固定式排水罩水下局部干法CO2气体保护焊焊接工艺优化及接头性能分析

0 序 言

水下局部干法焊接兴起于上世纪60年代末，该技术综合了湿法和干式舱法两者的优点，焊接接头质量与湿法焊接相比有了明显的改善，而所需的装备和操作则比干式舱法简单灵活，是当前水下焊接研究的一个重点方向[1-2]. 美国、法国、日本等国已开发了多种局部干法水下焊接技术[3-4]. 哈尔滨焊接研究院有限公司和北京石油化工学院都进行了局部干法焊接的相关研究，并进行了多次成功施焊[5-6]. 然而，现有的局部干法排水罩结构大多数是移动式的，焊接过程中排水罩沿焊接方向随焊枪一起移动，当焊缝金属脱离排水罩的保护与水接触时，焊缝与热影响区快速冷却，容易形成淬硬组织，引发焊接裂纹和较大的焊接残余应力，影响结构的焊接质量.

天津大学焊接实验室与海洋石油工程股份有限公司共同研究开发了固定式排水罩水下局部干法焊接的关键机具，保证焊缝及热影响区在施焊和冷却过程中不与海水接触，从结构上避免了焊缝[1]的急冷问题，从而进一步改善焊接质量. 研究利用自行开发的固定式小型排水罩在常压和0.2 MPa压力舱内进行了局部干法焊接工艺参数的优化研究，利用优化后的焊接工艺参数，在渤海海域23 m深的海下进行了实际海上试验. 对海试试样的焊缝组织及力学性能按照AWS D3.6M：标准进行了测试分析，各项指标均达到标准规定的A级焊缝要求.

语言是教师提问活动的主要交流载体，因此，教师应善于组织自己的提问用语，尽量做到语句简洁明确，明确问题的中心，为学生指出清晰的关注点，强调问题的核心内容。同时，教师的表达还要做到通俗易懂，且具有趣味性。诙谐幽默的课堂提问方式可以有效提高教师的亲和力，激发学生对问题的回答欲望，通俗易懂的语言也便于学生理解。在教学中，要将学生视为教学主体去进行提问，一方面缓解了学生对问题的思考难度，另一方面也将枯燥的语文课堂变得轻松快乐起来。

1 试验方案与设备

试验分为两部分：(1)在压力舱内模拟23 m水深焊接时的环境压力和水冷却条件，进行工艺参数优化试验，找出合适的焊接工艺参数及电缆线压降补偿参数；(2)依托中国海洋石油公司的工程项目，在23 m水深的渤海海域进行海上实际焊接试验，对海试的焊接试板根据AWS D3.6M：标准对A级焊缝的要求，分别进行减截面拉伸、侧弯、冲击(–20 ℃)、全焊缝拉伸以及硬度试验和金相组织分析.

2 试验材料

试验母材选用海洋工程常用的DH36钢. 压力舱试验和海试均采用V形坡口对接试板，进行多层多道焊接. 试板坡口形状及尺寸如图1所示. 焊接材料为φ1.2 mm的GFL-711Ni药芯焊丝，母材及焊材的化学成分和力学性能见表1和表2.

图1 试板的坡口形状及尺寸 (mm)

Fig.1 Groove details of test plate

表1 试验所用焊丝及母材化学成分(质量分数，%)

Table 1 Chemical compositions of welding wire and base metal

材料 C Mn Si Ni Cr Ti V Cu P S焊丝0.041.460.4510.3430.0240.0220.020.0170.0150.014母材0.121.540.34 – – – – –0.0140.002

表2 试验所用药芯焊丝及母材的力学性能

Table 2 Mechanical property of flux-cored wire and base metal

材料 屈服强度ReL/MPa–20℃冲击吸收功AKV/J焊丝 510 590 32 ≥86母材 355 510 29.5 ≥24抗拉强度Rm/MPa断后伸长率A(%)

压力舱试验所使用的是自主研发的压力舱模拟系统. 压力舱内装有二维行走机构，移动平台可以实现焊接平面内二维方向上的匀速运动. 试验过程中，试板浸入水中，在试板坡口区构造方形围堰将焊接区域的水排开，从而模拟实际海水冷却情况，海试使用台架及固定式排水罩. 自主设计的固定式小型排水罩可完成长度为300 mm的焊缝，保证焊缝及热影响区处于无水环境中，以便降低焊缝金属冷却速度，减少淬硬组织与扩散氢含量，获得高质量的焊接接头.

3 试验结果及分析

3.1 压力舱中焊接工艺参数优化

药芯焊丝CO2气体保护焊常见的熔滴过渡形态有短路过渡、大颗粒排斥过渡和细颗粒过渡. 药芯焊丝熔滴过渡时由于渣芯的存在，导致其在短路爆断的瞬间容易产生飞溅，故小电流下的短路过渡不适合药芯焊丝焊接[7]. 细颗粒过渡虽是药芯焊丝的理想过渡方式，但此时的焊接电流很大，水下焊工操作难度大. 综合以上原因，试验选取160～180 A电流以及与之匹配的电压参数进行试验.

图2 常压下熔滴过渡的高速摄影图像

Fig.2 High-speed images of droplet transfer at normal pressure

常压下，不同焊接参数的高速摄影图像如图2所示. 图中所示均为该电流下大量试验后取的最佳电压匹配值，对应的高速摄影图像为一次完整的熔滴过渡过程，而不同参数下的熔滴过渡周期则不同. 焊接电流为160 A时，短路过渡频率高，熔滴大且过渡不平稳，飞溅大；焊接电流为180 A时，熔滴焊丝与熔池之间出现有半融化的渣柱形成渣桥，熔滴顺着渣桥滑入熔池，飞溅较少，但随机出现少量的大颗粒短路过渡；当电流增至200 A时，熔滴焊丝与熔池之间始终有半融化的渣柱，形成稳定的渣桥，熔滴顺着渣桥滑入熔池，过渡过程稳定.

试验利用焊接信号采集系统记录了常压与0.2 MPa压力舱内焊接波形，如图3所示. 同一焊接电流下，0.2 MPa压力舱内的波形比常压下的变化大，环境压力增加导致电弧收缩，弧压增大，电弧稳定性变差，短路过渡频率增加. 但随着电流的增加，电弧趋于稳定. 因此焊接环境由常压变为0.2 MPa时，相同电流条件下，须增加焊接电压(约2 V)才能得到稳定的焊接过程[5].

庄翻译说：“好吧刁队长，你看这样行不行，就把你家的瓦献给皇军，这样既省时省事，又出不了岔子，怎么样？”

实际海上焊接时，焊机在船上，单根次级电缆长度为70 m，截面积为90 mm2，由于焊接次级电缆自身的压降，需对焊接电压的设定值进行修正. 式(1)给出了电缆压降的计算公式，即

式中：I是焊接电流；ρ1为焊接机正极端电缆电阻率；L1为正极电缆长度；S1是正极端电缆横截面面积；ρ2为负极端电缆电阻率；L2为负极端电缆长度；S2是负极端电缆横截面面积. 经计算得，当焊接电流为180 A时，焊接回路在焊接次级电缆上压降约为3.8 V.

图4给出的是采用70 m长电缆焊接时，进行电缆压降补偿前后的焊接电流电压波形，焊接电流为180 A.由图4可以看出，不进行电压补偿时焊接过程将会出现大量的短路过渡，电压电流波形波动大，焊接过程不稳定；补偿3.8 V电压后，短路现象基本消失，实现了无短路的大颗粒过渡.

图3 常压与0.2 MPa条件下压力舱内焊接电压和焊接电流波形

Fig.3 Voltage and current waveforms of welding process at normal and 0.2 MPa pressure

图4 有无补偿电压下的焊接电压电流波形

Fig.4 Voltage and current waveforms of welding process with and without voltage compensation

经过水下焊工在水池内多次实际操作发现，焊接电流超过190 A时焊丝熔化速度过快，电弧的操控性变差，容易形成焊瘤等缺陷，因此焊接电流的范围选择在175～185 A较为理想，对应的电弧电压为26～28 V. 进一步考虑到水对电弧的压缩作用以及次级电缆的压降，需要在焊机的电压输出端进行两个补偿，分别是压力补偿2 V，次级电缆压降补偿3.8 V，因此最终选取的海试的焊接电流为175～185 A，焊机设定电压32～34 V.

3.2 焊接接头组织分析

海试试板的焊接接头宏观组织如图5所示，在10倍的放大镜下未发现裂纹、夹渣和气孔等缺陷.

图4 焊接接头宏观照片

Fig.5 Optical macrograph of welding joint

图6 为图5中盖面焊缝A处的金相组织，主要由针状铁素体(AF)、侧板条铁素体(FSP)和多边形铁素体(PF)组成，其维氏硬度为270 HV10左右.有研究表明[8]，尺寸细小且分布均匀的夹杂物，有利于促进针状铁素体的形核. GFL-711Ni焊丝焊缝中除了锰基体和硅氧化物外，还有钛的化合物，Ti元素比Mn元素更易于形成弥散相，有利于促进针状铁素体的形核[9]. 由于水下局部干法环境焊缝冷却速度很大，但是尚低于临界冷却速度，这使得大量针状铁素体在晶内依附第二相粒子形核长大.

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图6 焊缝显微组织

Fig.6 Optical microstructure of weld metal

图7 为图5中B处焊接热影响区粗晶区(CGH AZ)组织特征，该区域靠近熔合区，峰值温度达到Ac3以上，奥氏体晶粒尺寸粗大，但是由于周围海水的冷却作用，在Ac3以上停留时间较短，其金相组织以粒状贝氏体为主，马氏体含量很少，后面的硬度测试结果也印证了这一点.

由上式可见，滑动聚束SAR模式方位向分辨率与方位波束宽度及作用距离相关，为满足作用距离范围内方位分辨率要求，则滑动聚束方位波束宽度要求如下：

3.3 焊缝力学性能

采用X射线对焊接试板进行射线检验，未发现缺陷.焊接接头减截面拉伸性能如表3所示，两个拉伸试样的抗拉强度分别为525 MPa和530 MPa，断裂位置均为母材.

步骤4:将第i个未知节点可以接收到的m个信标节点分组,每3个不共线的信标节点为一组,假设一共有k组,运用本文提出的数学模型计算出该未知节点的坐标:(xW1,yW1),…,(xWk,yWk)。

图7 热影响区粗晶区组织

Fig.7 Optical microstructure of CGHAZ

表3 减截面拉伸试验结果

Table 3 Reduced sectional tensile test results

试样 屈服强度ReL/MPa抗拉强度Rm/MPa断后伸长率A(%)断面收缩率Z(%) 断裂位置1 385 525 38.36 69.7 母材2 385 530 39.20 69.01 母材

根据AWS D3.6M：标准进行全拉伸试验，要求测试焊缝的屈服强度和抗拉强度必须大于母材规定的最小值，全焊缝拉伸曲线如图8所示.屈服强度为458.2 MPa，抗拉强度为536.5 MPa，均大于母材规定的最小值.

图8 全焊缝拉伸曲线图

Fig.8 Curve of all-weld tensile test

侧弯后的试样如图9所示，经180°侧弯后接头中均未见开裂，达到标准要求. 硬度测试点距焊缝表面1.5 mm，硬度分布曲线如图10所示，接头中的最大维氏硬度值为307 HV10，位于热影响区中熔合线附近的粗晶区(CGHAZ)，这与前面所述热影响区组织对应. 焊缝组织的硬度在190～250 HV10范围内，焊接接头的最高硬度未超过A级接头规定的最大值325 HV10.

图9 焊接接头侧弯试样

Fig.9 Side bend specimens of welding joint

图10 焊接接头硬度分布曲线

Fig.10 Hardness distribution of welding joint

–20 ℃冲击试验结果如表4所示，焊缝和热影响区的冲击吸收功平均值分别为72和70 J，达到A级接头的要求. 冲击试样断口的SEM照片如图11所示. 由图11可见，冲击断口中主要是韧窝，且大尺寸韧窝居多.

表4 焊接接头冲击吸收功 (Akv/J)

Table 4 Charpy impact test results of welding joint

缺口位置 试样1 试样2 试样3 平均值焊缝 76 72 74 72热影响区 61 67 82 70

图11 焊缝断口形貌

Fig.11 Fractograph of the Charpy specimen

4 结 论

(1) 通过压力舱试验，测试分析了水下环境对焊接电流电压匹配关系的影响规律，同时考虑了次级电缆的压降以及水下焊工在排水罩内实际的操作难度等因素，得到综合优化了的海试焊接DH36钢的工艺参数为焊接电流175～185 A，焊机设定电压 32～34 V.

(2) DH36钢的海试焊接接头的焊缝金属金相组织主要由针状铁素体(AF)、侧板条铁素体(FSP)和多边形铁素体(PF)组成，冲击断口主要是韧窝，呈塑性断裂.

(3) DH36钢的海试接头的力学性能测试结果表明，接头宏观检验和射线探伤均未发现裂纹、夹渣和气孔等缺陷，抗拉强度为520 MPa，都断在母材上，焊缝和热影响区的冲击吸收功平均值分别为72 J和70 J，接头硬度最高为307 HV10，各项指标均达到AWS D3.6M： A级焊接标准要求. 所开发的基于固定式排水罩的水下局部干法CO2焊接工艺可以应用在DH36钢的海洋结构物的修复上.

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