焊接接头质量

焊接接头质量（精选12篇）

焊接接头质量 篇1

影响钢轨闪光焊接头质量的因素很多,除了设置的工艺参数以外,还有其他一些不确定因素如焊机的工作状况、钢轨焊接前的打磨状态、焊机供电电压的波动、零部件磨损老化、控制部件的功能出现异常等,为了保证焊接接头( 以下简称接头) 质量,就需要对焊接过程进行监测。调整焊接工艺参数的过程中或经过一定时间的焊接之后,为了进一步分析焊接过程是否存在问题,有经验的焊接技术人员可查看分析每次焊接记录的数据曲线。

1 焊接管理系统

焊接管理系统是焊机的一个重要组成部分,操作人员可通过焊接管理程序界面全面了解焊接进展情况,如焊接时间、位移、油压、电压和电流等数据,监控系统软件采用Visual Basic 6. 0进行编写,对焊接参数( 焊接电压、电流有效值、位移量和油压量)进行实时采集; 通过与可编程控制器PLC的串行通讯,读取焊接过程中的阶段信号,实时查看接头的焊接曲线,实现焊接质量的判断和跟踪追溯[1]。

2 接头质量判断

通过采集焊接数据绘制成的曲线如图1所示,对于焊接记录数据的判断,是由焊接管理系统自动进行的,显示“NO”的接头判为不合格; 对显示“OK”的接头则由负责焊机记录和监控的操作人员逐个观察电流、电压、位移和压力曲线,对照正常曲线察看有无异常情况,同时结合外观判断焊头的优劣。

2. 1 电流曲线

电流曲线可以表征钢轨焊接过程是否稳定,即是否存在闪光中断( 断火或短路) 现象,也可间接分析焊接顶锻前钢轨端面的加热情况。焊接过程中出现断闪( 短路或者断火) 的曲线如图2所示,是由于闪光速度与送进速度不匹配或反馈电流太高所致。

在稳定闪光阶段之后发生断闪,就意味着焊接过程的保护不好,焊缝暴露在空气中容易被氧化,形成灰斑缺陷。在15个试验接头中,2根发生断闪现象的接头都没有通过随后的落锤检验,断面存在大面积的氧化灰斑缺陷,断口如图3所示。

在进入加速烧化阶段后,若产生600 A以上的电流峰值,就称之为电流脉冲( 见图4) 。液压油的洁净度及机械结构的精确度下降会导致电流脉冲增加。在顶锻前加速阶段( 顶锻前5 s) 发生电流脉冲,意味着有较多液态过梁参与导电而导致较大的爆破,爆破产生较深的火口或高熔点的硅酸盐夹杂物不能被挤出,而且越接近顶锻阶段越不容易被挤出来,留在焊缝内形成焊接缺陷[2],也容易形成图3的断口形貌。

2. 2 电压曲线

焊接电压采用程控调压方式,如图5所示。闪光开始阶段,钢轨处于冷态,采用较高的次级空载电压,以利于激起闪光,当钢轨端面温度升高后,焊接过程进入稳定烧化阶段,再采用较低的电压闪光,并保持闪光速度不变,提高热效率。接近顶锻时,再提高次级电压,使闪光激烈而稳定,增加钢轨端面加热区的自保护作用,避免液态金属膜被氧化而产生焊接缺陷。焊接电压曲线的变化趋势由工艺参数设置决定,电压值与设置值的波动范围因自耦变压器接线端子的不同而变化。

2. 3 位移曲线

通过位移曲线可以检查焊前钢轨端面的垂直度和间隙。例如,根据焊接完成的位移曲线判断,图6所示的钢轨焊接前端面打磨垂直度不符合要求,垂直度较差的钢轨焊接,焊口没有达到全端面密贴,脉动焊的烧化量小,在脉动闪光加热时,局部因接触较晚而加热不足,往往容易形成低温冷断口,很难通过落锤检验。

正常的顶锻位移曲线呈现为顺滑的抛物线,接头加热效果的波动,会影响顶锻位移曲线的形状: 1加热效果趋优,顶锻位移曲线趋向圆滑,斜率变大,顶锻力记录数值基本不变,顶锻量记录数值变大; 2加热效果趋劣,顶锻位移曲线趋向平缓,斜率变小,甚至出现折点,顶锻力记录数值变大,顶锻量记录数值变小。

当顶锻阶段的位移曲线陡直,且顶锻力相对较小,顶锻量较大,超过正常理论值11 ~ 14 mm时,可判断顶锻时钢轨接头发生打滑,其位移曲线如图7所示。目测接头凸出量较小,同时观察钢轨轨腰与钳口接触部分有铜屑残留,则可判定接头打滑。顶锻阶段打滑是指在焊接顶锻过程中由于夹持力不足而产生的钢轨与钳口之间的滑动,打滑接头需切掉重新焊接,因其内部缺陷超标、综合机械性能很差,接头在落锤试验时一锤就断。

2. 4 油压曲线

油压曲线记录了焊接过程中油压的变化情况,从中反映出顶锻油缸的进退情况和顶锻力的大小,可与正常接头进行比较,及时发现液压系统是否处于正常工作状态。同时根据顶锻时的阻力大小,进行是否打滑的辅助判定。LR1200型焊机焊接60kg / m钢轨时,顶锻力通常在55 ~ 65 t之间,若顶锻力下降,可以再增加一点顶锻量,另外也可以通过提高焊接液压系统的系统压强和参数设置中系统压力的百分比来增加顶锻力。

3 结论

( 1) 通过分析钢轨闪光焊接过程曲线,可以了解闪光焊接过程的稳定性、焊接数据的反馈、钢轨端面的平直度、接头打滑情况及液压系统工作情况等,作为焊接接头质量的判断依据。

( 2) 负责焊机记录和监控的操作人员通过观察电流、电压、位移和压力曲线,可以判断焊接过程是否正常及焊接接头质量是否合格。

( 3) 形成优质焊接接头的前提条件是焊接过程连续稳定,闪光过程不出现短路、断路现象。

焊接接头质量 篇2

前言

法兰是使管子与管子相互连接的零件，连接于管端。

法兰连接就是把两个管道、管件或器材，先各自固定在一个法兰盘上，两个法兰盘之间，加上法兰垫，用螺栓紧固在一起，完成了连接。有的管件和器材已经自带法兰盘，也是属于法兰连接。

法兰连接的主要特点是拆卸方便、强度高、密封性能好。安装法兰时要求两个法兰保持平行、法兰的密封面不能碰伤，并且要清理干净。法兰所用的垫片，要根据设计规定选用。

法兰分螺纹连接（丝接）法兰和焊接法兰。低压小直径有丝接法兰，高压和低压大直径都是使用焊接法兰，不同压力的法兰盘的厚度和连接螺栓直径和数量是不同的。

法兰连接使用方便，能够承受较大的压力。

此次是普通的低碳钢管体与法兰的焊接接头工艺的设计。

1.母材Q235性能分析

Q235是普通的碳素结构钢，Q代表的是这种材质的屈服度，后面的235，就是指这种材质的屈服值，在235左右。并会随着材质的厚度的增加而使其屈服值减小。由于含碳适中，综合性能较好，强度、塑性和焊接等性能得到较好配合，用途最广泛。常轧制成盘条或圆钢、方钢、扁钢、角钢、工字钢、槽钢、窗框钢等型钢，中厚钢板。大量应用于建筑及工程结构。用以制作钢筋或建造厂房房架、高压输电铁塔、桥梁、车辆、锅 炉、容器、船舶等，也大量用作对性能要求不太高的机械零件

由于低碳钢含碳量低，锰、硅含量也少，所以，通常情况下不会因焊接而产生严重硬化组织或淬火组织。焊接时，一般不需预热、控制层间温度和后热，焊后也不必采用热处理改善组织，整个焊接过程不必采取特殊的工艺措施，焊接性优良。

2.备料

备料的过程大致分为以下几步：（1）选材

选取管体内径为350mm，壁厚为8mm的管体，由于所选的管材和法兰盘均为Q235，故对管材无太多特殊的要求，须保证管材形状规则符合标准，无裂纹，弯曲，变形等其他缺陷，能具有一定的耐压能力，耐腐蚀能力

选取法兰外径为550mm厚度为12mm，小孔直径为10mm管体与法兰的连接为焊接，所以管体内径应与法兰的内径一致。（2）下料

在选好的管体上划线，截取一定的满足需要的长度，且截面光滑平整，无毛刺，裂纹等。由于法兰要分块安装，故将法兰均分为6瓣，要保证截线切口处，要平整。（3）焊前准备

焊前准备有以下三点：

1、技术准备

焊工在施焊前需要进行的技术准备工作为：熟悉产品图纸，了解产品结构；熟悉产品焊接工艺，了解产品焊接接头要求的焊工持证项目，掌握产品焊接接头的焊接参数。

2、器材准备

焊工在施焊前需要进行的器材准备工作为：焊接设备及工装的检验调试；焊接参数调整，按焊接工艺的规定领取焊接材料。

3、工件准备（1）坡口清理

施焊前焊工应检查坡口表面，不得有裂纹、分层、夹杂等缺陷，应清除焊接接头的内外坡口表面及坡口两侧母材表面至少20mm范围内的氧化物、油污、熔渣及其它有害物质。（2）焊接接头组对

使用卡具定位或直接在坡口内点焊的方法进行焊接接头的组对，组对时应保证在焊接过程中焊点不得开裂，并不影响底层焊缝的施焊；控制对口错边量、组对间隙及棱角度等参数不超过按相应的产品制造、验收标准的规定。

在备料过程中所需要的设备有；普通的机床，以及清除焊接接头氧化物、油污、熔渣的设备，还有焊接设备。

3.拼装

3.1 首先为法兰的拼装，法兰分为6瓣

3.1.2.法兰拼焊焊接工艺选择

由于法兰的材料为Q235，法兰拼焊的焊接工艺选择普通的手工电弧焊即可，手工电弧焊的焊接技术使用不同的方法保护焊接熔池，防止和大气接触。热能也是由电弧提供。和MIG焊一样，电极为自耗电极。金属电极外由矿物质熔剂包覆，熔剂熔化时形成焊渣盖住焊接熔池。此外，包覆的熔剂还释放出气体保护焊接熔池，而且，还含有合金元素用来补偿合金熔池的合金损失。在有些情况下，包覆的熔剂内含有所有合金元素，中部的焊条仅是碳钢。然而，在采用这些类型的焊条时，需要特别小心，因为所有飞溅都具有软钢性质，在使用过程中焊缝会锈蚀。

如果使用直流电弧，焊条连接到正极，但如果使用钛型焊条，也可以使用交流电弧。电 压一般为20～30伏，电流取决于焊接材料的厚度、焊条规格、焊接结构，范围在 15～400安

焊接接头采用对接接头，是传力效率最高的一种接头方式，它不需要连接板等，材料的消耗量最少，由于对接连接，被连接板边缘的加工及装配要求较高，在焊接结构上合焊接生产上常见的是对接焊缝与载荷方向垂直的。坡口为双U型坡口。如下图所示：

焊接时要先点焊住以后，各个焊缝口均匀焊，正面焊一会后，再翻过来焊另一面。发现哪个焊缝处有变形，就翻过背面焊缝处把它校正过来。法兰与管体的连接

4.1法兰与管子的装配连接

法兰与管子的装配质量不但影响管道连接处的强度和严密度，而且还影响整条管线的倾心度。因而，在向管子上装配法兰，必须符合下列基本要求。

⑴、法兰中心应与管子的中心同在一条直线上。⑵、法兰密封面应与管子中心垂直。

⑶、管子上法兰盘螺孔的位置应与相配合的设备或管件上法兰螺孔位置对应一致，同一根管子两端的法兰盘的螺孔位置应对应一致。

4.2法兰与管体的焊接采用承插焊

承插焊的优点：

没有打破口的问题，没有对口错边的问题，可将焊接位置调整为平焊。采用CO₂气体保护焊进行焊接。焊前准备：

a 焊接材料选用直径为1.2mm的H08Mn2SiA焊丝。为消除气体和杂气，应使用倒置过的气体，瓶装气体在翻转架上进行倒置。

5焊接过程中出现的变形原因及控制

在焊接过程中影响法兰变形的原因： 焊缝位置 2法兰刚性3 熔敷金属4装配及焊接顺序5焊接工艺参数和方法 控制变形有一下措施：1选择合适法兰结构

2尽量选择能量密度高的焊接方法，合理控制焊接参数同时减少热量输入。3合理的焊接顺序，先焊内测焊缝，再焊外侧焊缝，内侧焊缝焊后变形量小，增加法兰刚性和拘束力，减少焊后变形。4刚性固定法 5留余量法

6最佳焊接工艺

法兰的拼焊采用的是手工电弧焊，所需设备为手工电弧焊焊机一台，焊条为J507焊条直径选择5mm焊接电流265A尽可能用短弧焊接速度可以由操作者自行根据经验调节，当电流小于600A时，电压取20＋0.04I。当电流大于600A时电压取44V.法兰与管体的焊接采用CO₂气体保护焊，选用直径为1.2mm的H08Mn2SiA焊丝。焊接电流为140-150A 焊接电压为25-26V。

焊接接头质量 篇3

引言

随着列车速度的提高，轨道不平顺所引起的列车振动会显著增强，而良好的轨道平顺度是确保列车行驶安全和舒适的基本保证。提高钢轨焊接平直度，对于无缝线路安全控制具有重要意义。钢轨焊接接头平直度对线路平顺程度有着重要影响，科学、有效地测量钢轨焊接接头平直度，掌握钢轨焊接接头平直度规律，可以为制定合理的打磨工艺创造有利条件。我厂钢轨焊接使用的是闪光焊接技术，因此本文只讨论闪光焊接接头平直度的测量。钢轨焊接接头（简称：焊头）平直度对线路平顺程度有着重要影响。目前我厂焊头平直度要求见“表1”，而我们使用的焊头平直度测量方法有：1m直钢尺+塞尺法、波磨尺法、电子平尺法。下面我就对这三种测量方法差异进行对比分析。

测量原理：

一、1m直钢尺+塞尺法

如“图1”所示，采用1m直钢尺，将中部置于焊缝部位，用手按住距离焊缝中心一端直钢尺500mm处，使直钢尺与钢轨表面密贴，用塞尺在焊缝另一侧500mm处测量直钢尺与钢轨之间缝隙高度，用这个高度除以2就是焊头平直度。该方法实际只测量3点，不能反映焊头1m范围内的全部趋势，而且默认焊缝中部为最高点。当最高点不在焊缝中部时，测量结果则不能反映焊头真实平直度。但焊头左右500mm内，最高点不在中部的情况相对很少，这种测量方法还是有相当大的可操作性和准确性。

二、波磨尺法

如“图2”所示，先将波磨尺置于焊头处，选取焊缝中心一端500mm处为基准点并将测量尺标定零点，将测量尺沿波磨尺移动，对1m范围内所有点进行测量。这种方法操作简单，测量结果可以直接读出，且理论上，可以测量出焊头1m范围内的平直度曲线。但是，由于纵向移动是手工进行的，每个点的记录也由人工读取，所以，多点测量比较冗繁，而且误差产生机率大。

测量结果对比：

一、平直度测量

由于我厂只用波磨尺测量焊缝错边量，因此暂不考虑波磨尺测量平直度情况。分别用“1m直钢尺+塞尺法”和“电子平尺法”测量方法对同一焊头进行平直度测量，发现很多用电子平尺测量不合格的焊头用直钢尺测量合格。1、焊头行车面1m内平直度理想曲线，该曲线只是最高点在焊缝中部，且曲线趋势接近简单凸起。由于最高点在焊缝中部，符合直钢尺测量原理，因此，用“1m直钢尺+塞尺法”就能准确的测出该焊头平直度。2、焊缝左右有凹陷曲线，该曲线也是最高点在中部，但在焊缝左右均有明显凹陷。这种情况下，采用直钢尺是无法测量出凹陷程度，同样判断为合格。但使用电子平尺测量时，直观反映出焊缝左侧凹陷“在200mm范围内落差>0.2mm”这一不合格事实。而且有某种情况，焊缝左右凹陷达到0点一下，同样是使用直钢尺无法测量的。

二、错边量的测量

用波磨尺和电子平尺测量焊头平直度原理实际相同。但我厂在焊接工位使用波磨尺测量焊头错边量时，只是分别测量焊头左右各50mm位置，计算差值；而精加工线又使用电子平尺测量焊头平直度。测量仪器和测量方法的差别造成了两个功能工位对焊头错边量测量结果相差很大。

1、如“图3”所示，焊头导向面1m内平直度理想曲线，用波磨尺和电子平尺测量错边量结果一致。

2、如“图4”所示，由于焊头左右两根钢轨母材有弯曲，造成错边成Z字形。用波磨尺测量该焊头错边量约为0.1mm；用电子平尺测量，显示错边量为0.2mm。测量方法不同，结果相差一倍。

结论

（1）钢轨焊接接头平直度测量方法中，SEC电子平直尺法最为合理，特别适用于高速铁路建设，值得推广。我厂目前就是使用的这种方法。（2）通过分析测量曲线，可以找到产生钢轨焊接接头平直度不合格的原因，从而有针对性地改进钢轨打磨工艺，提高焊接接头外观质量。

焊接接头质量 篇4

1. 锅炉及压力容器焊接接头外观质量检验的主要内容

所谓外观检查, 针对锅炉及压力容器焊接接头而言, 指代承压设备的外形尺寸及焊接表面质量检查。表面各类缺陷及结构即全面变化处都会产生应力集中 (见图1) 。

根据图1可知, 长方形板在出现缺口后, 应力则会集中于缺口处, 而实质上, 原理长方形板作为规则的一种截面构件, 应力应当是均匀分布的。若设定缺口处峰值应力为Qmax, 总结分析可得, KT=Qmax/Qm。提示说明当长方形板截面尺寸改变越明显, 则应力集中系数也会相应变大。

1.1 焊接工艺及外形尺寸应当符合文件要求

焊接是连接材料的一种工艺方法, 焊接质量直接关系到锅炉及压力容器的产品质量及安全性能, 故而焊接工艺的操作应当切实依循相关技术文件 (《锅规》及《焊接工艺评定》) 按步操作。于焊接过程中, 为截面突变导致应力集中情形, 焊缝不宜过高于母材。理论上而言, 余高可适当提升焊缝截面承受载荷的能力, 但是应力集中则可能导致材料使用寿命减短。同样, 焊缝高度不宜低于母材, 两者之间应当平滑适宜。把焊缝表面进行打磨处理, 保证焊接材料与母材齐平, 不仅能够减少发生应力集中情形, 还可维持焊缝强度, 是一种最为理想的焊接处理工艺。但是实际上该种工艺经济成本高昂, 故而当前企业在考量企业经济效益的前提下, 多于设备生产制造时均会保留余高, 但是必须根据工艺要求将其控制在规定的合格范围之内 (见图2) 。

1.2 焊接应当避免产生裂纹、夹渣和气孔等

为保证焊接质量, 促使焊缝结果满足工艺要求, 对焊接过程中所需的活动、控制方法、操作步骤及人员职责分工等诸多需要控制的重点过程均应当进行综合考量。焊缝及其热影响区表面若出现裂纹无疑会影响其后期使用性能及寿命, 同时也可能为运行过程中的锅炉及压力容器带来潜藏风险。一般情况而言, 裂纹由焊接工艺应用不当引发材料出现局部断裂所致。裂纹出现处的端部会形成缺口, 根据图1可知, 该区域会产生应力集中, 应力将高度集中在该部位, 同时因为裂纹出现, 焊缝热影响区表面承载面积因此而减少。这便意味着焊缝及其热影响区表面难以承受巨大应力, 情况严重者可能会损坏锅炉及压力容器。故而, 在进行锅炉及压力容器焊接接头外观质量检验的过程中, 预防锅炉压力容器产生裂纹是必行举措。

之所以预防裂纹的产生是为了杜绝应力集中, 降低承压设备承受荷载的能力, 影响其使用寿命。同理, 于锅炉及压力容器焊接过程中若有夹渣残留于焊缝中, 承压设备同样会因为夹渣棱角引起应力集中, 而于交变载荷下, 夹渣棱角所指向点也会成为疲劳源。焊缝中的夹渣主要来源于焊条药皮和焊剂熔渣。故而, 锅炉及压力容器焊接接头处表面夹渣的清理工作应当予以重视。笔者曾于一次锅炉压力容器质量检验过程中, 先行采用水压法以对其承压设备进行焊接工艺评定试验, 初始因未出现水介质渗, 而后应用超声波检验方法时发现烟管与锅壳焊接处存有夹渣残留于焊缝表面, 要求技术工人对夹渣处予以打磨后, 发现焊缝表面存有极小缺口, 而后补焊以修补。而假若夹渣埋藏较深, 则无法通过简单打磨清理夹渣, 可能需加大电流促使熔池将焊渣浮现于表面。很多情况下, 外观表面未能清理彻底, 极易影响机械其它方面缺陷的检出率, 由此极有可能造成承压设备在已投入运行之后, 引发安全问题。例:如若设备盛装的是一些易燃或有毒物质, 则无疑为机械运行环境的周边人群的人身安全埋下隐患。

焊接接头中若存在气孔同样也会改变焊接结构的承载能力, 降低其结构强度。分析其原因, 结合图1可知, 气孔周边产生了应力集中, 且因为受力面积减少降低了焊接结构承载荷载的能力, 由此可能导致气孔边缘产生裂口, 逐步扩展为裂纹, 使应力集中变得更加严重。

1.3 咬边质量及焊接外观应当符合文件要求

咬边由焊接参数选择不当, 或操作方法不正确造成, 指代产生于母材沿焊趾沟部位的槽或凹陷。一般情况而言, 咬边不但会造成母材金属材质减薄, 还可能会导致母材与焊缝处难以产生紧密连接, 形成几何不连续, 从而于咬边处产生应力集中, 降低焊缝强度。一般情况下, 焊接电流过大抑或焊条运动速度过快均会形成咬边。在处理该种情况时, 如果母材厚度满足工艺要求, 可承受打磨强度, 则可通过打磨咬边处至圆滑过渡, 以消除应力集中情形。

2. 锅炉及压力容器焊接接头外观质量控制措施

由上可知, 锅炉压力容器在制造过程中, 只有严格依据《锅规》及《焊接工艺评定》进行操作方可保障焊接接头外观质量及承压设备的整体质量。针对此, 笔者认为, 制造企业及操作工作人员应当注意以下方面, 以控制焊接质量:其一, 制造单位应当建立并不断完善严密的质量保证体系, 以确保承压设备的制作工艺及过程满足既定标准, 符合法制法规要求。之中应当注意制造压力容器的企业要建立一个严谨、高效适合本公司情况的质量保证体系, 必须保证所有制造出的产品符合法律法规标准的要求, 要真正能做到这些, 制造单位必须对进厂的所有材料进行严格控制, 加强管理, 不折不扣的按照压力容器制造容规的相关要求去做, 首先材料进厂必须核对好材质证明文件, 或者合格的有效复印件, 核对材质证明文件上的各项指标符合相关标准, 如果有质疑必须进行进一步的材料复检或者委托有资质的第三方机构检验。这是保证焊接质量的一个最重要的不可忽视的前提条件。其二, 制造单位于承压设备制造前, 应当加强对材料的质检力度, 以保证材料各项指标符合标准需求, 必要之时可进行复验。其三, 技术操作人员应当严格根据设计图纸进行锅炉及压力容器的焊接工作。其四, 制造单位应当建立完整且科学的工艺流程检验文件, 在每道工序完成之后, 操作人员及质量检验员都应于工艺流程转卡上签字, 以便出现问题后追责至个人。同时也可防止不合格半成品进入下一道工序, 予以返修之后方可进行下道工序。

3. 结语

综上所述, 锅炉压力容器制造过程中, 锅炉、压力容器之间的焊接为制造锅炉压力容器不可缺少的一项工序, 其质量的优劣直接关系到锅炉压力容器的整体质量及安全性能。只有严格依据相关标准要求进行焊接操作, 规范化质量检验管理, 严格控制焊接质量检验, 特别是焊接过程的质量检验控制, 方可有效规避承压设备引发的意外事故。

摘要：锅炉、压力容器之间的焊接为制造锅炉压力容器不可缺少的一项工序, 其质量的优劣直接关系到锅炉压力容器的整体质量及安全性能。本文主要通过对锅炉及压力容器焊接接头外观质量检验主要内容的论述, 以说明其质量控制措施, 仅供业内人士交流之用。

关键词：锅炉,压力容器,焊接,外观质量检验

参考文献

[1]包贵林.锅炉及压力容器焊接接头外观质量检验浅析[J].装备制造技术, 2010 (3) .

[2]刘振洋.浅谈锅炉、压力容器焊接质量控制技术与管理[J].中国科技财富, 2010 (22) .

[3]张恬.锅炉压力容器焊接方法与工艺探讨[J].商品与质量·学术观察, 2014 (4) .

[4]徐潮.压力容器焊接的质量控制研究[J].中国机械, 2014 (4) .

焊接接头质量 篇5

摘 要:通过对焊接接头性能影响因素的分析和实验,调整相应的结构参数和焊接工艺参数,防止焊接接头缺陷的产生,提高接头机械性能,从而提高产品的使用寿命,减少损失,节约了材料。

关键词:焊接接头;失效分析;结构因素

热交换器产品中的固定式不带法兰的管板与壳体的连接焊接接头是产品上的主要焊接接头,制造过程中焊接接头内部组织的缺陷,如夹渣、气孔、未熔合、未焊透、裂纹以及组织粗大等,将影响焊接接头的机械性能,也影响产品使用的可靠性,给使用单位带来不必要的经济损失,是个不可忽视的问题。通过对焊接接头性能影响因素的分析和实验,调整相应的结构参数和焊接工艺参数,防止焊接接头缺陷的产生,提高接头机械性能,从而提高产品的使用寿命,减少损失,节约了材料。

1 问题的提出

在产品生产过程中,焊接结构参数、焊接工艺参数、焊接前的准备和操作方法等因素都会影响焊接接头的质量,在焊接时就要通过控制相关技术参数来控制焊接接头内部质量,尽可能提高焊接接头的机械性能。在诸多技术因素中以结构参数和焊接工艺参数对焊接接头质量影响最大,为此,坡口尺寸变化对焊接接头质量的影响及焊接工艺参数对焊接接头质量的影响是本课题的主要内容。

通过研究不同尺寸的坡口用相同焊接工艺参数下焊成的接头在焊接接头组织、机械性能、焊接应力分布的变化;比较对焊接接头质量影响最小的结构尺寸,选出最优技术参数。

2 坡口尺寸的确定

产品的设计坡口尺寸如图1所示,其中,管板车边尺寸为0.25δ,与壳体组对后坡口间隙为0.4δ1,具体根据不同的板厚在国家标准中有明确的规定。

本课题根据中生产单位的实际情况,δ和δ1的取值如表1。根据表中的数据,按《钢制压力容器》标准的有关规定,可以分别计算出管板车边尺寸和坡口间隙尺寸,也列于表1中。

在本次试验中,为了减少工作量,试件的坡口组对成大小端,最大值取6mm,最小值取1mm。虽然该值与国家标准的要求有出入,但符合焊接工艺中保证焊接接头质量的有关要求,对试验结果的正确性影响不明显。

3 模拟试验与检测

为保证结构参数对焊接接头的组织、应力和机械性能等方面影响的试验结果准确,在焊接过程中,要求焊接工艺参数保持不变。

本试验的试件结构与产品实际使用的结构相近。对焊接接头的检测主要包括焊接接头热影响区应力值、机械性能测试和热影响区组织分析。

3.1应力测试

应力测试时采用了应力释放法。

通过焊接接头区或焊接热影响区某点处的应变量测试,计算出该点的应力值。用此法检测比较简单,所需测试设备简便。虽然数据不够准确,但同一试件测试的数据有对比性,对本课题来说完全符合要求。

测试时,为使焊接热影响区的.应力相对准确且有对比性,试验时选焊接接头焊趾两侧5mm处平行于焊接接头中心线的直线上作为测试焊接应力的位置,并以5mm的间距为一测试点,两侧两端各测6点。

3.2机械性能测试

应力测试后的试件用机械加工的方法加工成拉伸试样,测试其机械性能。

4 数据分析

4.1测试点应力与焊接接头距离的关系

以上数据表明,离焊接接头不同的距离的各点间的应力是不同的。离熔合线越近,应力值越大;离熔合线越远,应力值越小。表明高温区更易产生较高的应力。

4.2坡口间距对应力的影响

坡口间距对应的影响也较为明显,从表中可以看出,坡口间距越大,应力值也有明显的增大,最大间隙处应力值(为最小间隙处应力值的3.5倍左右)。从理论上分析,坡口越大,需填充的金属越多,焊接时热作用时间越长,温度也越高,因而产生更大的应力。

4.3坡口间距对机械性能的影响

可以看出,坡口间距对机械性能的影响较小,但坡口间距对缺陷有较大的影响。两个试样都做了宏观金相检查,坡口间距越小,未焊透缺陷倾向增加。所以,坡口间距间接地影响了焊接接头的强度,降低疲劳强度。

5 金相分析

在相应的最大坡口端和最小坡口端,分别取试样进行金相分析,对比母材金相,组织变化差异很小。可见,因所用材料为普通碳素结构钢(管板和筒体材料都选用了Q235-B),这类材料的组织在加热时,长大倾向并不明显。可以认为,坡口间距对焊接接头及热影响区金属组织的影响是不大的。或者说,因焊接接头及热影响区金属组织所引起的焊接接头失效现象的因素要比焊接缺陷和应力变化所产生的影响小得多。

6 结论

通过以上分析,造成管板与壳体连接焊接接头失效的重要因素中,坡口尺寸大小是其中之一。因为坡口尺寸大小对焊接接头内部缺陷的产生及热影响区的焊接残余应力大小有着重大的影响,坡口越大,焊接缺陷产生的可能性增加,焊接残余应力增加。在焊接实践中,可以通过选择合适的坡口尺寸,配以合理的焊接工艺参数,尽可能降低焊接接头及热影响区的焊接残余应力,则可以减少此类失效现象的发生,从而减小生产中的经济损失。

参考文献

[1]霍立兴.焊接结构的断裂行为及评定[M].北京:机械工业出版社,2000,6.

[2]全国压力容器委员会标准化委员会.GB150-1998,钢制压力容器[S].

[3]全国压力容器委员会标准化委员会.GB151-99,管壳式换热器[S].

焊接接头质量 篇6

【摘 要】综述了热处理对镁合金焊接接头性能的影响研究现状，热处理可以使AZ31B镁合金板的焊接接头的力学性能提高，随着退火温度的升高，AZ31B镁合金搅拌摩擦焊接接头前进侧和后退侧的分界线逐渐消失，热影响区的显微硬度略有下降。热处理可提高AZ31B镁合金板的的抗拉强度和延伸率。

【关键词】热处理；镁合金；焊接接头

0.引言

镁资源是21世纪的重要战略物资，世界各国高度重视镁合金的研究与开发。镁合金在汽车、计算机、通信及航空航天等领域广泛应用，必将面临连接问题，焊接是一种优选的连接方案。深入认识镁合金的性能特点，掌握其焊接性能和焊接方法是提高镁合金焊接质量的有效途径。

1.镁合金及其性能特点

镁属于轻金属，地壳中镁含量丰富，约占地壳组成的2.5%。镁的熔点为650℃、镁的密度为1.7g/cm3；镁的标准电极电位为-2.36，性质较活泼，用作结构材料必须合金化，以防止在空气中自燃。镁合金具有密度低、比强度高、阻尼性好、导热性好、电磁屏蔽性好、加工性优异等性能特点。

2.镁合金的焊接性能

镁合金密度低，熔点低，热导率和电导率大，热胀系数大，化学活泼性很强、易氧化，且氧化物的熔点很高，因此镁合金在焊接过程中会产生如下问题镁合金在焊接过程中会遇到如下问题：

2.1粗晶问题。镁合金热传导率较大，焊接时需要较大的热源，焊缝附近出现金属过热和晶粒长大的现象。

2.2氧化、氮化和蒸发。高温下，镁容易被氧化、氮化生成夹杂物，破坏接头的性能。另外，镁的沸点只有1100℃，焊接时很容易蒸发。

2.3变形和下塌。镁的热膨胀系数比较大，高温电弧下很容易产生较大变形并引起很大的热应力。同时，镁的表面张力很小，容易形成塌陷。

2.4气孔。氢气在镁中的溶解度随温度升高而增大，焊接时，氢气进入镁中，同时，镁的密度小，气体不易逸出。这样，焊接过程会形成气孔。

2.5热裂纹。镁合金焊接时，组织中低熔点化合物首先熔化，出现空穴或者晶界氧化现象，即产生了热裂纹。

2.6燃烧。高温下操作时，即使在气氛保护下，镁合金焊接时仍会产生大量氧化镁浓烟及臭氧，甚至出现飞溅、燃烧等剧烈的氧化现象，操作要十分小心。

3.热处理对镁合金焊接接头性能的影响

由于镁合金在焊接时存在上述特点，目前针对如何改善焊接接头组织结构和提高接头的性能方面有大量的研究。

3.1热处理对AZ31B镁合金板材TIG焊接力学性能的影响研究成果

Ya-jie Chu[5，6]等人通过热处理的方法来提高AZ31B气体保护钨极氩弧焊的性能。经由光谱扫描电镜和光学显微镜研究焊接接头的微观组织。通过拉伸试验和硬度试验研究热处理对焊接接头机械性能的影响。结果表明，经过热处理后的焊缝的拉伸强度可达到母材的92%，比未经过处理前有明显提高。这主要归功于融合区的等轴晶粒结构，热处理后枝晶转变为等轴晶粒，枝晶偏析有效的消除。

3.2热处理对AZ31B镁合金板材FSW焊接结构性能的影响研究成果

郭韡[7，8]等人对AZ31B镁合金进行搅拌摩擦焊接及焊后热处理，研究了热处理前后焊接接头显微组织及显微硬度的变化规律。结果表明：

随着退火温度的升高，AZ31B镁合金搅拌摩擦焊接接头前进侧和后退侧的分界线逐渐消失；在热处理过程中，由于焊核区所吸收的能量主要用于晶粒的长大，而热影响区和热机影响区结合区域在再结晶时消耗了较多的能量，导致了焊核区晶粒的长大速率大于热影响区和热机影响区结合区域的。

当退火温度低于200℃时，热机影响区的显微硬度高于焊核区，并且前进侧热机影响区的显微硬度略高于后退侧的；当退火温度高于250℃后，热机影响区的显微硬度显著下降；随着退火温度的升高，热影响区的显微硬度略有下降。焊后热处理可以显著改善焊接接头的力学性能。

当搅拌头的旋转速度为600r·min-1，焊接速度为47.5mm·min-1，接头的抗拉强度为168MPa，延伸率为3.6%。热处理后，接头的抗拉强度和延伸率最高可达205MPa和8.6%，比热处理前分别提高22.02%和138.89%；接头的最佳热处理工艺为：退火温度250℃，保温1h；随着退火温度的升高，焊核区晶粒的长大速度大于热影响区 /热机影响区混合区域（HAZ/TMAZ）。当退火温度高于250℃时，焊接接头的拉伸断口主要为扁条状韧窝，呈现出微孔聚合韧性断裂特征。

4.热处理对镁合金板材焊接结构性能的影响研究存在的问题

4.1目前热处理对镁合金板材焊接结构性能的影响研究对象仅为AZ31B，对于其他型号的镁合金如：AZ91D、AM60B、AM50A、AS41B等的研究还不够。

4.2镁合金的焊接方法主要有钨极惰性气体保护焊（ TIG）、熔化极惰性气体保护焊（ MIG）、搅拌摩擦焊（FSW）、激光焊（LBW）、电子束焊（EBW）和电阻点焊等（RSW）。但是目前对镁合金焊接接头进行热处理后接头力学性能的研究仅限与TIG和FSW。对于镁合金的其他焊接方法缺少焊后热处理的研究

4.3目前有热处理对镁合金焊接接头冲击韧性的研究还比较少。

【参考文献】

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常见焊接接头缺陷分析 篇7

关键词：缺陷分析,气孔,咬边,夹渣

焊接缺陷是造成焊件无法达到母材性质的原因。缺陷的形成随着使用的材料接头方式或焊接方法而异, 了解缺陷形成的原因有助于焊工选用恰当的材料, 拟定合适的焊接方法来提高焊件品质, 防止不正常的焊件破裂。焊接缺陷种类很多, 根据焊接缺陷在焊缝中的位置可分为外部缺陷和内部缺陷。常见缺陷有气孔、夹渣、焊接裂纹、未焊透、未熔合。

1 气孔

气孔是指在焊接时, 熔池中的气泡在凝固时未能逸出而形成的孔穴。气孔是一种常见的缺陷, 不仅出现在焊缝内部与根部, 也出现在焊缝表面。焊缝中的气孔可分为球形气孔、条形气孔、虫形气孔以及缩孔等。气孔可以是单个的或者链状成串沿焊缝长度分布, 也可以是密集或弥散状分布。产生气孔的主要原因有坡口边缘不清洁;有水份、油污和锈迹;焊条或焊剂未按规定进行焙烘;焊芯锈蚀或药皮变质剥落等。气孔的危害是影响焊缝外观质量, 削弱焊缝的有效工作截面, 降低焊缝的强度和塑性。

2 咬边

由于焊接参数选择不当, 或操作方法不正确, 沿焊趾的母材部位产生的沟槽或凹陷, 称为咬边。它是由于电弧将焊缝边缘的母材熔化后没有得到熔敷金属的充分补充所留下的缺口。产生咬边的主要原因是电弧热量太高, 即电流太大, 运条速度太小所造成的。焊条与工件间角度不正确, 摆动不合理, 电弧过长, 焊接次序不合理等都会造成咬边。直流焊时电弧的磁偏吹也是产生咬边的一个原因。某些焊接位置 (立、横、仰) 会加剧咬边。咬边减小了母材的有效截面积, 降低结构的承载能力, 同时还会造成应力集中, 发展为裂纹源。有效预防产生咬边的办法是:矫正操作姿势, 选用合理的规范, 选择合适的焊接电流和运条手法, 随时注意控制焊条角度和电弧长度;埋弧焊工艺参数要合适, 特别要注意焊接速度不宜过高, 焊机轨道要平整。焊角焊缝时, 用交流焊代替直流焊也能有效地防止咬边。

3 夹渣

焊后残留在焊缝中的熔渣, 称为夹渣。夹渣是一种宏观缺陷。夹渣的形状有圆形、椭圆形或三角形, 存在于焊缝于母材坡口侧壁交接处, 或存在于焊道与焊道之间。它能够减少焊接接头的工作截面, 影响焊缝力学性能 (抗拉强度和塑性) 。焊接技术条件中允许存在一定尺寸和数量的夹渣。造成夹渣的原因有:多层焊时, 每层焊道间的熔渣未清楚干净, 焊接电流过小, 焊接速;焊接坡口角度太小, 焊道成型不良;焊条角度度过快和运条技法不当;焊条质量不好等。因此每层应认真清楚熔渣;选用合适的焊接电流和焊接速度;适当加大焊接坡口角度;正确掌握运条手法, 严格控制焊条角度和焊丝质量, 改善焊道成型;选用质量优良的焊条, 这些都是控制夹渣的有效措施。

4 焊接裂纹

焊接过程中或焊接后, 在焊缝和焊缝附近的区域内出现的破裂现象称为裂纹。它是在焊接应力及其他致脆因素的共同作用下, 焊接接头中局部地区的金属原子结合力遭到破坏而形成的新界面所产生的缝隙。焊接裂纹具有尖锐的缺口和大的长宽比特征, 是焊接结构件最危险的缺陷, 除降低焊接接头的力学性能指标外, 裂纹末端的缺口易引起应力集中, 促使裂纹延伸和扩展, 成为结构裂纹失效的起源。焊接技术条件中不允许焊接裂纹存在的。凡是有裂纹都要彻底铲除、重焊。在焊接接头中可能遇到各种类型的裂纹。按裂纹发生的部位有焊缝金属中裂纹、热影响区裂纹或熔合线裂纹、根部裂纹、焊趾裂纹、焊道裂纹和弧坑裂纹。按裂纹的走向有纵向裂纹、横向裂纹和弧坑星形裂纹。按裂纹的尺寸有宏观裂纹和显微裂纹。按裂纹产生的机理有热裂纹、冷裂纹、再热裂纹和层状裂纹。产生裂纹的机理很复杂, 不同裂纹形式其产生机理也不尽相同。原因主要有以下几种:由于操作不当而产生裂纹焊缝深宽比太大;焊道太小;焊缝末端处的弧坑冷却快。

针对以上原因可做以下调整:正确选择焊件及焊接材料;采用碱性焊条, 使用前严格烘干;焊后进行烘干处理;采取焊前预热等措施;控制焊缝形状, 避免深而宽的焊缝;改善应力状态;增大电弧电压或减小焊接电流以加宽焊道而减小熔深;减慢行走速度, 增大送丝速度以加大焊道的横截面;适当地填充弧坑。

5 未焊透和未熔合

焊接时接头根部未能完全熔透的现象称为未焊透。未焊透不仅降低了焊接接头的机械性能, 而且在未焊透的缺口及末端处形成应力集中, 进步产生裂纹在重要的焊缝中, 若发现有未焊透缺陷, 必须铲除, 重新补焊。产生未焊透的原因较多:焊接接头在气焊前未经清理干净, 如存在油污氧化物等;坡口角度过小, 接头间隙太小或钝边过厚;焊嘴太小, 火焰能率不够或焊接速度过快;焊件的散热速度过快, 使得熔池存在的时间短, 以致填充金属与母材之间不能充分地熔合;熔剂质量不好或选择不当。防止未焊透应采取的措施:选择合理的坡口形式和装配间隙, 并注意清理坡口两侧及焊层之间的污物和熔渣;根据板厚正确选用相应的电流或焊嘴大小;焊接中随时注意调整焊条, 焊丝角度;在焊接时选择合理的火焰能率和焊接速度, 以便让主体金属和填充金属充分熔合;对根部未焊透的焊件, 可以从背面补焊, 如果未焊透处是隐蔽的, 则必须挖除补焊;对厚大的铝及铝合金焊件, 要进行焊前预热和在焊接过程中加热焊件;选用合格的气焊熔剂正确选择焊件坡口型式和装配间隙。

焊接时, 焊道与母材之间或焊道之间, 未完全熔化结合的部分称为未熔合。未熔合减小了焊缝有效工作截面, 使焊接接头的承载能力下降, 在未熔合处还可以引起应力集中。未熔合产生的原因有以下几种:手工电弧焊时, 由于运条角度不当或产生偏弧, 电弧不能良好地加热坡口两侧的金属, 导致坡口面金属未能充分熔化。在焊接时由于上很四坡口金属熔化后产生下坠, 影响下侧坡口面金属的加热, 形成“冷接”。气焊时火焰能率小, 氢弧焊时电弧两侧坡口的加热不均, 或者坡口面存在污物等。防止未熔合的控制措施有:加强焊工基本技能的培训, 消除根部未熔合缺陷产生。注意层间修整, 避免出现沟槽及运条不当而导致未熔合。严格按要求, 采用合理的焊接电流。正确处理钨丝的打磨角度和焊接停留时间。

焊接接头质量 篇8

焊接是将结构件连接处加热至熔化状态, 连接处的金属经历一个熔合-冷却-结晶的过程, 形成焊缝, 成为一体。在熔合过程中, 高温的熔池金属在与母材的交界处生成非均质形核并向熔池内部生长, 形成柱状晶[2]。柱状晶的生长程度与焊接的热输入量有直接的关系。因此研究热输入量对焊缝组织的影响, 对于焊接接头的最终性能来说, 具有非常重要的现实意义。

1概述

在国家的基础建设中, 桥梁是不可或缺的一个重要组成部分, 在建设过程中, 对质量的把控程度直接影响整座桥梁的施工质量, 对社会经济的发展也起到很大作用。2005年以来, 江苏法尔胜泓昇集团有限公司承接了大量的桥梁检测业务, 如表1所示。

2焊接试验

钢结构构件的成型往往是通过各种焊接而成的, 大型桥梁也不例外, 它们都是通过多个板单元焊接成钢箱梁, 在桥位上再把钢箱梁组装成桥, 因此, 焊接质量的好坏直接影响到整座桥梁的质量和寿命。

一般材料的焊接性可以分为两种:工艺焊接性以及使用焊接性[1]。桥梁钢的工艺焊接性指的是在焊接的过程中焊接微裂纹是否容易产生, 也就是焊接裂纹的敏感性;而桥梁钢的使用焊接性指的是桥梁钢焊接接头的强度、韧性、宏观、显微硬度等指标是否满足使用的要求, 其中强度和韧性的指标最为关键。

通过研究不同焊接工艺参数对Q345qD钢焊接接头的宏观金相和显微金相组织的影响, 可对不同焊接工艺参数的焊接性进行评价。

2.1试验材料

本试验选用板材为200 mm×500 mm×20mm的Q345qD, 属于桥梁用低合金结构钢, 这种材料具有强度高、塑性好、冲击韧性高等特点;焊接材料为H08MnMoA, 具有焊接性能良好的特点。它们的化学成分如表2所示, 力学性能如表3所示。Q345qD材料的原始组织主要以块状的铁素体和层片状的珠光体为主, 具体如图1所示。

2.2不同焊接参数试验

本试验分别设计了焊接热输入为16、20和36kJ·cm-1的三种焊接工艺参数, 进行了焊接试验。

3焊接工艺参数对焊接接头金相组织的影响

3.1宏观金相组织分析

三种焊接接头试样的宏观金相组织如图2所示。焊接接头在金相打磨机上进行打磨, 并经过初步抛光后用10%的硝酸水进行腐蚀。从图2中可以清晰地看出整个焊缝的形态, 焊缝区、熔合线和热影响区区分非常的明显。图2中, 焊接接头的焊缝区域有明显的粗大的树枝状和柱状的形态, 整个焊接接头都没有发现夹渣、未焊透、未熔合等宏观缺陷。

3.2焊缝区显微金相组织分析

3.2.1显微金相组织形貌

不同焊接工艺参数下焊接接头焊缝区的显微金相组织分别如图3~5所示。

现实中观察到的组织都是常温状态下的, 焊缝区的金相组织也不例外, 它们是由高温奥氏体组织在不同的冷却速度下得到的常温组织[3]。根据铁- 碳相图我们可以知道, 高温奥氏体在连续的冷却过程中, 一般都是在原奥氏体的晶界首先析出先共析铁素体。先共析铁素体析出后, 由于原始的晶粒内部存在合金元素以及一些微小颗粒, 其中一些颗粒, 成为形核的核心, 无序状的针状组织就在这些颗粒上形核并逐渐的长大。由于先共析铁素体析出时是沿着原奥氏体晶粒的晶界的, 所以在常温下的形态所呈现出的轮廓就是焊缝金属柱状晶的形状[4], 因此, 可以明显的看到焊缝区金相组织的情况, 为研究提供了便捷的条件。

通过分析认为, 不同的焊接热输入量, 在焊缝区必然会导致不同状态、不同比例的柱状晶:在较小的热输入量条件下, 柱状晶非常的发达, 见16kJ·cm-1试样的金相图;而在较大的热输入量条件下, 焊缝中的柱状晶比例相应减小, 但其宽度却增加了, 见36kJ·cm-1试样的金相图。可以看出, 在焊接接头中, 随着焊接热输入量的增加, 柱状晶逐渐消失, 在组织中所占比例大幅度减少, 而且, 因为焊接热输入量的增加, 导致熔池金属中的过冷度减小, 使得柱状晶向熔池内部长大的动力减小, 柱状晶沿横向长大, 宽度增加。

从图3~5中还可以看出, 在原奥氏体晶界析出了晶界铁素体和少量的块状铁素体, 它们呈直线规则的排列。还有一些在晶界铁素体的基础上向晶内平行生长的板条铁素体, 它们所占的比例就非常少, 有些根本就看不见。而在原奥氏体的晶粒内部, 则析出了细小的无序的针状组织, 并且, 该部分针状组织还随着热输入量的增加显示出先增加后减少的趋势。

3.2.2原因分析

焊缝金属中呈现不同金相组织的原因是多方面的。一方面, 随着焊接热输入量的增加, 焊缝熔池金属的温度就越高, 使得奥氏体比较容易在液态金属中形核, 高温奥氏体的原始晶粒尺寸就较小, 而且, 由于熔池金属的温度过高, 向熔池金属内部生长的枝状晶可能被高温的熔池金属所熔化, 成为奥氏体晶粒新的形核核心, 从而导致了奥氏体晶粒的形核比例增加, 所以在过热的熔池金属中心部位, 有更多的机会出现等轴晶, 它的比例也会相应的增加。 由于在熔池金属的冷却过程中, 柱状晶向晶粒内部生长需要一定的温度梯度和过冷度, 但热输入量的增加却提高了熔池金属的温度, 使得熔池金属的温度梯度减小, 过冷度也减小, 从而导致柱状晶向奥氏体晶粒内部生长的动力不足, 而在没有温度梯度的横向位置, 却比较容易长大, 这样就得到了比较宽大的柱状晶组织。 另一方面, 随着热输入量的增加, 焊缝金属在完全凝固成固态金属后的温度也越高, 随后的冷却速度就越小, 这就使得奥氏体转变在较高的温度下进行, 这对先共析铁素体的析出是有利的。但由于温度的偏高, 奥氏体的原始晶粒长大严重, 奥氏体颗粒的变大导致的结果是晶界尺寸减少, 晶界铁素体形核的位置减少, 析出量减少, 同时依附于晶界铁素体的侧板条铁素体的量也相应的减少。

而对于原始奥氏体内部形核的无序的针状组织则与晶粒内的夹杂物多少有关, 随着热输入量增加, 熔池金属温度升高, 在高温下停留时间变长, 由于枝状晶等熔入以及合金元素的关系, 夹杂物含量增加, 针状组织形核量增加, 含量也随之增加, 随着热输入量的进一步增加, 焊缝金属中的合金元素急剧烧损, 使得夹杂物含量减少, 针状组织的含量也随之减小。

3.3热影响区显微金相组织分析

3.3.1显微金相组织形貌

由于焊接接头热影响区处在与熔池金属距离不同的区域, 其温度不相同:在熔池金属附近的区域峰值温度高于AC3温度, 而在远离熔池金属的区域峰值温度却在AC1~AC3之间。在随后的连续的冷却过程中, 随着距离熔池金属的远近不同所形成的组织也是不相同的, 这就造成了整个热影响区组织的极度不均匀。一般情况下, 热影响区的组织由三个部分组成:距离熔池金属最近的即熔合线附近的粗晶区域、峰值温度刚刚达到AC3温度的相变重结晶区域和峰值温度在AC1~AC3之间的不完全相变重结晶区域, 它们之间的区别非常明显, 分别如图6~ 8所示。

3.3.2原因分析

当热输入量比较小时, 靠近焊缝区域的冷却速度较快, 使原始的奥氏体晶粒的晶界被保留了下来; 但随着热输入量的增加, 粗晶区受高温作用的时间变得更长, 导致过冷度减小, 冷却速度也变慢, 奥氏体晶粒在这种条件下不断的长大, 而且, 由于整个过程在较高的温度下进行, 在奥氏体的晶界逐渐有先共析铁素体不断的析出, 并且随着热输入量的增加, 先共析铁素体析出的趋势也不断上升。

对于粗晶区附近的相变重结晶区, 由于其温度较高, 超过了铁-碳相图上的AC3线, 母材的组织已经完全的奥氏体化, 在随后的冷却过程中, 奥氏体转变为细小的铁素体和珠光体组织。

在相变重结晶区的外侧, 是晶粒大小很不均匀的不完全相变重结晶区, 其温度处在铁-碳相图上的AC1~AC3温度之间, 由于铁素体的含碳量比较低, 所以在这一区域, 粗大而含碳量低的铁素体组织没有完全奥氏体化, 所以体现为比较粗大的组织, 而珠光体组织中含碳量比较高, 它的奥氏体化温度比较低, 所以这一区域的珠光体组织得以完全的奥氏体化, 并且在冷却过程中转变成了比较细小的珠光体和铁素体, 故该区域的晶粒是不均匀的。

4结论

(1) 随着焊接热输入量的增加, 柱状晶比例逐渐变少、等轴晶比例却有所增加, 沿奥氏体晶界析出的先共析铁素体的数量明显增加、向晶内生长的板条铁素体数量降低, 在奥氏体晶粒内部, 无序状的针状组织含量先增加后减少。

(2) 焊接接头热影响区组织分布极不均匀, 靠近焊缝侧晶粒粗大, 相变重结晶区主要为珠光体组织、铁素体组织, 在不完全相变重结晶区, 组织为粗大的铁素体混合细小的铁素体和珠光体。

(3) 随着焊接工艺参数的变化, 热影响区的组织受其影响最大的是粗晶区, 相变重结晶区和不完全相变重结晶区受焊接工艺参数的影响不是很大。

参考文献

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容器壳体焊接接头系数问题的探讨 篇9

焊接是容器制造过程中的重要环节, 焊接时焊缝热影响区存在焊接残余应力, 焊缝金属晶粒粗大, 焊缝内可能存在气孔、夹渣、裂纹以及抽验可能使缺陷漏检等原因, 影响焊接强度, 因此, 压力容器在计算壁厚时, 应该考虑焊接的影响, 由此引出了焊接接头系数。焊接接头系数的大小与焊接接头型式、焊接工艺及无损检测的严格程度有关。所以, 压力容器按规则设计时, 为确保容器设计的安全性、合理性以及经济性, 应对焊接接头系数正确取值。而实际上焊接接头系数只是工程中总结出来的一个经验数据, 通过用焊接系数折合焊缝处材料许用应力来保证焊缝质量的可靠程度, 并不是真正反映焊缝处材料强度被削弱的程度。文章依据压力容器规则设计的相关标准规范, 针对钢制容器探讨焊接接头系数。

1 焊接接头系数的定义与运用分析

1.1 焊接接头系数的定义

焊接接头指两个或两个以上零件要用焊接组合的接点, 或指两个或两个以上零件用焊接方法连接的接头。一般由焊缝、熔合区和热影响区三部分组成, 如图1所示。各区有不同的组织和性能。焊缝, 由熔池的液态金属凝固结晶而成, 通常由填充金属和部分母材金属组成, 因结晶是从熔池边缘的半熔化区开始的, 低熔点的硫磷杂质和氧化铁等易偏析集中在焊缝中心区, 晶粒粗大、成分偏析、组织不致密, 影响焊缝的力学性能;熔合区, 化学成分不均匀, 组织粗大, 因而塑性差、强度低、脆性大、易产生焊接裂纹, 其性能常常是焊接接头中最薄弱的;热影响区, 焊接热流作用下母材短时从室温到高温, 尔后又经过冷却的过程, 使得金属晶粒粗大, 存在残余应力, 使强度或塑性明显降低。所以提出焊接接头系数的概念, 以补偿焊接时可能产生的强度削弱。焊接接头系数ϕ=焊缝金属强度/母材金属强度≤1, 它是考虑对容器强度的削弱, 用以降低设计许用应力的系数。

1.2 焊接接头系数的运用分析

焊接接头系数是依据对接接头单面焊还是双面焊的不同情况以及无损检测比例要求来确定的。在容器焊接接头中, 主要是以两种对接焊接接头为主, 即纵向对接焊接接头和环向对接焊接接头。因此在容器强度计算中引用两个焊接接头系数, 即纵向焊接接头系数和环向焊接接头系数, 计算公式中需采用哪种焊接接头系数应从计算时所针对的应力进行考虑。

根据薄壁圆筒的应力分析可知, 圆筒的纵向剖面主要是承受环向应力, 所以说纵向焊接接头主要承受的是环向应力, 与之相关联的则应是纵向焊接接头系数, 因此依据环向应力确定承压圆筒的计算厚度时, 应考虑的是纵向焊接接头系数, 如GB150中圆筒壳体的计算中径公式:是根据环向应力推导出的, 因此, 在此公式中的ϕ应用纵向焊接接头系数代入计算 (符号说明:δ为壳体计算厚度, [σ]t为壳体材料许用应力, Di为壳体内径, Pc为计算压力, ϕ为焊接接头系数) 。相应的圆筒的环向剖面主要是承受轴向应力, 所以说环向焊接接头主要承受是轴向应力, 与之相关联的则应是环向焊接接头系数, 因此承压圆筒对轴向应力进行校核计算时, 应考虑的是环向焊接接头系数, 如卧式容器和塔式容器的轴向应力校核时, 应使用环向焊接接头系数。

对于球壳体或凸形封头 (包括球形封头、椭圆形封头、蝶形封头、球冠形封头) 的球面部分, 由于球壳的几何结构, 球面上各点的曲率半径均相等, 因此没有轴向和环向之分, 球壳上所有拼接接头都是承受相同的整体薄膜应力, 其应力分布规律都是相同的。并没有纵向、环向焊接接头之别。因此, 它的厚度计算公式中的焊接接头系数包括所有拼接接头的焊接接头系数, 特别是也包括球壳与圆筒相连接的环向接头在内 (此接头属于按GB150[1]划分的A类焊接接头, 应与纵向焊接接头等同) , 都应取同一焊接接头系数, 并满足相同的焊接接头型式和无损检测要求。

2 焊接接头系数的取值

焊接接头的焊缝结构、焊接材料以及焊接质量直接影响焊缝的强度。设计时应根据母材的可焊性和焊接件的结构, 选择合适的焊接材料和焊接工艺之后, 按受压元件的焊接接头型式以及无损检测的比例确定焊接接头系数。焊接接头系数只为压力容器强度计算所用, 不能以焊接接头系数值的高低来推定无损检测长度比例或焊接型式。

GB150.4—2011 10.3.4条:对容器直径不超过800 mm的圆筒与封头的最后一道环向封闭焊缝, 当采用不带垫板的单面焊对接接头, 且无法进行射线或超声检测时, 允许不进行检测, 但需采用气体保护焊打底[1]。此时, 焊接接头系数可以取0.6。GB150.1~150.4-2011对钢制容器焊接接头系数的规定取值如下。

(1) 双面焊对接接头和相当于双面焊的全焊透对接接头:100%无损检测, 取ϕ=1.0;局部无损检测, 取ϕ=0.85。

(2) 单面焊对接接头 (沿焊缝根部全长有紧贴基本金属的垫板) :100%无损检测, 取ϕ=0.9;局部无损检测, 取ϕ=0.8[1]。

2.1 封头焊接接头系数的取值

(1) 整体成形的凸形封头:ϕ=1.0, 整张钢板压制的小直径封头, 由于不存在焊接接头, 无焊接缺陷可言, 强度计算公式中就取ϕ=1.0代入计算。

(2) 先拼焊后成形的凸形封头:100%无损检测 (按JB/T4730.2~4730.3—2005 RT-II或UT-Ⅰ级合格) , 取ϕ=1.0;

100%无损检测 (按JB/T4730.2~4730.3—2005 RT-III或UT-II级合格) , 取ϕ=0.85。

例如筒体为全部 (100%) 无损检测, 按JB/T4730.2~4730.3—2005 RT-II或UT-I级合格, ϕ=1.0, 那么, 封头的焊接接头系数应和筒体一致, 取ϕ=1.0;如果筒体为局部无损检测, 按JB/T4730.2~4730.3—2005 RT-III或UT-II级合格, ϕ=0.85, 那么, 封头的焊接接头系数应和筒体一致, 也取ϕ=0.85。这是考虑到先拼接焊后成形的凸形封头在成形过程中的拼接焊接接头将发生比较大的弯曲、变形及表面裂纹等缺陷。所以为了保证其焊接接头的质量, 要求对先拼接焊后成形的凸形封头进行100%射线或超声检测, 但合格级别应与筒体的无损检测合格级别一致[2]。

(3) 先成形后拼焊的凸形封头, 焊接接头系数的取值则与圆筒壳体的取值相一致。

2.2 圆筒焊接接头系数的取值

内压圆筒的强度计算一般是考虑圆筒承受起控制作用的一次薄膜应力进行计算的, 即厚度计算公式是根据圆筒中周向总体 (一次) 薄膜应力 (即最大主应力) 的强度导出, 由此可知, 公式中的焊接接头系数应为圆筒的纵向接接头系数。在实际工程中, 圆筒环向焊接接头中往往也有环向 (周向) 薄膜应力的存在, 但此时的环向应力不同于纵向接头中的环向应力, 它是由于结构的不连续而产生的一次薄膜应力, 这种应力是属于局部薄膜应力[3], 而不是总体薄膜应力。经过大量实践经验可知, 只要保证了筒体上的总体薄膜应力, 那么, 这种局部薄膜应力是能够自动满足的, 因此按规则设计内压圆筒时不必再另行考虑环向焊接接头中的这种局部应力的影响。

内压圆筒中主要存在纵向和环向两种焊接接头, 与之对应有两种焊接接头系数, 为了保证整个圆筒安全可靠, 一般尽量将两种焊接接头焊接质量水平相一致, 即使两种焊接接头系数的取值相同, 若制造上某条焊缝 (如筒体与封头之间的最后一道合拢缝) 无法做到与同腔壳体上的其他对接焊接接头条件要求时, 可允许与纵向焊接接头的不同, 即可按GB150.4-2011 10.3.4条规定执行。此时环向焊接接头系数可以与纵向的不同, 甚至比纵向焊接接头系数小, 但计算圆筒厚度时, 仍是以纵向焊接接头系数进行计算。因为, 圆筒中的环向应力是轴向应力的2倍, 虽然环向焊接接头系数可能比纵向焊接接头系数小, 但只要其纵向、环向焊接接头系数比不小于2倍, 都还是纵向焊接接头系数起控制作用。另外, 当采用无缝钢管制作筒体时, 由于不存在焊接接头, 此时焊接接头系数应取ϕ=1.0。

3 结束语

综上所述, 在压力容器中, 纵向焊接接头相比环向焊接接头是较危险的, 虽然焊接工艺, 检测手段都是一致的, 而从焊接接头的受力情况可知[4,5], 一旦发生变形破裂, 首先是从纵向焊接接头开始, 所以应最先保证的是纵向焊接接头质量。但也不能忽视环向焊接接头的重要性。所以说焊接接头是压力容器及其受压元件上的薄弱部位, 通过焊接接头系数折算许用应力来保证其强度。焊接接头系数综合反映了容器壳体焊接接头处由于焊接缺陷、焊材和焊接残余应力等因素使焊接接头强度受影响的程度。压力容器设计中的焊接接头系数是关键的设计数据之一, 设计时应正确理解和掌握焊接接头系数的概念和含义及其选取, 避免设计中重大原则性错误的发生。

参考文献

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[2]GB/T25198-2010.压力容器封头[S].

[3]JB4732-95.钢制压力容器——分析设计标准[S].

[4]郑津洋, 董其伍, 桑芝富.过程设备设计[M].北京:化学工业出版社, 2003.

焊接接头质量 篇10

随着经济的飞速发展, 电力供应需求越来越高, 为解决日益突出的电力供需矛盾, P92钢的开发应用成为当前电厂的首要任务。P92钢是日本新日铁公司推出的一种新型耐热钢管材料, 目前应用于超超临界机组。该钢含w (Cr) 9%, w (W) 1.8%左右, 抗氧化性、抗疲劳性及抗腐蚀性能远远超于其他的铁素体耐热钢。P92钢还具有很强的抗蠕变性, 在600～700℃下的蠕变断裂试验时间最长为45 000～50 000 h, 可使一些管道部件和锅炉的质量减轻。P92钢的运行参数、膨胀系数、热传导系数也远优于其他不锈钢体。因此, P92钢焊接接头性能的好与坏决定了机组安全运行的成与败。

1 P92钢焊接接头易出现的问题及防范策略

1.1 P92钢焊接接头易出现的问题

我国首台百万千瓦超超临界机组的辽宁营口华能玉环电厂工程, 其首选主蒸汽管道便是P92钢。P92钢不仅满足了生产运行时高温强度的需要, 而且使工程造价大大降低。由于国内电力工程未有使用P92钢的先例, 2005年西安热工研究院联合浙江火电建设公司、天津电力建设公司和江苏电力装备有限公司开展了P92钢焊接工艺评定和管道工厂的优化配置, 得出一些相当重要的数据。此外, 以国家电力公司电力建设研究所为首, 湖南火电建设公司、江苏电力建设第一工程公司、山东电力建设第二工程公司、河南省第一火电建设公司、河北省电力建设第一工程公司等电力建设公司合作成立了研究课题组, 优化试验P92钢焊接工艺。但目前P92钢焊接接头易出现以下问题:

1.1.1 焊接接头易脆化

当焊缝金属流动性弱或焊缝温度太低时, 便会造成焊缝金属成分分布极不均匀, 从而出现偏析的问题;而焊缝温度过高, 焊接接头过热, 尤其是当温度超过1 100℃时, 接头过热区晶粒生长快, 很容易产生脆化。同时, 由于P92钢含有较高的合金成分, 暴露于在空气中能形成粗大马氏体, 也易引起焊接接头脆化。

1.1.2 焊缝金属韧性降低

P92钢的焊缝金属是在熔融状态下通过极高的温度冷却而成的, 未经过控轧和形变热处理, 难以获得细化的晶粒和Nb、V碳氮化合物, 因而很难析出微细的C、N化合物, 焊缝的韧性会大大降低。此外, 由于焊缝金属中的Nb、V等微合金化元素在凝固冷却过程中可能会因固溶强化而使焊接而加剧热输入, 从而使P92钢的性能劣化。

1.1.3 焊接时易产生冷裂纹

P92钢是在9Cr21Mo钢的基础上研制而成的新型耐热合金钢, 该钢的合金含量在10%以上, 通过降低C、S、P、Mo含量至0.30%～0.60%, 增加W至1.50%～2.00%, 增加B至0.00l%～0.006%, 反复运用二多元的强化方式, 从而致使V、Nb和N氮化物沉淀强化。但由于P92钢合金元素含量高, 纯净度高, 因而其焊接接头存在明显的冷裂纹倾向。据研究表明, 当预热温度达到50℃以上时, 可以避免冷裂纹的产生, 但为了在焊接过程不生成硬脆的马氏体组织, 有关人士建议一般手工电弧焊的预热温度为200～250℃, 氩弧焊的预热温度以150～200℃为最好。

1.1.4 热影响区软化快

P92钢的热影响区在焊接过程中能承受的最高温度在AC1～AC3之间, 这其间的P92钢焊接金属的沉淀物无法相互溶解, 这些未能溶解的沉淀物继而会在后面的热处理过程中逐渐粗化, 从而引起热影响区的材料强度降低, 致使热影响区软化程度加快, 严重时甚至会减弱蠕变强度, 出现裂纹。焊接热影响区的软化程度不仅与P92钢焊接规范有着极大关系, 而且还与预热、焊接后热处理密切相关, 因此, P92钢焊接必须严格规范焊接热输入要求。

1.2 P92钢焊接接头的防范措施

由于P92钢降低了C、S、P的含量, 传统的ⅡW制的焊接估算公式对P92钢已无法适用, 这使P92钢的焊接性工作变得较复杂, 必须通过P92钢的沉淀强化、固溶强化、微合金化等强化方式加强其金属强度, 通过科学的焊接方法、控制焊接材料、把握好焊接热输入、焊后及时热处理来提高焊缝的韧性。具体方法如下:

(1) 降低焊接接头拉力。焊接出现缺陷时会导致焊接接头拉力相对集中, 易引起冷裂纹, 拉力越大, 发生冷裂的倾向越大。因此必须尽可能地减少焊接缺陷产生。

(2) 严格限制焊缝的含氢量。在选择P92钢时, 尽量选择氢含量低的碱性P92钢专用焊丝, 并严格遵守焊丝说明。施焊时, 焊丝应放入温度在80～120℃之间的保温筒内, 焊后应及时进行热处理和消氢处理。

(3) 选择正确的焊接方法。焊接方法使用是否正确直接关系到焊缝金属韧性强度。据研究表明, 埋弧焊 (SAW) 焊缝金属的冲击韧性远不及钨极氩弧焊 (GTAW) 、熔化极氩弧焊 (GMAW) 和手工电弧焊 (SMAW) 焊缝金属的韧性, 其中钨极氩弧焊 (GTAW) 焊缝金属的冲击韧性最高。

(4) 调制适当的预热温度和层间温度。控制好P92钢焊接接头的预热温度和层间温度能够缓解焊接拉应力, 降低马氏体温度及冷却速度, 以便焊缝不会出现冷裂纹。P92钢最适宜的预热温度和层间温度在200～300℃。在此温度下, 焊缝金属不易发生马氏体转变, 形成回火马氏体现象, 能够有效地避免冷裂纹倾向, 强化焊缝金属的冲击韧性。

(5) 降低焊接线能量。焊接线能量小时, 焊缝金属在1 100℃以上高温中停留的时间短, 晶粒生长缓慢, 从而不会降低焊缝金属的韧性。降低焊接线能量, 需考虑焊接电流和焊接速度2方面。焊接电流调节得恰到好处, 焊接速度控制得相对精确, 降低焊接线能量的目的就更容易达到。

2 P92钢焊接工艺要求

P92钢焊接工艺, 其操作环境为5℃以上, 以手工钨极氩弧焊来打底焊接, 通过焊条电弧焊进行盖面焊接与填充, 其工艺要求如下:

2.1 焊前准备

(1) 制备坡口, 并及时进行清理, 对口前, 清理干净焊口每侧宽15～20 mm之内与管子内外壁的锈、油、漆以及垢等, 直到有金属光泽露出; (2) 对口装配2块需焊接母材料, 在坡口处, 并确认母材无重皮、裂纹、毛刺或坡口损伤等缺陷;在对每只焊口进行焊接之前应先PT检验, 其范围是坡口以及边缘20 mm左右, 合格后才能施焊; (3) 对口点固焊。点固焊的焊接工艺、焊接材料与手工钨极氩弧焊打底焊接一样。

2.2 手工钨极氩弧焊打底焊接

应用气冷式氩弧焊枪打底焊接2层焊层, 其参数如下:焊丝采用2.5 mm的P92钢专用焊丝;2.5 mm的钨极;氩气流量最初时为20～30 L/min, 在施焊中, 其流量保持为10～15 L/min, 氩气纯度为99.95%以上;在施焊之前应预热待焊区, 预热应用电加热方式, 预热温度在150～200℃之间, 测温应以点温计量坡口内的实际温度为准;焊接电弧电压则在10～14V内, 焊接电流保持80～110 A, 焊接速度则是55～80 mm/min;各层焊层的厚度应控制在2.8～3.6 mm内。

2.3 焊条电弧焊盖面焊接、填充

施焊之前预热待焊区, 温度保持在200～250℃, 预热宽度从坡口边缘开始每侧约为母材壁厚的5倍;焊条使用前应先烘焙;使用焊条时, 应将其放于保温筒内以便随取随用;应用摆动焊的焊接方式, 施焊时层间温度应保持在300℃左右, 各层焊道的厚度控制在小于或等于所用焊条的直径, 其摆动幅度应小于或等于所用焊条直径的4倍。

焊条电弧焊接时, 其参数为:第1～第2层的电弧焊焊层, 其焊条采用2.5 mm的P92钢专用焊条, 1道的焊道数, 10～70 A的焊接电流, 20～24 V的电弧电压, 焊接速度保持在90～150 mm/min, 各层填充金属的厚度则为2.0～2.5 mm;第3～第4层电弧焊焊层, 焊条采用3.2 mm的P92钢专属焊条, 3道的焊道数, 90～130 A的焊接电流, 20～24V的电弧电压, 焊接速度保持为100～160 mm/min, 各层填充的金属厚度则是2.5～3.2 mm内。其他各层的电弧焊焊层, 焊条为4.0 mm的P92钢焊条, 焊道数是3道, 130～160 A的焊接电流, 20～24 V的电弧电压, 140～220 mm/min的焊接速度, 3.0～4.0 mm的填充金属厚度。

2.4 焊后处理

焊后进行热处理, 同时在热处理中应保证焊接接头的各两点间的温差应小于20℃。 (1) 焊缝整体焊接后, 把焊接接头冷却, 保持在80～100℃内, 同时进行2 h的保温;如果焊接接头出现不能及时焊后热处理的情况, 则应在焊后即刻进行恒温时间大于或等于2 h、加热温度为350℃的热处理。 (2) 应用远红外自动加热器, 把焊接接头温度提升到750～770℃, 且保温时间最少为4 h, 保温宽度以焊缝中心开始算每侧应大于或等于母材壁厚的5倍, 升温中, 在500℃之前温速应小于或等于150℃/h, 500℃之后, 温速应小于或等于120℃/h;而焊接接头则应在保温后再开始降温, 温度降至300℃以下于静止空气中进行冷却直到室温, 降温速度则应小于或等于150℃/h。此外, 每道或每层焊缝焊后, 应以钢丝刷或磨光机等来清理各种杂物, 特别是坡口边缘与中间接头处。

3 结语

总之, 在采用P92钢进行焊接工艺时, 我们应正确掌握其焊接工艺要求, 避免各种焊接问题的出现, 这样有利于保证焊接质量, 缩短加工周期, 有利于解决日益突出的电力供需矛盾。

摘要：从P92钢焊接接头易出现的问题入手, 提出了一些防范措施, 分析了P92钢焊接的工艺要求, 为今后研制P92钢焊接技术策略做好了技术保障。

关键词：P92钢,焊接接头,工艺要求

参考文献

[1]杨富, 章应霖, 任永宁, 等.新型耐热钢焊接[M].北京:中国电力出版社, 2006

[2]DL/T869—2004火力发电厂焊接技术规程[S].北京:中国电力出版社, 2004

[3]牛晓光.T91钢小径管焊缝超声波探伤缺陷的定位[J].华北电力技术, 2006, 36 (7)

焊接接头质量 篇11

关键词： 耐蚀钢；货油舱；腐蚀性能；上甲板；药芯焊丝

中图分类号： F426.4

Abstract： According to the Guide of COT Corrosion Resistant Steel passed by CCS in February，2013，homemade corrosion device of simulating COT upper deck plate corrosion environment was used to study flux-cored wire deposited metal and welding joint of EH36 grade COT anti-corrosion steel. The result revealed that the corrosion property of deposited metal and welding joint also meet the criterion， the ECL25 of deposited metal was 1.721 82 mm，the corrosion deep of welding joint was less than 30 μm.

Key words： anti-corrosion steel； cargo oil tank （COT）； corrosion property； upper deck plate； flux-cored wire

0 前言

货油舱为原油船装载原油的主体，近年来由高硫、高酸原油引发的原油船腐蚀失效问题日益严重，不仅缩短了油船的使用寿命，而且严重威胁海洋生态环

境[1，2]。油轮货油舱（COT）一般采用AH32-EH36级钢板制造，该钢板的目标使用寿命为25年，主要应用在货油舱的甲板、舱底和支撑架等部位，各部位的腐蚀环境差异较大，因此防腐条件复杂。目前COT采用的防腐方法主要有：①在钢材表面进行防腐涂装；②添加缓蚀剂；③采用耐蚀钢。其中采用耐蚀钢方法因其安全先进，维修成本低，受到广大船东欢迎。日本最早提出COT耐蚀钢的概念并在该研究领域保持世界领先地位，已经将该型钢在20多艘大型油船上应用。2012年1月，国际海事组织（IMO）通过了油船货油舱耐蚀钢性能标准和试验程序。2013年2月中国船级社通过了《原油油船货油舱耐蚀钢检验指南》标准。国内对COT耐蚀钢的开发工作起步较晚，目前只有鞍钢、首钢、南钢、武钢等大型钢企完成了产品试制。

本研究依据《原油油船货油舱耐蚀钢检验指南》规定的检测试验程序，对一种新研制开发的与EH36级COT耐蚀钢配套的药芯焊丝GFM-NS及焊接接头进行模拟上甲板工况条件下的腐蚀试验，并对试验结果进行了初步分析。

1 试验材料及方法

母材COT耐蚀钢为EH36级船用钢板，厚度

16 mm，其力学性能及耐蚀性能满足CCS相关规定，上甲板腐蚀速率ECL25年≤2.0 mm。配套药芯焊丝GFM-NS属于高钛型金红石渣系，满足船用焊丝全位置焊要求。采用100%CO2气体保护焊，焊缝成形美观，脱渣性能优良，电弧稳定，飞溅小。其合金系统采用Ti-B微合金化，配合添加其它合金元素，使焊丝熔敷金属主要化学成分与母材化学成分相近，保证焊丝低温冲击韧性和强度满足要求，焊接接头各区域耐蚀性能相当。

母材及焊丝GFM-NS熔敷金属化学成分见表1；母材、药芯焊丝熔敷金属及焊缝金属力学性能见表2，焊接工艺参数见表3。母材金相组织为铁素体+贝氏体，如图1所示；药芯焊丝熔敷金属焊态组织为先共析铁素体+针状铁素体+贝氏体，如图2所示；焊缝组织为先共析铁素体+少量魏氏针状铁素体+针状铁素体，如图3所示。

腐蚀试验按照CCS《原油油船货油舱耐蚀钢检验指南》规定的上甲板腐蚀性能检测试验程序进行，每组试验各有5个平行试样，试件尺寸（25±1） mm ×（60±1） mm ×（5±0.5） mm，其中焊接接头试样包括宽度为（15±5） mm的焊缝金属。常规钢采用EH36级钢，腐蚀试验进行98天，试验后去除腐蚀产物，记录试验前后各试样的腐蚀失重，计算98天腐蚀损耗CLC。焊丝熔敷金属腐蚀试验依据《原油船货油舱耐蚀钢检验指南》中母材相关规定执行，试验时间分别为21天、49天、77天、98天，记录试验前后各试样的腐蚀失重并计算平均腐蚀损耗CL21、CL49、CL77、CL98，做最小二乘法得到腐蚀系数A、B，估算焊丝熔敷金属25年腐蚀损耗ECL。焊接接头腐蚀试验进行98天，每个接头腐蚀试样制取2个20 mm × 5 mm的焊缝横截面金相试件，使熔合线位于试样长度的中间，采用100倍和250倍显微镜对母材和焊缝金属之间的表面边界进行金相观察，确定焊接接头是否有不连续界面存在。

图4为上甲板腐蚀试验系统示意图，包括试样悬挂、温度控制、气体控制和有害气体吸收处理4个子系统，可编程自动进行温度和时间的控制、测量和记录，精确控制气体流量及配比，有害气体吸收及泄露报警。腐蚀试验在环境模拟箱中进行，模拟实际上甲板工况，用蒸馏水和模拟货油舱气体[（4%±1%）O2，（13%±2%）CO2，（0.01%±0.001%） SO2，（0.05%±0.005%） H2S，（83%±2%） N2]进行试验，在第1个24 h内的最小气体流量为（100+5） mL/min，24 h后为（20+1）mL/min；试样加热至（50±2）℃保持（19±2） h，（25±2）℃保持（3±2） h，两个温度之间转换时间应至少为1 h，1次试验周期的时间为24 h，腐蚀环境温度控制如图5所示；蒸馏水的温度保持不高于36 ℃，试样温度为50 ℃。

nlc202309022355

采用XRD能谱分析仪对焊丝熔敷金属试样外层腐蚀产物进行物相分析。

2 试验结果及分析

2.1 常规钢模拟上甲板腐蚀试验结果及分析

常规钢用于试验作为比对，和其它耐蚀材料腐蚀试验同时进行，其腐蚀率应满足《原油船货油舱耐蚀钢检验指南》中评估衡准的条件，以确认在试验中采用的试验装置和试验条件可保证腐蚀试验按《原油船货油舱耐蚀钢检验指南》规定正确执行。常规钢上甲板腐蚀试验结果见表4。可见，其98天腐蚀损耗CLC均值为0.097 45 mm，满足标准要求。常规钢腐蚀试验结果表明，本文进行的模拟上甲板工况条件的腐蚀试验按《原油船货油舱耐蚀钢检验指南》规定正确执行。2.2 药芯焊丝熔敷金属上甲板腐蚀试验结果及分析

药芯焊丝熔敷金属上甲板不同试验时间的腐蚀损耗及25年腐蚀损耗估算值ECL结果如表5所示，可见，在模拟上甲板工况条件下，药芯焊丝熔敷金属25年腐蚀损耗ECL值为1.721 82 mm，满足CCS《原油油船货油舱耐蚀钢检验指南》规定ECL ≤2 mm的标准要求，药芯焊丝熔敷金属模拟上甲板腐蚀性能合格。

图6为不同腐蚀时间试验条件下，一组腐蚀试样表面的宏观形貌。由试样宏观腐蚀形貌看，熔敷金属表面的腐蚀产物较多，黄色和黑色的腐蚀产物堆积在整个试样表面，腐蚀产物膜较为疏松，腐蚀产物易脱落，说明表层腐蚀产物膜附着力较弱。去除表层腐蚀产物膜后，内层腐蚀产物膜比较致密且附着力较强，使用尼龙刷难以彻底去除，样貌为黑色腐蚀产物中掺杂黄色锈迹斑点。所有腐蚀产物去除后，试样表面可较明显分辨出熔敷金属不同焊道形态，试样整体表现为均匀腐蚀，试样表面没有明显的局部腐蚀现象发生。

图7为熔敷金属腐蚀试样表面腐蚀产物膜的能谱图，腐蚀产物中包含Fe2O3·H2O，Fe（OH）SO4·2H2O，FeS，Fe（HCO3）2，FeO（OH）和H2O等物质。

在COT油舱内部，上甲板腐蚀环境非常复杂。日本最早从事COT耐蚀钢研究组织SR242协会认为，COT油舱内部富含O2、CO2、SO2以及从原油中挥发出来的H2S气体，并在上甲板内表面富集；同时，上甲板始终处于昼夜交替和干湿交替状态，导致油舱内部处于湿气环境，在上甲板表面形成冷凝水，湿的H2S与O2、SO2发生反应4H2S+O2+SO2=4H2O+5S，生成的S大量存在于外层腐蚀产物膜中，使腐蚀产物变脆且易于脱落，外层腐蚀产物容易清除。有文献[3，4]认为，上甲板腐蚀产物中60%以上都是S元素，H2S气体在原油舱内主要作用是增加腐蚀产物的数量。

COT油舱内CO2和SO2聚集在上甲板表面，使上甲板内表面由于昼夜温差交替引起干湿循环出现的冷凝水PH值非常低（大约在2～4）。过低PH值的冷凝水是加剧COT上甲板腐蚀的原因。

2.3 焊接接头腐蚀试验结果

图8为腐蚀产物去除前后药芯焊丝焊接接头上甲板腐蚀试样宏观腐蚀形貌。试样表面腐蚀产物呈片状，较为致密，有微孔分布，具有一定的强度，在样品取样过程中有表层腐蚀产物膜直接脱落的现象。内层腐蚀产物膜比较致密且附着力较高，为黑色腐蚀产物中掺杂黄色锈迹斑点。去除腐蚀产物后，试样表面没有明显的局部腐蚀现象发生，不能明显分辨出焊接接头的焊缝区域，试样为均匀腐蚀。

5个接头腐蚀试样共制成10个焊缝横截面试件，100倍显微镜下截面腐蚀形貌如图9所示，其中1#、2#、5#试样6个受试面焊缝平均表面线高于母材平均表面线，3#、4#试样受试面腐蚀深度均小于30 μm，按《原油船货油舱耐蚀钢检验指南》规定可判定接头试样母材和焊缝金属之间无不连续表面，药芯焊丝焊接接头上甲板腐蚀性能合格。

焊接接头由焊缝区、热影响区及母材组成，各区域间存在组织及成分等差异，腐蚀环境下焊接接头各区形成电极电位差并发生电偶腐蚀，各区出现不同程度的腐蚀，致使焊接接头出现腐蚀台阶。减少成分及组织差异，减少接头各区域间的电位差，使接头表面电位分布均匀，以均匀腐蚀为主，可减少腐蚀台阶深度，提高接头腐蚀性能。

3 结论

（1）根据CCS《原油油船货油舱耐蚀钢检验指南》规定，模拟上甲板腐蚀工况条件，分别研究EH36级COT钢配套药芯焊丝熔敷金属及焊接接头腐蚀性能。试验结果表明，药芯焊丝熔敷金属及焊接接头上甲板腐蚀性能均满足CCS《原油油船货油舱耐蚀钢检验指南》要求，腐蚀性能合格。

（2）采用XRD衍射分析仪分析药芯焊丝熔敷金属试样表面腐蚀产物。外层腐蚀产物以铁锈与硫元素为主，易脆易脱落。内层腐蚀产物膜比较致密且附着力较高，起到抑制腐蚀加剧的作用。

（3）焊缝区、焊接热影响区及母材之间成分及组织差异导致焊接接头在腐蚀环境下形成电极电位差，造成各区腐蚀程度不同，在交界处出现腐蚀台阶。减少接头各区域成分及组织差异，减少各区间的电位差，使接头表面电位分布均匀，可提高接头耐蚀性能。

参考文献

[1] Peter Tscheliesnig. Detection of corrosion attack on oil tankers by means of acoustic emission （AE） [C]. Asia-Pacific Conference on NDT， 5th-10th， Auckland，New Zealand， 2006，11.

[2] Ryuichiro Ebara， Eiichi Watanabe. Corrosion fatigue strength of ship structural plates in sour crude oil[J]. Mitsubishi Heavy Industries Technical Review.1995，2（1）：11-14.

[3] Yoshiya Yamagvchi， Shinpei Terashima. Development of guidelines on corrosion resistant steels for cargo oil tanks [C]. Proceedings of the ASME 2011 30th International Conference on Ocean offshore and Arctic Engineering， OMAE，Roterdam，the Netherlands， 2011，6.

[4] K Kashima， Y Tanino. Developpment of corrosion resistant steel for cargo oil Tanks [C]. International Symposium on Shipbuilding Technology， Osaka University， 2007： 5-10.

收稿日期：2014-05-04

谷森简介：1989年出生，硕士研究生，主要从事低合金高强结构钢研究。

焊接接头力学性能预测模型的研究 篇12

焊接工艺参数是通过大量的焊接试验, 从中选定一些重要参数, 以便能确保焊接工程质量。焊接工艺参数的设计不是一件轻松的工作, 这是由于焊接工艺众多参数之间存在十分复杂的关系。随着人工智能理论成熟的发展, 人们试图利用虚拟焊接技术代替常规的工艺评定试验[1]。

2. 焊接过程的数学建模

焊接的质量与焊接工艺参数的选择息息相关, 参数之间不仅存在静态重叠, 而且也存在动态耦合, 这种存在大量随机不确定因素的复杂过程决定了其数学建模的困难性。伴随着人工智能理论突飞猛进的发展, 神经网络在工业生产的各个领域得到了越来越多的关注与应用。从理论上说, 神经网络通过自身的学习训练, 对复杂的非线性方程的有着很好的映射, 更能够体现出自身的优越性。

作为一种智能预测算法, 神经网络是通过模拟大脑的某种机制与功能, 去实现工业领域上的某些特定功能。人工神经网络在某种算法的指导下, 通过从外部环境获取知识去自动归纳学习, 并对输入作出相应的反应。本文通过引入神经网络技术虚拟建模, 并深入的研究其焊接接头的力学性能。

3. 实验内容

本次试验内容主要是预测焊接接头的力学性能, 试样采用材质为Q235B的钢板。

实验方案设计为:采用林肯-400s进行手工电弧焊, 焊材为Φ4.0的J507焊条, 试样坡口为单面V型。为了尽可能得到均匀离散的实验数据。焊后的试样进行机械切割后做拉伸试验, 记录四项接头力学性能数据, 分别为:屈服强度、抗拉强度、断面收缩率、延伸率。

4. 仿真结果

验证性试验选择了5种线能量, 验证性试验焊接速度选定为10cm/min, 随机选取8组焊接工艺参数, 导入系统, 进行仿真。每组实验做3次, 取平均值, 尽可能降低人为引起的误差。实验参数和仿真结果见表。

实验结果分析:

用于验证的实验数据共有八组。图中实线段为预测值, 虚线段为试验值。从图中可以发现:试验值和预测值是基本贴合的, 误差绝对值均不超过5%, 预测情况较为理想。由于篇幅所限, 延伸率和断面收缩率预测结果暂不列出。从图中可以看出, 文中设计的模型精确度还需提高, 可以通过适当增加模型样本训练数据, 进一步增强网络的学习、泛化能力。

5. 结语

本文通过引入神经网络技术, 设计了一种快速建立焊接接头力学性能模型预测的方法, 网络输入焊接工艺参数, 经过相应的学习训练, 输出焊接接头的力学数据, 极大的提高了焊接质量。研究表明, 该焊接接头力学性能预测模型结构简单, 精确度较高, 具有一定的实用价值。

摘要：作为焊接质量控制的主控项目之一的焊接接头的力学性能, 目前传统方法主要是采用弯曲、冲击、拉伸等常规试验对其进行测试。然而这种方法不仅需要耗费大量时间, 且试验过程中往往存在诸多不确定性因素。随着计算机技术在工业领域的蓬勃开展, 如何对焊接接头力学性能进行虚拟模拟的课题受到了人们广泛的关注。本文通过在焊接领域引入神经网络技术, 较好的完成了对焊接接头力学性能的预测, 并通过仿真证明了该方法的有效性。

关键词：焊接,力学性能,人工智能,预测

参考文献

[1]崔朝宏, 李午申.人工神经网络在焊接中的应用现状及发展趋势[J].焊接技术2009, 29 (1:40-42.

[2]张良均, 曹晶, 蒋世忠.神经网络实用教程[M].北京:机械工业出版社, 2008.