分体行星架的焊接工艺优化.pdf

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1、2014年第4期煤矿机电。131．行设置。超速系数的设定范围为90—600，对应电动机额定转速的0．45％～3％。设置好“超速系数”后，按“确认”键退出设置状态。PLC控制器将超速系数存储在永久存储器中，系统掉电不丢失。3应用效果现场工况如图4所示。在乙绞车位置装载液压支架，由甲绞车拉至坡底位置，最大坡度在10。～12。之间，巷道长度300m左右，车盘行驶在钢制轨道上。液压支架与车盘总重30t左右。图3设置参数框图图4现场工况示意图乙绞车司机开启绞车，运行过程中司机可以自由调节绞车的运行速度，甲绞车司机无需任何操作，控制程序自动识别下坡超速及上坡工况并可合理地调节两部绞车驱动变频器

2、的给定值，车盘可平稳地从始点到达终点。变频启动减小了机械冲击，有效地保护钢丝绳，减少事故；采用变频驱动以后，下坡时制动方式由手闸改为变频器回馈制动，可将车盘的势能变为电能回送到电网。(收稿日期：2014—03—04)文章编号：1001—0874(2014)04—0131—02分体行星架的焊接工艺优化陈克华，刘冰，秦积虎(西安煤矿机械有限公司，陕西西安710032)中图分类号：THl62．+1文献标识码：B根据采煤机的结构特性，摇臂行星机构可分为一级减速行星机构和二级减速行星机构。由于摇臂行星架部位受力特点为低速重载，且在割煤过程中承受较大的扭矩和冲击载荷，因此行星架需要具有较高的机

3、械强度和韧性。公司行星架采用内套和外套镶嵌式的焊接结构，焊接质量直接影响到采煤机行星机构的使用性能和寿命。1存在的问题公司原来的行星架在矿上使用过程中出现过脱焊现象，如图1(a)所示。对行星架解剖后进行金相分析，发现焊缝的最底层出现未熔合和密集型气孑L，如图1(b)所示。摇臂在每次停止工作又重新启动的瞬间，会使得行星架内外套之间承受扭力，经过这种反复地交变作用，诱发行星架焊缝沿着打底层的气孔处开始开裂、扩展，如图1(c)所示，最终导致整个圆周焊缝的开裂，表现为行星架内外套的脱焊。(1’)(c)图1行星架脱焊图针对上述出现的问题，从坡口形式和焊接工艺方面进行分析，并作出优化改进。2坡

4、口形式改进行星架原坡口形式如图2(a)所示，主要存在两个问题：一是焊接采用的是+25mm枪嘴气体保护焊，若按照干伸长10～15倍焊丝直径计算，干伸长范围仅为12～18mm。原坡口深度25mm，开口端只有15mm，当增加干伸长，焊丝到达底部时无法实现很好的气体保护作用，底部难免会出现密集型气孔，而且原坡口设计时根部不对称，打底层焊接很难熔合较好。因此，从保证焊接质量的角度出发，坡口改为如图2(b)所示的结构。3原焊接工艺分析图2坡口形式改进原焊接工艺过程中，焊枪角度与轴线角度小于5。。焊枪提起时，焊丝端部的金属球直径约为焊丝直径的3～4倍。每层焊接后焊缝表面几乎看不到焊接纹路。喷嘴与

5、工件角度太小，趋于垂直，易造成焊接飞溅大、电弧不稳，容易出现气体保护不良，产生焊接缺陷。现将喷嘴与工件角度调至10。～15。，依焊接层数变动。焊丝端部的金属球过大，电弧较长，焊缝表面无波纹，说明电压偏高，电流相对焊接电压来讲偏小，焊接时易产生较大颗粒的飞溅和气孔，改进时需焊接电压调节至与焊接电流相匹配。4焊接工艺优化4．1焊接性分析减速器行星架内套和外套采用后是中碳合金钢35CrM。，依国际焊接学会(IIW)推荐使用的碳当量公式计算，Ec。。]，=0．577～0．787，位于格瑞维勒(GraVille)图的区域Ⅲ难焊接区域内，如图3所示，可见该材料焊接性较差。善：；已≥栅餐缸匹图3

6、5CrMo'焊接性碳当量c。。／％图3反映钢的焊接性与碳含量、碳当量关系的Gm讪e图行星架内套和外套均采用35CrMo材料，具有较高的淬硬性和较强的冷裂倾向，合金元素铬、钼的加入显著提高了钢的淬透性和抗回火软化能力，焊接过程中形成的马氏体在冷速快、温度低的条件下很难自回火，形成的马氏体的过饱和度很大，使得焊缝的硬度高、脆性大，引起冷裂纹的敏感度变大。因此，35CrMo的焊接需要焊前预热，焊后缓冷。4．2热处理工艺参数于行星架内、外套壁厚均较大，选择考虑化学成分和板厚因素的Seferain法计算预热温度T。，经计算疋=280qC。实际操作过程中，将行星架内外套放入井式炉中进行280q

7、c～300℃，3h预热，出炉缓冷后再进行焊接。行星架材料采用35CrMo，抗拉强度crb>540MPa，内、外套厚度均大于38mm，焊接后容易在焊缝金属或热影响区内产生冷裂纹，因此，焊后立即进行600。C，4h去应力回火。再进行调质处理，如图4所示。时间t／h去应力回火+调质处理曲线4．3焊接参数焊接采用CO：作为保护气体，焊丝选用MKG60，直径击1．2mm。参考相关文献可知，中碳合金钢焊接时组织性能最佳匹配时的焊接线能量为26-30kJ／cm，在行星架固定卡盘匀速