蘭志宇,陳尹澤,李 爭

(1.鄭州煤礦機(jī)械集團(tuán)股份有限公司,鄭州 450016;2.安陽鋼鐵集團(tuán)有限責(zé)任公司,安陽 455004)

0 引 言

煤炭安全高效、綠色開采的發(fā)展要求對煤炭綜采中的關(guān)鍵設(shè)備——液壓支架的輕量化設(shè)計(jì)、可靠性制造提出了更高的要求[1]。傳統(tǒng)的液壓支架均由高強(qiáng)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(jìn)一步減輕液壓支架質(zhì)量,近年來鄭州煤礦機(jī)械集團(tuán)股份有限公司通過大量研究,成功將Q890鋼中厚板應(yīng)用于液壓支架結(jié)構(gòu)件[9-10]。然而,隨著液壓支架支護(hù)高度和工作阻力的不斷提高,液壓支架的質(zhì)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(zhì)量達(dá)到120 t,這給液壓支架的焊接生產(chǎn)、裝車發(fā)運(yùn)和井下安裝調(diào)試帶來了巨大挑戰(zhàn)。為了實(shí)現(xiàn)液壓支架進(jìn)一步的輕量化設(shè)計(jì),開發(fā)應(yīng)用強(qiáng)度級別更高的Q960鋼板勢在必行[11-12]。

為了保證鋼板強(qiáng)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(dāng)量較高,焊接性較差。近年來,雖然陸續(xù)有學(xué)者研究了Q960鋼板焊接接頭的組織與力學(xué)性能,并在部分工程機(jī)械上得到了應(yīng)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(yīng)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(jī)器人已經(jīng)大面積應(yīng)用于液壓支架結(jié)構(gòu)件的焊接上。相對于手工焊接,多層多道焊接時機(jī)器人的柔性低,焊接參數(shù)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(jī)器人焊接工藝的深入研究。

為此,作者對中厚Q960鋼板進(jìn)行了焊接熱模擬試驗(yàn),研究了不同焊接熱輸入下熱影響區(qū)粗晶區(qū)的組織和硬度,并通過鐵研試驗(yàn)和不同參數(shù)下的焊接接頭力學(xué)性能試驗(yàn),對采用φ1.6 mm焊絲的機(jī)器人焊接工藝進(jìn)行了優(yōu)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(yàn)參考。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

焊接用母材為安陽鋼鐵集團(tuán)公司生產(chǎn)的40 mm厚Q960鋼板,供貨態(tài)為調(diào)質(zhì)態(tài),屈服強(qiáng)度為989 MPa,抗拉強(qiáng)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(xì)小等軸晶。焊接材料選用目前行業(yè)內(nèi)強(qiáng)度級別最高的ER96-G級別實(shí)芯焊絲,其直徑為1.6 mm,熔敷金屬的屈服強(qiáng)度為906 MPa,抗拉強(qiáng)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(qiáng)度匹配性較好。Q960鋼板和ER96-G焊絲的化學(xué)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(yàn)機(jī)進(jìn)行焊接熱模擬試驗(yàn),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(qū)粗晶區(qū)的組織和硬度變化。參考文獻(xiàn)[16]得到,厚度為40 mm的Q960鋼板在焊接過程中發(fā)生三維導(dǎo)熱,三維導(dǎo)熱條件下的t8/5與焊接熱輸入E之間的關(guān)系[16]為

(1)

K0=1.1-0.001T0

(2)

式中:λ為導(dǎo)熱系數(shù),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(shù),取1.1;K0為預(yù)熱修正系數(shù)。

由式(1)～式(2)計(jì)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(jīng)研磨、拋光,用體積分?jǐn)?shù)4%硝酸乙醇溶液腐蝕,在OLYMPUS SZ61型光學(xué)顯微鏡上觀察顯微組織。采用HVS-10Z型維氏硬度計(jì)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(yàn)方法,利用CLOOS焊接機(jī)器人對中厚Q960鋼板進(jìn)行鐵研試驗(yàn),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?；谝簤褐Ъ苡酶邚?qiáng)鋼板的焊接經(jīng)驗(yàn)[9],鐵研試驗(yàn)焊前預(yù)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(shù)采用液壓支架坡口焊縫打底焊接常用參數(shù),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(jī)器人對尺寸為350 mm×150 mm×40 mm的Q960鋼板進(jìn)行對接焊試驗(yàn),采用單側(cè)60°雙V型坡口,具體的焊接方法如圖3所示,根據(jù)焊接熱循環(huán)模擬試驗(yàn)結(jié)果和鐵研試驗(yàn)結(jié)果確定焊接工藝參數(shù)。

圖3 機(jī)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(yàn)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(yàn)機(jī)上進(jìn)行室溫橫向拉伸試驗(yàn),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(yàn)機(jī)上進(jìn)行側(cè)彎試驗(yàn),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(qū)粗晶區(qū))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(yàn)機(jī)上進(jìn)行沖擊試驗(yàn),試驗(yàn)溫度為-20 ℃。按照GB/T 2654-2008,采用HVS-10Z型維氏硬度計(jì)測焊接接頭各區(qū)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(jīng)研磨、拋光,用體積分?jǐn)?shù)4%硝酸乙醇溶液腐蝕,在OLYMPUS SZ61型光學(xué)顯微鏡上觀察焊縫和熱影響區(qū)粗晶區(qū)的顯微組織。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 熱模擬得到熱影響區(qū)粗晶區(qū)的組織和硬度

由圖4可以看出:當(dāng)冷卻速率為0.5 ℃·s-1時,熱模擬制備的Q960鋼熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織以貝氏體(B)為主;當(dāng)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(dāng)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(dāng)冷卻速率在0.5～8 ℃·s-1時,隨著冷卻速率的增加,熱影響區(qū)粗晶區(qū)硬度整體呈升高趨勢,這與組織中馬氏體含量增加有關(guān);當(dāng)冷卻速率在8～80 ℃·s-1時,硬度穩(wěn)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(tài)未發(fā)生明顯變化。當(dāng)冷卻速率為100 ℃·s-1時,熱影響區(qū)粗晶區(qū)硬度為440 HV,此時冷卻速率較大,馬氏體晶粒細(xì)小,碳原子來不及擴(kuò)散,固溶效果明顯,因此硬度較高?？芍?在焊前預(yù)熱100 ℃條件下,當(dāng)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(qū)粗晶區(qū)硬度穩(wěn)定在420 HV以下,明顯低于ISO 15614-1-2017中規(guī)定的調(diào)質(zhì)高強(qiáng)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(qū)粗晶區(qū)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(qū)粗晶區(qū)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(shè)定的焊接參數(shù)下,預(yù)熱100 ℃后的鐵研試樣表面和內(nèi)部均無裂紋,說明Q960鋼在此焊接參數(shù)下具有良好的抗冷裂紋敏感性,這與熱模擬試驗(yàn)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(diào)質(zhì)高強(qiáng)鋼板規(guī)定的臨界硬度的結(jié)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(yù)熱100 ℃即可防止焊接冷裂紋的產(chǎn)生。由于機(jī)器人焊接參數(shù)穩(wěn)定性高,焊道均勻一致,人為因素干擾少,因而可以將預(yù)熱100 ℃應(yīng)用于Q960鋼板機(jī)器人焊接的工業(yè)化生產(chǎn)中。

圖6 鐵研試樣的斷面裂紋檢測結(jié)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(jī)器人焊接接頭的組織和力學(xué)性能

根據(jù)上述結(jié)果,結(jié)合液壓支架的生產(chǎn)實(shí)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(jìn)行100 ℃預(yù)熱后進(jìn)行機(jī)器人焊接,設(shè)計(jì)的3組焊接參數(shù)如表3所示。

表3 機(jī)器人焊接工藝參數(shù)

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(qiáng)度降低,當(dāng)焊接熱輸入為18.33 kJ·cm-1時,焊接接頭的抗拉強(qiáng)度低于ISO 15614-1-2017的標(biāo)準(zhǔn)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(qū)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(fā)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(qū)粗晶區(qū)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(biāo)準(zhǔn)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(yàn)結(jié)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(xì)小的貝氏體+針狀鐵素體。當(dāng)焊接熱輸入為13.02 kJ·cm-1時,針狀鐵素體被細(xì)小的貝氏體包圍,晶粒細(xì)小,組織呈密布交錯排列,拉伸時有較高的抑制裂紋擴(kuò)展能力[13],表現(xiàn)出較高的抗拉強(qiáng)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(fā)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(nèi)的位錯密度下降,位錯塞積的距離變大,引起的應(yīng)力場增大,裂紋在晶內(nèi)更易擴(kuò)展,因此接頭的抗拉強(qiáng)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(dāng)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(guān)。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(jìn)一步降低了焊縫的硬度。3種焊接熱輸入下熱影響區(qū)粗晶區(qū)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(dāng)焊接熱輸入為13.02 kJ·cm-1時,粗晶區(qū)的硬度最高,超過了420 HV,隨著焊接熱輸入的增大,粗晶區(qū)硬度降低至400 HV以下,這與粗晶區(qū)熱模擬結(jié)果不完全一致,原因可能是熱模擬試驗(yàn)針對的是單次熱輸入條件,且各項(xiàng)模擬條件均為理想化的條件,而對于多層多道焊,焊接區(qū)域影響因素較多,且焊接接頭的熱影響區(qū)會反復(fù)受熱,因此增大焊接熱輸入后,在后道焊縫的反復(fù)回火作用下,熱影響區(qū)的最高硬度呈現(xiàn)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(dāng)焊接熱輸入增大到18.33 kJ·cm-1后,粗晶區(qū)晶粒明顯長大,在受到?jīng)_擊時易發(fā)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(qū)粗晶區(qū)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(xué)性能,同時具備較高的機(jī)器人焊接效率,適宜的焊接參數(shù)為焊前預(yù)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(shù)下,機(jī)器人的焊接熔敷率可達(dá)到約8 kg·h-1,相比之前傳統(tǒng)的手工焊接(熔敷率4 kg·h-1)[9],其焊接效率可提高50%。

3 結(jié) 論

(1) 焊接熱模擬得到,當(dāng)焊接熱輸入大于6.5 kJ·cm-1時,中厚Q960鋼板熱影響區(qū)粗晶區(qū)的硬度可穩(wěn)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(yù)熱,焊接熱輸入為13.95 kJ·cm-1條件下,機(jī)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(jī)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(biāo)準(zhǔn)要求,但18.33 kJ·cm-1焊接熱輸入下,抗拉強(qiáng)度低于標(biāo)準(zhǔn)要求。適宜的機(jī)器人焊接參數(shù)為焊前預(yù)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(shù)下,機(jī)器人的焊接熔敷率可達(dá)到約8 kg·h-1,相比之前傳統(tǒng)的手工焊接,其焊接效率提高了50%。