Study on the behavior of tig welding arc under the combined action of magnetic field and fly ash
-
摘要: 为了研究活性剂与高频磁场联合作用对电弧行为影响及熔深改变机理，使用粉煤灰作为活性剂对Q235钢进行A-TIG焊，并在焊接过程中施加高频纵向磁场，实现两者的联合作用. 试验中对不同的涂覆量下A-TIG焊缝形貌进行分析，发现当涂覆量为0.3 mg/mm2时，熔深增加最为明显，在此涂覆量下引入1.5 kHz高频纵向磁场，熔深达到2.70 mm，为普通氩弧焊的1.8倍，但磁场频率继续增加，熔深则会出现下降趋势. 采集焊接过程中电弧形貌、电流密度、电弧力及电弧温度的变化数据，分析活性剂与高频纵向磁场对TIG焊的联合作用机理，发现活性剂与磁场的联合作用能够改变外部磁场在等离子体内的分布使带电粒子受到更大的洛伦兹力，导致电弧在一定范围内进一步收缩；同时，与磁控-TIG相比，能够改善高频磁场引起的“磁抽吸”现象，使电弧热量更加集中.Abstract: In order to study the effect of activating agent and high frequency magnetic field on arc behavior and the change mechanism of penetration depth, A-TIG welding of Q235 Steel was carried out with fly ash as activating agent, the high frequency longitudinal magnetic field is applied in the welding process to realize the combined effect of the two. It is found that the penetration depth increases most obviously when the coating amount is 0.3 mg/mm2, and the longitudinal magnetic field of 1.5 kHz is introduced under the coating amount, the penetration depth reaches 2.70 mm, which is 1.80 times of that of the conventional argon arc welding, but the penetration depth will decrease with the increase of magnetic field frequency. By collecting the data of arc shape, current density, arc force and arc temperature during welding, the mechanism of combined action of activating flux and high frequency longitudinal magnetic field on TIG welding is discussed, it is found that the combined action of the active agent and the magnetic field can change the distribution of the external magnetic field in the plasma, causing the charged particles to be more Lorentz force, causing the arc to contract further within a certain range, compared with magnetron-TIG, it can improve the “Magnetic suction” phenomenon caused by high frequency magnetic field and make the arc heat more concentrated.
-
Keywords:
- high frequency magnetic field /
- fly ash /
- behavior of arc
-
0. 序言
厚板构件在工程机械、船舶制造、桥梁建设中的应用越来越广泛，厚板焊接施工中，因焊接热输入的限制，需要实施多道焊接，以提升焊接接头的性能[1-3]. 同时随着机器人焊接技术快速发展，厚板焊接场合也逐步寻求采用机器人去替代人工焊接，以降低工人劳动强度，提高焊接质量[4]. 机器人示教技术和离线编程技术在厚板焊接过程中难以直接应用，需要针对厚板焊接的具体接头形式进行多道焊接规划，才可实现机器人厚板焊接[5]. 在厚板多道焊接规划方法中，焊缝截面填充规划方法常见的有等面积法和等层高法. 等面积法规划每道焊缝面积相等，这种方法焊道规划起来方便，但比较理想化，对于焊缝盖面焊道和每层的末尾焊道难以正好凑整，规划时需要重复多次[6]. 在实际焊接过程中，因为焊接参数波动和坡口组对偏差会导致焊缝填充效果不好. 等层高法则是规划每层焊道高度一致，比等面积法有所改进，在保证焊层高度一致的情况下，焊道宽度可做适当调整，降低了焊道规划的难度[7]，但同样存在因焊接参数的波动和焊缝坡口的误差等原因造成实际焊接层高不一致，焊缝填充过高或者未填满问题. 张华军等人[8]针对机器人实际焊接情况，提出用户自定义方法进行焊道规划，实现机器人多道焊的仿真和运动程序的快速生成，提高了示教灵活度和效率. 张珣[9]借助激光传感器进行获得坡口三维信息，进行坡口焊道规划，并对坡口间隙偏差进行修正.
在实际生产焊接过程中，实际工况中的拼装误差、坡口加工误差等造成待焊工件坡口存在较大偏差. 上述的机器人焊道规划方法都存在局限性，难以直接应用. 针对这种情况，在标准V形坡口焊道规划的基础上，就工件坡口间隙变化、坡口角度偏差及错边等实际焊接常见状况，提出了应对措施和修正方法，并通过焊接试验验证了其可行性. 所提出的针对坡口偏差修正方法和试验数据为机器人在实际工况下厚板焊接施工提供基础数据.
1. 标准V形坡口多层焊道规划
标准V形坡口采用同层等高规划方法，保证同层焊道的高度尽可能相等，同层中焊道宽度和相邻层间的焊道高度可以不同. 如图1所示. 除了根焊道(标记为A)外，其它焊道截面形状分为平行四边形和梯形两种形式. 以熔化极气体保护焊为例描述如下.
1.1 坡口及焊道截面
标准V形坡口如图1所示，V形坡口截面积Sg主要由板厚H、坡口角度α、根部间隙c、焊缝余高l和钝边e来决定，坡口的横截面积Sg如式(1)所示.
$$\begin{aligned} {S_{\rm{g}}} =& ce + \dfrac{1}{2}\left( {2c + 2H\tan \left( {\dfrac{\alpha }{2}} \right)} \right)\left( {H - e} \right) +\\& { \dfrac{2}{3}l\left( {2H\tan \left( {\dfrac{\alpha }{2}} \right) + c} \right)} \\ \end{aligned} $$ (1) 不摆动焊接时，单个焊道截面积S与焊丝直径为d、送丝速度vf和焊接速度vw之间的关系为
$$S = \frac{{{\text{π}} {d^2}{v_{\rm{f}}}}}{{4{v_{\rm{w}}}}} \cdot \eta $$ (2) 式中：η为熔敷效率.
摆动焊接时的焊道轨迹如图2所示，摆动焊接参数包括单周期摆动前进长度L，摆动幅度A. 摆动焊道截面积Sw可以表示为
$${S_{\rm{w}}} = \frac{{2A}}{{L\sin \left( {{\rm{arctg}}\dfrac{{2A}}{L}} \right)}}S$$ (3) 1.2 焊层及焊道
根焊道的高度应大于钝边厚度e，根据焊接工艺要求确定每层高为hi，一般情况下hi < h1，焊道规划时要同时满足式(4)条件，即
$$H = \sum\limits_{i = 1} {{h_{{i}}}} + l$$ (4) 每层焊道数量由各层焊缝面积和填充焊道面积决定. 除根焊道外，填充焊道截面形状由平行四边形和梯形组成，平行四边形焊道的宽度w可以由焊道层高hi和焊道填充截面积S来确定，即
$$w = \frac{S}{{{h_i}}}$$ (5) 定义每层焊道下边作为每层焊道的总宽度Wi(i=2，……，n)，则每层焊道宽度与坡口间隙、层高和坡口角度之间的关系为
$${W_i} = 2 \left(\sum\limits_{i = 1}^n {{h_{\rm{i}}}} \right) \tan \left( {\frac{\alpha }{2}} \right) + c$$ (6) 焊接过程中，为避免因焊道过宽而出现未焊满或者焊道过窄而出现未熔合和夹渣等焊接缺陷，需要综合考虑其焊道宽度的适应性，最终确定每层焊道的数量mi. 打底焊缝为1条焊道，则m1 = 1. 第2层焊道数量m2由以下几种情况确定.
(1)当Wi ≤ w时，仅由1条焊道组成，此时m2 = 1.
(2)当w < Wi ≤ 0.9((ki + 1)/ki)w时，不足以规划出2道焊缝，所以m2 = 1. 其中ki为平行四边形焊道底边与梯形焊道底边的分配系数，由式(7)确定，即
$${k_i} = \frac{{2{h_{{{i}} + 1}} + {h_{{i}}}}}{{2{h_{{{i}} + 1}} - {h_{{i}}}}}$$ (7) (3)当(0.9λi + ((ki + 1)/ki))w < Wi ≤ (0.9(λi + 1) + ((ki + 1)/ki))w，且当0 < λi < 1时，由2道焊缝组成，此时m2 = 2；当λi ≥ 1时，将规划[λi] + 2道焊缝组成. 不等式中的变量λi为每层焊缝中间焊道的数值，[λi]是对λi取整数，见式(8).
$${\lambda _i} = \frac{h}{S}\left(\left(2 \left({h_1} + \sum\limits_{i = 2}^n {{h_i}} \right) \tan \left( {\frac{\alpha }{2}} \right) + c\right) - (({k_i} + 1)/{k_i})\frac{S}{h}\right)$$ (8) 依据同样的规划方法，可以依次获得第3层以上焊层中焊道的数量.
1.3 焊枪偏移增量
依据坡口截面建立坐标系，如图3所示，z轴为工件厚度方向，y轴为与焊缝垂直的水平方向，x轴为焊接行进方向. 根焊缝上面的焊道需要机器人根据焊道情况逐道在z轴方向和y轴方向偏移完成坡口填充焊接. 点Pij表示多道焊缝中的第i层的第j道焊缝的焊接轨迹点，∆Yij和∆Zij分别表示第i层的第j道焊缝相对于打底焊缝在y方向和z方向上的偏移量，则焊枪在整条焊缝的逐道偏移量如式(9)所示.
$$\left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {\Delta {X_{ij}}} \\ {\Delta {Y_{ij}}} \\ {\Delta {Z_{ij}}} \end{array}} \right] = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} x \\ {\displaystyle\sum\limits_{i = 1}^n {\left( {{h_i}{\rm{tg}}\dfrac{\alpha }{2}} \right) - j\dfrac{S}{{{h_i}}}} } \\ {\displaystyle\sum\limits_{i = 1}^n {{h_i}} } \end{array}} \right]$$ (9) 1.4 摆动幅度和频率
采用摆动焊接方式可以增加焊道的宽度，控制焊道厚度，利于提升焊缝的综合力学性能[10]. 根据前面所述的焊道规划情况，焊道分为平行四边形和梯形两种方式，如图4所示，两者的摆动幅度分别由式(10)和式(11)给出，其中δ为考虑电弧直径的修正值.
![]()
图 4 不同截面焊道摆动幅度Figure 4. Weaving aplitudes with different cross section.(a) parallelogram section;(b) trapezoidal section$${A_{\rm{p}}}_{ij} = \sqrt {{h_i}^2\left( {1 + {\rm{t}}{{\rm{g}}^2}\frac{\alpha }{2}} \right) + 2S{\rm{tg}}\frac{\alpha }{2} + \frac{{{S^2}}}{{{h_i}^2}}} - \delta $$ (10) $${A_{\rm{t}}}_{ij} = 2{h_i}{\rm{tg}}\frac{\alpha }{2} + {w_{ij}} - \delta $$ (11) 摆动频率与焊道填充金属量Vm、摆动幅度A和送丝速度vf等有关系，焊接的摆动频率f由式(12)给出.
$$f = \frac{{\pi A{d^2}{v_{\rm{f}}}\eta }}{{2{V_{\rm{m}}}L\sin \left( {{\rm{arctg}}\dfrac{{2A}}{L}} \right)}}$$ (12) 2. 坡口偏差时的修正方法
在实际焊接工况下，厚板坡口加工和组对过程中，受到加工设备误差和组对精度等影响，经常会出现坡口偏差现象，如果采用标准坡口焊道规划焊接这些有偏差的坡口，会产生未焊满、余高过高和未熔合等缺陷，影响焊接质量. 所以针对坡口存在偏差情况时，需要在原来焊道规划的基础上进行修正，才可以保证焊道填充合适. 为此，以坡口组对两端间隙不一致、坡口角度变化和错边三种典型坡口偏差方式为对象，分别提出坡口偏差时的修正方法.
2.1 坡口间隙两端不一致
由于组对误差导致坡口两端间隙不一致，如图5所示，为保证焊缝填充均匀饱满，需要根据坡口截面积变化不断调节焊缝填充量，通过不断变化送丝速度(焊接电流)或者调节焊接运动参数来调整焊缝填充量. 针对这种坡口情况，为了避免频繁调整焊接电流，采用调整机器人焊接运动参数方法. 在焊缝起始点之间设置N个插补点数量，插补点序号u沿焊接方向增大. 各焊接轨迹点处的坡口间隙变化量为∆cu.
$$\Delta {c_u} = \frac{{({C_b} - c) \cdot u}}{N}$$ (13) 根据式(7)，可知第i层焊缝的中间焊道数值λiu为
$${\lambda _i}_u = \frac{h}{S}\left(\left(2 \left({h_1} + \sum\limits_{i = 2}^n {{h_i}} \right) \tan \left( {\frac{\alpha }{2}} \right) + c + \Delta {c_u}\right) - (({k_i} + 1)/{k_i})\frac{S}{h}\right)$$ (14) 则各焊层中梯形焊道摆动幅度变化量∆Atiu和平行四边形焊道摆动幅度变化量∆Apiu分别见式(15)和式(16)，摆动焊接时焊接速度变化量∆vwiu由式(17)给出.
$$\Delta {A_{{\rm{t}}iu}} = \frac{1}{2} \times \left( {{\lambda _{iu}} - {\lambda _i} + (\left[ {{\lambda _{iu}}} \right] - \left[ {{\lambda _i}} \right])} \right)\frac{S}{h}$$ (15) $$\Delta {A_{\rm{p}}}_{{\rm{i}}u} = \frac{1}{2}\left( {\sqrt {{{\left( {\frac{h}{{\cos \left( {\alpha /2} \right)}}} \right)}^2} + {{\left( {\left( {1 + \frac{{{\lambda _{iu}} - \left[ {{\lambda _i}} \right]}}{2}} \right)\frac{S}{h}} \right)}^2} + \frac{{2h}}{{\cos \left( {\alpha /2} \right)}}\left( {1 + \frac{{{\lambda _{iu}} - \left[ {{\lambda _i}} \right]}}{2}} \right)\frac{S}{h}\cos \alpha } - \delta } \right)$$ (16) $$\Delta {{{\rm{v}}}_{{\rm{w}}iu}} = \frac{{{\text{π}} {d^2}{v_{\rm{f}}}\eta }}{{4wh}}\left( {\frac{1}{{\left( {1 + {\lambda _{iu}} - \left[ {{\lambda _{iu}}} \right]} \right)}} - \frac{1}{{\left( {1 + {\lambda _i} - \left[ {{\lambda _i}} \right]} \right)}}} \right)$$ (17) 2.2 坡口角度变化
坡口角度加工的偏差会导致焊缝填充不足或过量，产生未焊满或余高过大等缺陷.坡口角度变化工件的截面，如图6所示，α为标准坡口角度，αb为变化后坡口角度.
根据坡口角度变化情况，采用调整焊接参数和摆动参数来进行修正. 坡口截面积变化量∆Sg和焊道截面积变化量∆S分别为
$$\Delta {S_g} = \left( {\tan \left( {\frac{{{\alpha _{\rm{b}}}}}{2}} \right) - \tan \left( {\frac{\alpha }{2}} \right)} \right) \cdot H\left( {H - e + \frac{4}{3}l} \right)$$ (18) $$\Delta S = \frac{{\Delta {S_{\rm{g}}}}}{m}$$ (19) 式中：m为总焊道数.
在不摆动焊接情况下，通过调整送丝速度和焊接速度来抵消因坡口角度变化带来的影响，送丝速度和焊接速度的调整量分别为
$$\Delta {v_{\rm{f}}} = \frac{{4{v_{\rm{w}}}\varepsilon \Delta S}}{{{\text{π}}{d^2}\eta }}$$ (20) $$\Delta {v_{\rm{w}}} = \frac{{{\text{π}} {d^2}{v_{\rm{f}}}\eta }}{{4\left( {1 - \varepsilon } \right)\Delta S}}$$ (21) 式中：ε为焊道面积变化量分配系数，一般取0.5.
摆动焊情况下，采用摆动参数调整来应对坡口角度变化带来的影响，这时每层焊缝的中间焊道数值λiα由式(22)给出，即
$${\lambda _{i\alpha }} = \frac{h}{S}\left(\left(2 ({h_1} + \sum\limits_{i = 2}^n {{h_i}} ) \tan \left( {\frac{{\alpha + \Delta \alpha }}{2}} \right) + c\right) - ((k + 1)/k)\frac{S}{h}\right)$$ (22) 将
${\lambda _{i\alpha }}$ 引入到式(15) ~ 式(17)中代替${\lambda _{{{iu}}}}$ ，可分别获得各焊层中梯形焊道摆动幅度变化量$\Delta {A_{{{{\rm{t}}i\alpha }}}}$ 、平行四边形焊道摆动幅度变化量$\Delta {A_{{{{\rm{p}}i\alpha }}}}$ 和摆动焊接时焊接速度变化量$\Delta {v_{{{{\rm{w}}i\alpha }}}}$ ，此处不再赘述.2.3 错边
坡口组对出现错边时，如图7所示，错边坡口的左右端存在高度差，将导致坡口截面积随坡口高度变高而不断增大.
错边坡口截面积变化量∆Sg如式(23)所示. 由于坡口高度从低到高不断变高，每层焊缝中的焊道截面积变化量也应该从低到高逐渐变大，这样每道焊接速度和送丝速度变化量如式(24)和式(25)所示.
$$\begin{array}{l} \Delta {S_{\rm{g}}} = H\tan \dfrac{\alpha }{2}\left( {{H_{\rm{b}}} - H} \right) - 2H\tan \dfrac{\alpha }{2} + \dfrac{2}{3}f\left( {\sqrt {\left( {2{H_{\rm{b}}}\tan \dfrac{\alpha }{2}} \right)2 + {{\left( {{H_{\rm{b}}} - H} \right)}^2}} } \right) \\ \end{array} $$ (23) $$\Delta {v_{{\rm{w}}ij}} = \frac{{{\text{π}} {d^2}{v_{\rm{f}}}\eta }}{{4\varepsilon \Delta {S_{ij}}}}$$ (24) $$\Delta {v_{{\rm{f}}ij}} = \frac{{4{v_{\rm{w}}}(1 - \varepsilon )\Delta {S_{ij}}}}{{{\text{π}} {d^2}\eta }}$$ (25) 式中：焊道高度变化量为
$\Delta {h_{ij}} = \left( {{H_b} - H} \right)j/n{m_i}$ ;焊道截面积变化量为$\Delta {S_{ij}} = \Delta {S_{\rm{g}}} \cdot j/n{m_i}$ .摆动焊接时，每道焊缝的宽度变化量由焊缝截面变化量和焊缝高度变化量决定，第i层j道焊缝的宽度变化量∆wij、第i层焊缝总体宽度∆Wi和摆动幅度变化量∆Ati分别为
$$\Delta {w_{{{ij}}}} = \Delta {S_{{{ij}}}}/\left({h_{{i}}} + \frac{{{H_{\rm{b}}} - H}}{{n \cdot {m_{{i}}}}} \cdot j\right)$$ (26) $$\Delta {W_i} = \sum\limits_{j = 1}^{{m_i}} {\Delta {w_{ij}}} $$ (27) $$\Delta {A_{{\rm{t}}i}} = \left( {\frac{{\Delta {W_i}}}{w} - \left[ {\frac{{\Delta {W_i}}}{w}} \right]} \right) w$$ (28) 当∆Wi/w > 1时，此时第i层焊缝的焊道数量增加(∆Wi/w)道，摆动幅度变化量∆Ati. 当0 < ∆Ati < 0.5w时，摆动幅度变化量分配给每层的最后一道焊缝.当0.5w < ∆Ati ≤ w时，摆动幅度变化量均匀分配给每层焊缝的后两道焊缝.
3. 焊接试验及讨论
采用以上焊道规划修正方法进行机器人多道焊接试验. 机器人采用KUKA 5 arc焊接机器人，焊机型号为Fronius TPS 4000. 试件材料Q345B钢板，试件尺寸为300 mm × 100 mm × 20 mm，两块试板对接焊，标准V形坡口角度为60°，组对坡口间隙为3 mm. 焊丝型号为ER50-6，直径为1.2 mm. 分别进行了标准坡口、坡口间隙两端不一致、坡口角度变化和错边几种情况下的焊接试验，具体机器人焊接工艺参数如表1~表4所示.
表 1 标准坡口焊接参数Table 1. Experimental parameters of welding with standard groove焊层号 焊道数 电流I/A 电压U/V 焊接速度v/(m·min−1) 摆动焊道序号 摆动幅度A/mm 1 1 230 27.5 0.35 − − 2 2 230 27.5 0.35 − − 3 2 230 27.5 0.21 2 3.1 4 3 230 27.5 0.25 3 2.9 5 4 230 28.5 0.35 − − 表 2 坡口间隙变化时的焊接参数Table 2. Experimental parameters of welding with changing-gap-size groove焊层号 焊道数 电流I/A 电压U/V 焊接速度v/(m·min−1) 摆动焊道号 摆幅最小值A/mm 摆幅最大值A/mm 1 1 230 27.5 0.35 − − − 2 2 230 27.5 0.35 − − − 3 2 230 27.5 0.35(0.25) 2 3.10 4.61 4 4 230 27.5 0.35(0.25) 4 2.92 4.42 5 4 230 27.8 0.35(0.25) 4 3.10 4.53 表 3 坡口角度变化时的焊接参数Table 3. Experimental parameters of various angles of grooves坡口角度(°) 焊层号 焊道数 电流I/A 电压U/V 焊接速度v/(m·min−1) 摆动焊道序号 摆动幅度A/mm 54 1 1 230 27.5 0.35 − − 2 2 230 27.5 0.35 − − 3 2 230(235) 27.6(27.6) 0.35(0.26) 2 2.12 4 3 230 27.5 0.35 − − 5 3 230 28.3 0.35 − − 66 1 1 230 27.5 0.35 − − 2 2 230 27.5 0.35 − − 3 2 230(240) 27.5(27.8) 0.35(0.25) 2 3.99 4 3 238(240) 27.5(28.0) 0.35(0.22) 3 4.12 5 4 230 28.2 0.35 − − 表 4 错边坡口的焊接参数Table 4. Welding parameters of misalignment groove焊层号 焊道数 电流I/A 电压U/V 焊接速度v/(m·min−1) 1 1 230 27.5 0.35 2 2 230 ~ 236 27.5 ~ 28.0 0.35 3 3 230 ~ 242 27.5 ~ 28.5 0.35 4 4 230 ~ 245 27.5 ~ 28.8 0.35 5 4 230 ~ 248 28.5 ~ 29.0 0.35 图8给出了标准V形坡口的焊缝外观和焊缝截面. 可以看出，在进行标准V形坡口焊接时启用标准V形坡口多道焊策略，整个焊道填充饱满，排列整齐，焊道之间过渡平滑，焊缝表面美观，没有出现咬边、未焊满等缺陷.
![]()
图 8 组对完好的坡口焊后试件及截面Figure 8. Welded workpiece and cross section of weld with well-assembled groove.(a) weld appearance;(b) weld cross section图9给出了两端间隙不一致的坡口焊缝外观和焊缝两端的焊缝截面. 焊前两端间隙分别为2和5 mm，根据这个偏差信息计算出各层宽度的变化量，采用摆动参数调节来补偿坡口间隙变化带来的影响，具体的焊接参数如表2所示，从焊缝的第3层开始，每层都有1个焊道采用补偿措施进行调节，调节焊道的焊接参数见表中括号内的参数. 从焊道两端截面图可以看出，焊道填充比较饱满，未出现因坡口间隙变化而造成的未焊满和咬边等缺陷.
![]()
图 9 两端间隙不一致坡口焊后试件及截面Figure 9. Welded workpiece and cross section of weld with changing-gap-size groove. (a) weld appearance; (b) weld cross section针对坡口角度偏差情况，原设定坡口角度为60°，坡口试验中采用两个坡口角度偏差为 ± 10%的情况验证上述补偿措施的可行性，也即试验的两组试件的组对后坡口角度分别为54°和66°. 焊接参数采用表3给出的数据，通过焊接电流和摆动焊接参数的调节综合调整原有的焊道规划参数，从而弥补因焊接坡口角度变化带来影响. 图10给出了两组坡口角度偏差情况下焊接后试件外观和截面形貌，两组焊缝的焊道排列整齐，焊道表面过渡平滑，无咬边等焊接缺陷，焊缝填充饱满.试验证明采用修正措施焊道规划参数可以有效弥补坡口角度偏差带来的机器人焊接问题，对坡口偏差有一定的容错作用.
![]()
图 10 坡口角度变化焊后试件及截面Figure 10. Welded workpieces and cross sections of weld with changed-angles groove.(a) bevel angle(54°); (b) bevel angle(66°)错边坡口焊缝由于左右坡口高度存在高度差，在多道焊接时，不但需要考虑填充饱满问题，还要满足左右坡口的焊缝表面柔顺过渡. 试验中采用的左右坡口在高度上相差8 mm，与标准V形坡口相比，增加的焊缝填充量较大. 依据上述错边规划修正措施，根据计算结果分别在第3层和第4层增加一条焊道，同时自第2层焊道开始，每道的焊接参数(焊接电流)逐渐递增并配合增加的焊道，保证错边坡口焊缝填充饱满，焊接参数如表4所示. 图11给出了错边坡口焊后工件外观和截面，焊道排布比较整齐，焊层倾斜角度随焊层号从小到大而不断变大，同层焊道也自左向右逐渐变大，最终保证焊接坡口填充饱满的同时，焊道之间过渡比较柔顺，没有出现尖的夹角和咬边等缺陷. 试验中试件错边量达到8 mm，很多工况下不会出现这么大偏差，所以采用上述坡口错边的修正措施，可以有效应对机器人厚板焊接时出现的错边问题.
![]()
图 11 错边坡口焊后工件及截面Figure 11. Welded workpiece and cross section of weld with misalignment groove. (a) weld appearance; (b) weld cross section4. 结论
(1)给出了厚板V形坡口机器人多道焊时焊层焊道规划、焊枪偏移和摆动参数等计算方法.
(2)针对实际工况中典型的坡口间隙不一致、坡口角度偏差和错边等偏差，给出了应对这些偏差的补偿措施. 通过试板焊接，对每种偏差的补偿措施进行了试验验证，获得了较好的焊缝填充效果.
-
![]()
图 2 电弧力测量装置
Figure 2. Arc force measuring device. (a) physical drawings; (b) schematic diagram
![]()
图 3 不同磁场频率下熔深及深宽比变化曲线
Figure 3. Variation curves of penetration depth and depth width ratio under different magnetic field frequencies. (a) the effect of the amount of fly ash coating on the penetration depth; (b) the effect of magnetic field strength on penetration
![]()
图 4 TIG焊与磁控-A-TIG焊焊缝形貌
Figure 4. Weld morphology of TIG welding and magnetic control-A-TIG welding. (a) TIG; (b) A-TIG; (c) magnetic control-TIG; (d) magnetic control-A-TIG
![]()
图 5 不同状态下电弧形貌
Figure 5. Arc morphology under different states. (a) TIG; (b) A-TIG; (c) magnetron-TIG; (d) magnetron-A-TIG
![]()
图 7 不同状态下焊接热循环曲线
Figure 7. Welding cycle heat curve under different conditions. (a) TIG; (b) A-TIG; (c) magnetron-TIG; (d) magnetron-A-TIG
表 1 焊接参数
Table 1 Welding parameters
焊接电流I/A 焊接速度v/(mm·min−1) 气体流量Q/(L·min−1) 励磁电流I1/A 交变频率f/Hz 70 2 10 10 ~ 200 0 ~ 5000 
下载: 导出CSV
表 2 常温常压下各元素的电离能
Table 2 Lonization energy of each element at normal temperature and pressure
元素 第一电离能 E1/(kJ·mol−1) 第二电离能 E2/(kJ·mol−1) NaAlMgCaSiAr 495.8577.5737.7589.8786.51520.6 45621816.71450.71145.41577.12665.8
下载: 导出CSV
表 3 不同状态下电弧力
Table 3 Arc force under different states
试样 电弧综合作用力F/N TIGA-TIG磁控-TIG磁控-A-氩弧焊 0.150.190.200.23
下载: 导出CSV
-
[1] 常云龙, 高峰, 路林, 等. TIG焊接技术研究现状及发展趋势[C]//中国船舶与海洋工程焊接与涂装技术发展论坛论文集, 2012: 33 − 38. Chang Yunlong, Gao Feng, Lu Lin, et al. Research status and development trend of TIG welding technology [C]//Forum on welding and coating technology development in China Marine Engineering, 2012: 33 − 38.
[2] 黄本生, 杨江, 尹文锋, 等. A-TIG焊研究进展及前景展望[J]. 材料导报, 2016, 30(3): 76 − 80. Huang Bensheng, Yang Jiang, Yin Wenfeng, et al. Research progress and prospect of A-TIG welding[J]. Material Reports, 2016, 30(3): 76 − 80.
[3] 张力, 李星吾, 张元赏, 等. 粉煤灰综合利用进展及前景展望[J]. 建材发展导向, 2021, 19(24): 1 − 6. Zhang Li, Li Xingwu, Zhang Yuanshang, et al. Progress and prospect of comprehensive utilization of fly ash[J]. Development Guide to Building Materials, 2021, 19(24): 1 − 6.
[4] 马壮, 于秀秀, 时海芳, 等. 粉煤灰A-TIG熔池流动行为及焊缝性能分析[J]. 焊接学报, 2017, 38(9): 65 − 69 + 132. Ma Zhuang, Yu Xiuxiu, Shi Haifang, et al. Analysis of flow behavior and weld performance of fly ash A-TIG molten pool[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2017, 38(9): 65 − 69 + 132.
[5] 张勇, 唐家成, 葛泽龙, 等. 高铝粉煤灰活性剂影响TIG电弧行为研究[J]. 材料科学与工艺, 2020, 28(5): 90 − 96. Zhang Yong, Tang Jiacheng, Ge Zelong, et al. Study on the effect of high alumina fly ash activator on TIG arc behavior[J]. Materials Science and Technology, 2020, 28(5): 90 − 96.
[6] 刘晓光, 关子奇, 张洪旭, 等. 磁控TIG焊接技术的研究现状及展望[J]. 热加工工艺, 2019, 48(15): 1 − 5. Liu Xiaoguang, Guan Ziqi, Zhang Hongxu, et al. Research status and Prospect of magnetron TIG welding technology[J]. Hot Working Technology, 2019, 48(15): 1 − 5.
[7] 张桂清, 任英磊, 苏允海. 磁场和NiCl2联合作用下镁合金焊接接头的显微组织和力学性能[J]. 焊接学报, 2020, 41(8): 48 − 54 + 99 − 100. Zhang Guiqing, Ren yinglei, Su Yunhai. Magnetic field and NiCl2 microstructure and mechanical properties of magnesium alloy welded joints under combined action[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2020, 41(8): 48 − 54 + 99 − 100.
[8] 赵磊. 高频磁场下TIG焊电弧行为及熔池流场数值模拟研究[D]. 沈阳: 沈阳航空航天大学, 2019. Zhao Lei. Numerical simulation of TIG welding arc behavior and the welding pool flow field with high frequency magnetic field[D]. Shenyang: Shenyang Aerospace University, 2019.
[9] Panton B E. Contraction of the welding arc caused by the fluxin tungsten-electrode argon-arc welding[J]. The Paton Welding Journal, 2000(1): 5 − 11.
[10] 张恒洋. 高频磁场对TIG焊电弧行为影响的研究[D]. 沈阳: 沈阳工业大学, 2018. Zhang Hengyang. Research on the influence of TIG welding are behavior with high frequency magnetic field[D]. Shenyang: Shenyang University of Technology, 2018.
[11] 马壮, 张佩佩, 董世知, 等. 粉煤灰复合活性剂在A-TIG焊中增加熔深的机理研究[J]. 材料科学与工艺, 2021, 29(5): 84 − 90. Ma Zhuang, Zhang Peipei, Dong Shizhi, et al. Study on the mechanism of increasing penetration of fly ash composite activator in A-TIG welding[J]. Materials Science and Technology, 2021, 29(5): 84 − 90.
[12] 常云龙, 杨旭, 李大用, 等. 外加纵向磁场作用下的TIG焊接电弧[J]. 焊接学报, 2010, 31(4): 49 − 52 + 115. Chang Yunlong, Yang Xu, Li Dayong, et al. TIG welding arc under applied longitudinal magnetic field[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2010, 31(4): 49 − 52 + 115.
[13] 李宇航. 纵向磁场作用下镁合金焊接电弧与熔池的传热及流动特性的研究[D]. 沈阳: 沈阳工业大学, 2018. Li Yuhang. The heat transfer and fluid flow charactoristics of welding arc and weld pool for magnesium alloy under applicd longitudinal magnetic ficid[D]. Shenyang: Shenyang University of Technology, 2018.
计量
- 文章访问数: 212
- HTML全文浏览量: 18
- PDF下载量: 35
