计512道对接焊缝的施工中, 一次性探伤成功率达到96.1%。
参考文献
[1]中国机械工程学会.焊接手册 (第2卷) [M].北京:机械工业出版社, 1995.
[2]程世玉.如何提高Q345qE钢埋弧焊焊缝机械性能[J].科学之友, 2011 (4) :44-46.
[3]GB/T714-2008, 桥梁用结构钢[S].
厚板焊接工艺 篇4
随着高光束质量激光器的出现, 大功率激光深熔焊接技术在各行各业的应用得到了深入研究和发展[1,2]。采用大功率激光焊接技术可以实现高速、极小焊后变形的厚板焊接, 某些钢种的激光焊接焊缝和热影响区表现出远优于常规焊接的冲击韧性[3]。大功率光纤激光焊接厚板时的功率密度可达106~108W/cm2, 如此高能量输入和大功率密度的激光焊接在其焊接过程中极易产生各种焊接缺陷。
焊缝表面质量是厚板激光焊接技术的关键[4]。大功率光纤激光厚板焊接过程中, 小孔极不稳定, 易产生表面塌陷等焊接缺陷, 不但影响焊缝美观, 而且影响焊缝的力学性能, 表面塌陷产生的原因一直是光纤激光厚板焊接的研究重点。目前, 国内外对大功率光纤激光厚板自熔焊接穿透焊时熔池的流动情况进行了较多的仿真分析[5,6,7], 但对表面塌陷的产生缺少试验研究及机理分析。因此深入研究表面塌陷产生的原因有利于实现厚板优质、高效的激光焊接。
本文基于改进的“三明治”焊接方法[8]———激光深熔焊接方法来焊接两块GG17玻璃夹持的一块不锈钢试件, 从侧面透过玻璃观察焊接时小孔、孔内等离子体及小孔周围熔池的流动。利用高速相机对10kW级光纤激光厚板自熔焊表面塌陷形成过程中的试件下表面及试件内部熔池流动进行了拍摄观测。试验研究了焊接位置和焊接速度对表面塌陷的影响, 以及熔融金属在试件背部流动状况与表面塌陷的关系, 分析了表面塌陷产生的原因。
1 试验材料和设备
试验材料尺寸为40mm×40mm×12mm和40mm×5mm×12mm的SUS 304不锈钢 (相当于我国的06Cr18Ni9不锈钢) 板, 化学成分如表1所示。
%
焊接设备是德国IPG公司生产的YLS-10000-cw光纤激光器, 最大输出功率为10kW, 输出模式为TEM00, 输出能量近似于高斯分布, 输出光束波长为1070nm, 配合KUKA六轴联动机器人进行焊接试验。激光能量通过光纤传递, 经过焦距为200mm的聚焦镜聚焦之后, 焦点处的光斑直径为0.4mm, 焦点处的功率密度高达8×106W/cm2。高速相机为photron Fastcam SA4, 最高拍摄速率为每秒500 000帧。辅助光源为808nm半导体激光器, 最大输出功率为30W。侧吹保护气喷嘴口径为8mm。试验前用丙酮仔细清洗待焊试件表面, 去除油污。试验装置如图1所示, 图1a中, 试件尺寸为40mm×40mm×12mm, 为了更清晰地拍摄到熔池表面的流动状况, 采用辅助光源对熔池进行照射。图1b中, GG17玻璃与尺寸为40mm×5mm×12mm的试件贴合, 激光焊接其贴合面, 高速相机置于GG17玻璃一侧拍摄熔池内部的流动状况。
2 试验结果与分析
2.1 焊接位置对表面塌陷的影响
如图2所示, 焊接包括试件水平放置焊接 (平焊) 、试件倾斜放置焊接 (下坡焊) 及试件竖直放置焊接 (立焊) 三种形式。图2中, L代表激光束, D代表焊接方向, W代表试件, α为下坡焊时, 试件与水平面所成夹角。由图2可知, 平焊、下坡焊和立焊时, 熔池所受重力方向与激光束方向所成角度分别为0°、α (α=15°, 30°, 45°, 60°, 75°) 、90°。焊接工艺参数如下:焊接功率为10kW, 焊接速度为1.5m/min, 离焦量为-10mm, 表面保护气为N2 (流量20L/min, 采用侧吹保护气方式) 。
图3所示为不同焊接位置时的焊缝纵截面, 各分图的右端为焊接起始端。图3b~图3h标注了不同焊接位置时表面塌陷各个“洼地”的深度。图4所示为表面塌陷深度与焊接位置的关系。从图3、图4可以看出, 平焊时, 表面塌陷最大深度和平均深度均最大, 分别达到2.288 mm和1.095mm。这是因为平焊时, 重力促使熔池加速向下流动, 以致熔池直接从试件背部飞溅喷出, 使得熔池熔融金属减少, 导致熔池冷却时无法被填满而产生较大的表面塌陷。焊接位置由平焊逐步变为15°倾角下坡焊时, 焊缝表面塌陷最大深度大幅减小, 且最大深度都出现在激光开始关闭、小孔坍塌的位置, 如图3b、图3c、图4所示。下坡焊倾斜角度由15°逐步增大到60°时, 焊缝表面塌陷最大深度进一步减小, 塌陷截面变得均匀, “洼地”不明显, 如图3d~图3f、图4所示。下坡焊倾斜角度继续增大, 由60°逐步增大到90° (立焊) 时, 焊缝表面塌陷最大深度增大, “洼地”变得越来越明显, 且最大深度主要出现在焊缝起始端, 如图3g、图3h、图4所示。这主要是因为在α较小时, 熔池重力G沿着焊缝表面的分力Gsinα较小, 其对熔池沿焊接方向的流动作用较小, 而在图3e~图3h中, 随着角度的变大, 熔池重力的分力Gsinα逐渐增大, 影响了熔池在焊接方向的流动, 焊缝起始端的熔池向末端流动的趋势加大, 以致最深“洼地”逐渐出现在焊缝起始端。随着α的变大, 焊缝塌陷的平均深度则会逐渐减小, 如图4所示。平焊时的平均深度最大, 达1.095mm;立焊时的平均深度最小, 为0.632mm。
图5为熔池内部流动示意图, 小孔前沿壁前倾, 孔内蒸气反作用力和熔池自身重力的作用使熔池沿孔壁向下流动。图6为小孔前沿受力示意简图, 小孔前沿壁前倾角为β, 孔内蒸气反作用力为f。随着倾斜角度的增大, 重力G在f方向上的分力Gcos (α+β) 减小, 以致当α+β>90°时, Gcos (α+β) 变为负值, 在一定程度上抵消了孔内蒸气反作用力对熔池的向下作用。这都使得作用于小孔前沿熔池的合力减小, 熔池沿小孔前沿的流速降低, 底部驼峰形成变慢, 熔池从底部喷出体积减少, 最终有利于表面塌陷的平均深度减小。
2.2 焊接速度对表面塌陷的影响
激光功率和离焦量一定的情况下, 线能量密度决定了厚板焊接的熔透程度, 改变焊接速度v会直接影响到线能量密度的大小。图7为不同焊接速度时焊缝纵截面图, 图8为表面塌陷深度随焊接速度变化的曲线图。平焊的焊接工艺参数如下:焊接功率为10kW, 离焦量为-10mm, 表面保护气为N2 (流量20L/min, 采用侧吹保护气方式) 。
由图7、图8可以看出, 当焊接速度为1.2m/min时, 表面塌陷的平均深度和最大深度分别高达2.02mm和2.731mm。焊接速度增大到1.5m/min时, 表面塌陷的平均深度和最大深度明显减小。焊接速度继续增大到1.8m/min时, 表面塌陷的平均深度和最大深度缓慢减小。焊接速度进一步增大到2.1m/min时, 表面塌陷的平均深度和最大深度进一步减小, 分别为0.923mm、1.456mm。当焊接速度达到2.4m/min时, 试件未焊透, 表面无塌陷, 甚至出现驼峰焊道, 如图7e所示。这是因为焊后表面熔池有一定的温度差, 引起表面张力梯度, 使得液态金属向后流动, 随着表面熔池的冷却凝固, 形成驼峰焊道。
图9为基于改进的“三明治”方法拍摄的不同焊接速度下的焊接小孔照片。从图9可以看出, 小孔前沿存在一定的倾斜角度, 且小孔前沿壁上存在移动的“凸台”, 这与国内外关于小孔形成的实验测试和数值模拟结果相一致[9,10,11], 且更加清晰直观。孔内的蒸汽反作用力直接作用于孔壁和“凸台”上, 再加上平焊时, 重力作用于小孔前沿壁的分力为Gcosβ, 熔池本身的重力作用较大, 使得小孔前沿的液态金属高速向下流动[12]。通过“三明治”拍摄试验可以观察到:随着焊接速度的增大, 孔壁上的“凸台”逐渐变小。焊接速度较小时, 孔壁上的“凸台”较大, 小孔前倾角度较大, 孔内蒸气反作用力作用于“凸台”, 使得前沿孔壁受到沿小孔轴向的分力较大。此时, 小孔前沿的液态金属流速加快, 逐渐在试件底部积累。试验过程中, “凸台”的不稳定会造成小孔不稳定而穿透试件, 底部积累的熔池在蒸气反作用力的作用下向下飞溅喷射, 如图10a所示, 造成冷却时熔池无法填满焊缝。焊接速度较大时, 孔壁上的“凸台”较小, 小孔前倾角度较小, 孔内蒸气反作用力对孔壁作用力主要沿小孔径向方向, 前沿孔壁受到沿小孔轴向的分力较小, 使得小孔前沿的液态金属向下流动较慢, 前沿液态金属无法快速在试件底部积累形成底部驼峰, 更无法向下喷出造成熔池飞溅损失。
图10、图11分别为焊接速度为1.2m/min和2.1m/min时, 熔融金属在试件背部流动状况的高速摄像照片。由图10可以看出, 焊接速度为1.2m/min时, 试件背部熔池连续向下流动, 并逐渐增大, 往下形成长长的液柱, 最末端逐步飞离熔池形成飞溅, 最终导致焊缝表面塌陷严重, 如图7a所示。由图11可以看出, 焊接速度为2.1m/min时, 起始阶段试件背部积累的珠状熔池体积并不大, 即使有慢慢变大的趋势, 但总体向后流动, 以致没有向下流动形成长长的液柱, 液态金属喷出的时间间隔比焊接速度为1.2m/min时的长。此时, 熔融金属在试件背部的流动方向如图5所示。随着背部积累的珠状熔池高亮区域越来越大, 小孔穿透熔融金属, 此时的孔内蒸气反作用力及重力的合力远大于熔池表面张力, 且直接作用于背部熔池之上, 使得熔融金属向下喷射流失。之后, 背部熔池在表面张力及重力作用下逐渐又恢复平静。最终焊缝表面塌陷较小, 如图7d所示。
综上所述, 焊接速度不同时, 小孔前沿壁“凸台”的大小不同, 小孔前沿液态金属的流动速度亦不同, 液态金属从试件背部飞溅喷出间隔的时间也不同。焊接速度小, 表面塌陷严重;焊接速度适度增大, 表面塌陷较小。焊接速度继续增大, 试件未熔透时, 表面成形饱满, 无表面塌陷。
2.3 熔融金属在试件背面的流动状况与表面塌陷的关系
图12为平焊过程中熔融金属在试件背部流动状况的高速摄像图。图12中, 箭头方向为背部熔融金属的流动方向。熔池穿透试件形成背部熔滴, 小孔前沿的液态金属在背部熔滴表面张力的作用下向后流动, 使得背部熔滴体积逐渐增大, 如图12a~图12c所示。同时, 背部金属熔滴不断向上流动, 慢慢变小, 如图12d~图12f所示。这是因为在焊接速度较大时, 小孔孔壁上的“凸台”较小, 液体金属受到的重力也相对较小, 小孔前沿液态金属向下流速较慢, 小孔后部熔融金属的Marangoni力大于液滴自身重力, 使得试件背部熔融金属向上流动, 以致背部熔滴变小[13]。由此可见, 通过控制小孔前沿“凸台”的大小可以有效延长试件背部熔池的积累时间。
激光焊接过程中, 小孔存在固有的不稳定性, 小孔前沿“凸台”的大小时刻处于变化之中, “凸台”突然变大时, 小孔前沿液态金属流速加快, 使得背部金属熔滴体积迅速变大, 熔滴自身的重力也迅速增大, 以致内部熔池表面张力梯度差引起的Marangoni对流无法克服熔滴重力, 背部熔滴也无法再回到熔池之中, 如图13a、图13b所示。背部熔池在表面张力作用下不断向后流动汇集到熔滴处, 以致背部熔滴不断长大, 如图13c、图13d所示。同时, 背部熔滴的长大延长了背部熔池的凝固时间, 背部熔池未凝固区域长达20mm。最终凝固形成的底部驼峰如图13e所示。随着熔池向下流动形成底部驼峰, 上部熔池熔融金属不足, 最终形成表面塌陷, 如图14所示。
3 结论
(1) 焊接位置由平焊以一定倾斜角度变化到立焊过程中, 焊缝表面塌陷的平均深度逐渐减小, 表面塌陷最深点出现的位置不同。倾角为60°的下坡焊时, 整条焊缝无“洼地”, 焊缝一致性较好, 但此时焊缝塌陷的平均深度高达0.8mm。因此, 单一改变焊接位置的参数无法形成质量较好的焊缝。
(2) 平焊时, 随着焊接速度的变小, 小孔前沿孔壁上的“凸台”变大。“凸台”越大, 小孔前沿液态金属受到向下的重力与反冲作用力的合力越大, 熔池流动速度越快, 熔池从底部飞溅喷出的时间间隔也越短, 表面塌陷越严重。
厚板焊接工艺 篇5
为改善钢的焊接性能,高强度结构钢的生产过程中常常加入微合金元素,主要有Nb、V、Ti、Al等。由于各元素的碳、氮化物存在的形式及其在加热、冷却过程中溶解、析出的行为不同,因而对焊接件的热影响区韧性损失程度的影响也不同。钢板的焊接性能是结构钢的重要指标之一,其中钢板的碳当量及焊接裂纹敏感性指数的计算公式在GB/T 1591—2008《低合金高强度结构钢》作明确的规定,而在GB/T 1591—1994中未作规定。
对采用加入Nb、V、Ti、Al等元素复合微合金化生产的Q460D钢板的焊接性能进行试验,以了解为微合金化钢板的可焊接性。
2 焊接材料、设备及方法
焊接试验材料取钢牌号为Q460D、厚度为26 mm的柳钢中板厂生产的钢板,试样尺寸按JGJ 81—2002健筑钢结构焊接技术规程》要求,为200 mm×500 mm×26 mm,2块钢板进行对焊,坡口形式为“X”形。焊前将钢板放置均热炉预热到150～200℃,采用交流电焊机进行手工焊接,选用CHW-607焊条,Φ4 mm,线能量为低线能量参数<20 kJ/cm:电流150～160 A,电压38～40 V,焊接速度20～30 min/cm,焊接坡口及焊接顺序如图1所示。焊后进行低温退火处理。对焊接钢板进行焊缝周围钢板超声波探伤、力学性能、断口形貌、断口金相、热影响区、硬度、低温冲击等进行检测。钢板化学成分见表1。
3 焊接的力学性能及断口位置
焊接热处理后,对焊接钢板进行焊缝周围钢板按GB/T 2970超声波探伤,探伤结果均合格;焊接件力学性能见表2,焊接拉伸断口位置如图2所示。表2显示焊接试样的焊缝金属与母材金属强度相当。并从图2看,拉伸断裂位置在母材上,可以说明接头强度满足Q460D钢焊接技术要求。焊接件宽冷弯合格,焊接件宽冷弯图片如图3所示,说明焊接接头具有良好的塑性。
(单位:%)
钢板焊缝中心、熔合线、热影响区位置的“V”形冲击值见表3。由于热影响区一般只有几个毫米,粗晶区更为狭小,但粗晶区的韧性严重下降,使得粗晶区成为整个焊接接头的薄弱环节,很可能成为裂纹的开裂源或沿焊道方向长程扩展的通道。从表3显示焊缝中心、熔合线及热影响区的冲击均处于较高水平,韧脆转变温度低于-40℃,表现出较好的低温韧性。
4 焊接硬度及金相
4.1 焊件硬度
焊接接头的硬度是焊缝和热影响区组织、性能的综合体现[1,2,3]。对两侧钢板焊接接头分别进行了维氏硬度测量,图4为焊接件位置硬度图片,其硬度值见表4。表4显示,焊缝部分硬度最高,热影响区硬度明显下降但仍高于母材,由于Q460D主要靠细化晶粒和Si、Mn等元素固熔强化,而所用的药芯焊丝中的Si、Mn含量都较高,所以产生的固熔强化效果比较显著,从而使焊接接头的硬度较高。同时可以发现,热影响区有一定的硬化现象是由于该区内有少量粒状贝氏体出现所致。
4.2 焊接件的金相组织
焊接件金相组织相片如图5所示,其中(a)图为母材组织,为多边形铁素体和珠光体;(b)图为正火细晶区组织,为细小的多边形铁素体和珠光体;(c)图为熔合区组织,为回火索氏体、铁素体和少量粒状贝氏体;(d)图为焊缝组织,为针状铁素体+多边形铁素体+珠光体+粒状贝氏体,整个焊缝区金属的显微组织晶粒细小且分布均匀。因为焊接时采用双面交替焊,使得焊缝正反面温度场分布相近。另外,由于焊接时热能输入量增加使得组织中含有一定量的贝氏体组织。
5结语
通过对规格为26 mm Q460D的复合微合金化中厚钢板焊接试验,结合金相观察,结果表明,利用手工电弧焊采用中等能量焊接,该钢板可焊接性强,焊缝周围钢板超声波探伤合格,力学拉伸断口发生在母材,力学性能和硬度优越。
参考文献
[1]郎永胜,刘晓燕.WH80Q高强钢板焊接试验研究[J].宽厚板,2008.14(5):14-17.
[2]陈小伟,田鹏,闻康,等.X70管线钢焊接热影响区组织和韧性研究[J].热加工工艺,2007,36(11):6-9.
厚板焊接工艺 篇6
关键词：ForceArc,温度场,SYSWELD,有限元分析,数值模拟
Force Arc焊以其飞溅少、熔滴细小、电弧挺直度高、能量集中稳定、再次起弧性能优异等优点, 获得众多用户的青睐[1,2]。实验表明, Force Arc对焊接20 mm厚Q690低合金高强钢十分高效, 但此焊接方法本身所包含的焊接参数过多;同时, 焊接过程中母材与焊缝金属均经历多次焊接热循环过程, 整体温度场变化复杂, 对焊接质量、结构完整性等产生重要的影响[3], 仅靠焊接试验获得最佳焊接工艺参数费时费力。利用SYSWELD分析软件进行分析, 并结合少量试验验证, 是优化焊接工艺参数的有效途径。
该文拟根据Force Arc新工艺焊接过程的实际特点, 建立相关热源模型, 并结合少量实验验证, 研究不同预热温度、层间温度对焊接过程及焊缝成形的影响, 提高焊接热循环的计算精度, 为HAZ组织、硬度以及应力的预测提供参考。
1 SYSWELD分析模型建立
1.1 工件热物性参数
表1是所用Q690低合金高强钢化学成分表, 由于目前尚缺乏其不同温度下的热物性参数, 该文模拟时采用与其化学成分类似的S355J2G3热物性参数代替。
1.2 热源模型建立与调试
坡口形状、角度及其尺寸通过影响电弧形状及熔滴热焓在工件内的分布, 进而影响根部熔透及最终焊接变形, 因此焊接热源模型须适应Force Arc焊接过程和坡口形式的特点。实验工件为300 mm×300 mm×20 mm Q690低合金高强钢, 开30°双V型坡口, 根据实际焊缝形状 (如图1 (a) 、图1 (c) 所示) , 热源采用双椭球热源与高斯圆台热源相结合的复合热源, 如公式 (1) 所示:
实验焊接参数为:焊接电流363.4 A, 电弧电压33.1 V, 焊速40 cm/min, 上下V型坡口均分别采用单道焊填充。经过反复热源校核, 最终获得复合焊接实际的热源参数为:af=3 mm, ar=4 mm, b=5 mm, c=0.5 mm, Qf+rQ=4 983.7 W;0Q=5 0000 W, er=1.5 mm, ir=1 mm, ze=10 mm, zi=0。图1是焊缝横断面实验结果与计算结果的对比, 可以看出, 所采用的复合热源模型能过较好地反映Force Arc焊接过程及坡口形式的特点。
2 数值模拟计算结果与分析
2.1 预热温度对焊缝温度场及焊缝成形的影响
焊接冷却时间t8/5对焊缝组织和性能起着决定性的影响。因此, 研究焊接参数对t8/5的影响, 对提高焊接质量具有重要意义。表2为距离焊缝中心线8.15 mm处 (ID:19812) 不同预热温度下的t8/5计算值。数据显示, 随着预热温度的上升, t8/5逐渐增大, 且预热温度越高, t8/5增加幅度越大。计算表明, 当焊前预热温度由室温提高至100℃, 焊缝区附近马氏体组织所占比例由72%降低至62%左右;焊缝区附近贝氏体组织所占比例则由27%提高至36%;同时焊缝区附近铁素体组织所占比例由0.45%提高至0.50%。可见, 提高预热温度可有效降低焊缝附近的马氏体含量, 避免Q690低合金高强钢焊接冷裂纹;但预热温度过高, 会带来HAZ软化等问题。
2.2 层间温度对焊缝温度场及焊缝成形的影响
层间温度主要影响工件第二道, 即背面下V型坡口的焊接过程。该文研究对象为距离焊缝中心线8.15 mm处 (ID:19784) 不同预热温度下的t8/5计算值。表2、表3的计算结果表明, 提高预热或层间温度均能够提高t8/5, 降低焊缝的冷却速度;对于同样的初始温度, 工件上V型坡口焊缝t8/5的计算值大于工件下V型坡口焊缝t8/5的计算值。这主要是焊接背面第二道焊缝 (工件下V型坡口) 时, 已存在的第一道焊缝 (上V型坡口) 一方面能够吸收更多的电弧热量, 降低点 (ID:19784) 的峰值温度;另一方面能够加快高温金属的冷却过程。因此, 上下两道焊缝, 欲获得相同的冷却速度, 实现相同的焊缝组织及比例, 层间温度应高于预热温度。
表4是不同层间温度对焊缝熔宽、熔深的影响, 层间温度对焊缝成形影响效果有限。但由于焊接第一道焊缝后, 不均匀的加热-冷却及相变过程促使焊缝横向收缩不均匀, 进而工件产生角变 (b) 工件正面第一道焊缝横断面计算结果形, 致使工件背面下V型坡口角度增大至30.4°。增大的坡口角度利于焊接能量向焊缝根部及焊缝宽带方向上传递, 从而导致工件在相同的焊前温度条件下, 第二道焊缝的熔深、熔宽计算结果略大于第一道焊缝的结果。
3 结论
(1) 该文所建立双椭球-高斯圆柱复合热源模型能够较好地反映Force Arc新焊接技术特点, 计算结果与实验结果吻合良好。
(2) 提高预热温度或层间温度, 能够有效提高t8/5焊接冷却时间, 从而对焊缝组织及比例产生影响, 但对焊缝熔深及熔宽影响有限。
(3) 为了保持双V型坡口上下焊缝冷却速度相同, 第二道焊缝焊接时的层间温度应高于第一道焊缝焊接时的预热温度。
参考文献
[1]陈龙.基于超微弧特性的SMA490BW钢焊接工艺试验研究[J].电焊机, 2013, 43 (9) :55-59.
[2]Kocab H D, 张洪.采用新型焊接电弧提高焊接生产的经济效益和焊缝质量[J].焊接, 2010 (5) :33-39.