許貴芝 編譯

（南京航空附件廠，南京 210002）

0 前 言

烏克蘭巴頓焊接研究所在研究大直徑輸氣管道多弧焊接用的新焊接材料時(shí)，發(fā)現(xiàn)在試驗(yàn)和生產(chǎn)兩種不同條件下會(huì)出現(xiàn)焊縫金屬試驗(yàn)數(shù)據(jù)不同的情況。在生產(chǎn)條件下，完成鋼管的內(nèi)焊后，經(jīng)過20～30 min鋼管開始進(jìn)行外焊，而內(nèi)焊焊縫的完全冷卻需要60～90 min。這樣，在外焊前，鋼管外表面的初始溫度相當(dāng)于升高了50～100℃。試驗(yàn)條件與此完全不同，因?yàn)閷τ诤盖霸嚰某跏紲囟龋═0）標(biāo)準(zhǔn)中沒有明確規(guī)定。為了研究試樣和鋼管焊接熱循環(huán)參數(shù)差異的影響因素，烏克蘭的工程師進(jìn)行了一系列的復(fù)制研究。

1 焊接熱循環(huán)的復(fù)制試驗(yàn)及分析

為了評估焊接熱循環(huán)對焊縫性能的影響，采用了熱循環(huán)中的一個(gè)參數(shù)t8/5。該參數(shù)代表焊縫從800～500℃的冷卻時(shí)間，它的大小取決于被焊試樣的厚度、焊接過程的線能量和焊接試樣的初始溫度（T0）。通常認(rèn)為，鋼管焊接的線能量與鋼管的壁厚成比例，如圖1所示。

圖1 大直徑焊管焊接線能量與壁厚的關(guān)系

管道焊接時(shí)，這種關(guān)系可以表示為如下形式

式中：q/v—焊接過程的線能量，kJ/mm；

S—壁厚，mm；

K，Δ—分別為系數(shù)，K=0.2 kJ/mm2，Δ=0.6 kJ/mm。

在鋼管制造時(shí)觀察到的（q/v）/S與雙向量度的散熱情況相符。據(jù)此，參數(shù)t8/5也與[（q/v）/S]2成比例。從圖1可以看出，隨著鋼管壁厚的增加，（q/v）/S及參數(shù)t8/5相應(yīng)地降低。

參數(shù)t8/5按照ГОСТ3044-77標(biāo)準(zhǔn)采用工作溫度范圍在0～1 800℃的BP型鎢錸熱電偶測量，偶絲直徑0.5 mm，測量時(shí)電偶的工作端從上面或者側(cè)面進(jìn)入到焊縫的上部或者下部。前一種情況是在焊接過程中，從上面沿著焊縫軸線裝在末尾電弧后30～50 mm的距離；而后一種情況是在焊前通過試件的側(cè)面斜孔安裝，如圖2所示。

圖2 熱電偶安裝示意圖

在寬度200mm，厚度分別為14.0mm，18.7mm和26.0 mm的板件中間采用單弧和四弧堆焊來試驗(yàn)測量方法，焊前溫度T0=9～16℃。為了研究比式（1）所確定的更寬數(shù)值范圍內(nèi)的參數(shù)t8/5，對于26 mm的厚度在保持線能量沒有變化之后，在厚度14.0 mm和18.7 mm上要增加10～20%的線能量。參數(shù)t8/5的測量結(jié)果與計(jì)算結(jié)果tp8/5的對比見表1和表2。

表1 方案1～3冷卻時(shí)間的測量值t8/5與計(jì)算值tp8/5對比結(jié)果

由表1和表2可見，插入熱電偶的位置對t8/5測量結(jié)果的影響是不同的。這可用焊縫各個(gè)部位不同的冷卻速度來解釋。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，渣殼的t8/5比焊縫的t8/5要大1.5～2倍，由于渣殼覆蓋在焊縫表面，促使焊縫上部的冷卻速度變慢；從另一方面看，隨著焊縫熔深的增大，焊縫根部的冷卻速度也隨之變慢。比較表1中所列的方案1和方案1A，二者焊接時(shí)線能量相同但熔深不同。方案1中，焊縫完全焊透，其焊縫根部的冷卻速度比上部更慢。而在不完全焊透的方案1A中，冷卻速度緩慢的部位在焊縫上部。

比較表1和表2可以看出，焊接時(shí)采用的電弧數(shù)量對t8/5實(shí)際上影響不大，t8/5的測量值與計(jì)算值比較接近。對于多弧焊接，通常采用寬度為200 mm，長度為 1 000～1 500 mm的對接縫試件。一般認(rèn)為，在寬度B足夠大的板件上和在大直徑管道（可以看成為無限寬度的板件）上所完成的焊縫熱循環(huán)是相同的。為了保證板件上和管道上焊接熱循環(huán)參數(shù)t8/5的平衡，使兩種焊縫冷卻到500℃時(shí)，溫度分布圖表的上部分曲線吻合就足夠了。假設(shè)某個(gè)最小試件的寬度B1符合這個(gè)條件，并且B1＜B，試樣寬度對t8/5的影響可以按照垂直于焊縫縱向軸線方向上的瞬間溫度來分布，如圖3所示，并將其與在無限寬度板件上的分布相比較來評估。僅在試樣寬度減小到小于B1時(shí)才會(huì)考慮t8/5的變化，此種情況會(huì)導(dǎo)致冷卻速度變緩，且在某一點(diǎn)焊縫溫度增加。表1中方案1的（q/v）/S約為0.28 kJ/mm2，為三個(gè)方案中最大的。為了確定未知寬度B1，將線能量提高，以3.9 kJ/mm代替3.4 kJ/mm。這種能量的儲(chǔ)備是考慮試驗(yàn)條件與工廠條件不同而產(chǎn)生的差異。

圖3 在焊縫溫度500℃時(shí)沿板件寬度的溫度分布

對于無限寬度的板件和寬度200 mm的板件，垂直于焊縫縱軸線的瞬時(shí)溫度場的計(jì)算是在HHPыкалин方程的基礎(chǔ)上并采用無尺寸參數(shù)和虛擬電源系統(tǒng)來完成的。這樣一來，當(dāng)達(dá)到式 （2）的條件時(shí)，便提高了在寬度200 mm的板件上確定管道焊縫參數(shù)t8/5的可能性。

該結(jié)論在考慮計(jì)算近似性的同時(shí)還需要試驗(yàn)證明。為此，在方案1的規(guī)范下焊接了不同寬度（200 mm，370 mm和550 mm）的板件。表3為不同寬度試樣的t8/5數(shù)值變化情況，可以看出，試樣寬度對t8/5基本沒有影響。

表3 不同試樣寬度下t8/5的變化情況

式 （2）的條件適用于所有已知的大直徑輸氣管道尺寸類型并和焊接電弧的數(shù)量無關(guān)。當(dāng)采用較小寬度的板件時(shí)，式（2）需要輔助的試驗(yàn)進(jìn)行校對。

研究了3種在試驗(yàn)臺(tái)上固定試樣的方法：①夾緊板件的一端并完成懸空焊接；②夾緊板件的側(cè)面邊緣；③夾緊板件的側(cè)面邊緣并將板件地面壓貼在鋼墊板上。其中方法①最接近于管道焊接的生產(chǎn)條件。在截面尺寸為14.0 mm×200 mm及18.7 mm×200 mm的試驗(yàn)板件上進(jìn)行了焊接試驗(yàn)作業(yè)，按照方法①和②固定板件時(shí)，t8/5沒有變化，結(jié)果見表4。這是由于焊接的熱量緩慢地傳遞到了板件的側(cè)面邊緣；按照方法③固定板件時(shí)，t8/5會(huì)急劇降低，降低幅度1.3～1.8倍。板件與鋼墊板貼合不緊時(shí)比貼合緊密時(shí)測得的t8/5要大28%。

為了評估初始溫度T0對焊縫沖擊韌性的影響，采用K60的10Г2ФБ鋼制成尺寸為18.7 mm×200 mm×1 500 mm的試件在初始溫度分別為20℃和100℃下進(jìn)行四弧焊接試驗(yàn)。

焊接規(guī)范為I1=1180A，U1=32V；I2=950A，U2=35V； I3=850 A， U3=37 V； I4=800 A， U4=39 V； v焊=100m/h；q/v焊=4.6kJ/mm。焊絲為CB-08Г1НМА， 焊劑為OP132。

當(dāng)試樣的預(yù)熱溫度T0=100℃時(shí)，焊接后會(huì)導(dǎo)致參數(shù)tp8/5增大1.4倍，焊縫金屬在－40℃的沖擊韌性值降低2倍多，結(jié)果見表5。

厚度為20.3 mm的同樣牌號鋼板試樣采用CB-08Г1НМА 焊絲在 ОК10.74熔劑層下及 q/v焊=4.8kJ/mm時(shí)進(jìn)行焊接，焊縫的沖擊韌性降低，對于T0為65℃和100℃時(shí)的板件分別降低為12%和24%。

表4 不同厚度試樣固定方法不同時(shí)測得的t8/5

表5 不同溫度下焊縫的沖擊韌性

2 結(jié) 語

（1）所有尺寸類型的大直徑輸氣管道焊縫的焊接熱循環(huán)參數(shù)t8/5都可以在寬度200 mm以上的試樣上進(jìn)行復(fù)制。能否采用小一些寬度的試件則取決于焊接線能量和試件厚度的比例大小。

（2）采用試樣進(jìn)行焊接熱循環(huán)的復(fù)制試驗(yàn)時(shí)不推薦使用焊接鋼制墊板，以避免參數(shù)t8/5急劇增大。

（3）管道在較高的初始溫度下焊接后，焊縫的沖擊韌性會(huì)有所降低。

（4）在實(shí)驗(yàn)室條件下復(fù)制大直徑輸氣管道的焊接熱循環(huán)參數(shù)，將為管道的焊接生產(chǎn)提供幫助和參考。

譯 自 ：Л И ФАЙИБЕРГ. Воспроизведение Термических Циклов Сварки Труб Большого Диаметра[J].Сварочное Проиэводство，2011（07）：35-38.