閻 璐，宋金英，聶 希，孫麗敏

(1.上海船舶工藝研究所，上海 200032；2.上海空間電源研究所，上海 200245)

0 引 言

近年來隨著能源需求的不斷加大，海上原油運(yùn)輸量逐年增大，而原油高硫高酸的特點(diǎn)使其在運(yùn)輸過程中頻繁引發(fā)原油船貨油艙腐蝕失效事故，造成嚴(yán)重的環(huán)境污染和安全隱患。為此，國際海事組織(IMO)在2010年規(guī)定，原油船貨油艙用鋼必須采用涂層防護(hù)或采用耐蝕鋼作為現(xiàn)行防腐涂層體系的唯一有效替代方案。低合金耐蝕鋼由于具有優(yōu)異的環(huán)境友好特性及較低的維護(hù)成本，已成為油船貨油艙用鋼的研究熱點(diǎn)[1-3]。早期原油船貨油艙用耐蝕鋼生產(chǎn)及應(yīng)用工藝主要被日本所壟斷，我國關(guān)于貨油艙用耐蝕鋼研究工作起步較晚。經(jīng)多年探索，我國成功開發(fā)國產(chǎn)原油船貨油艙用耐蝕鋼[4-5]，經(jīng)實(shí)船服役跟蹤，耐腐蝕性能良好，為國產(chǎn)原油船用耐蝕鋼的推廣應(yīng)用打開局面。

目前超大型油船(Very Large Crude Carrier，VLCC)、浮式生產(chǎn)儲(chǔ)卸油裝置(Floating Production Storage and Offloading，F(xiàn)PSO)等大型油船貨油艙用耐蝕鋼焊接方法主要以手工電弧焊、半自動(dòng)氣保焊為主。隨著原油船低成本建造需求的不斷提出，為進(jìn)一步提高船舶建造效率，高效焊接技術(shù)在原油船用耐蝕鋼的應(yīng)用成為新的研究方向。埋弧焊(Submerged Arc Welding，SAW)具有質(zhì)量穩(wěn)定、生產(chǎn)率高、無弧光及少煙塵等優(yōu)點(diǎn)，特別適合船舶平直結(jié)構(gòu)焊接，在單絲SAW基礎(chǔ)上采用多絲SAW可大幅提高熔敷率和焊接速度，進(jìn)一步提高焊接效率。針對國產(chǎn)原油船用耐蝕鋼開展雙絲埋弧焊(Double Wire Submerged Arc Welding，DWSAW)工藝研究，探索不同焊接工藝參數(shù)對耐蝕鋼焊接接頭的影響，研究耐蝕鋼DWSAW工藝適應(yīng)性。

1 試驗(yàn)設(shè)備和材料

DWSAW采用雙電源雙絲串列式，雙電源選擇2臺(tái)PowerWave AC/DC 1000 SD焊接電源并配備集成送絲系統(tǒng)。PowerWave AC/DC 1000 SD焊接電源使用波形控制技術(shù)，通過調(diào)節(jié)頻率和振幅，可較好地控制熔敷率和熔深，與傳統(tǒng)的焊接電源相比得到更高的焊接速度，可提高焊縫質(zhì)量和焊接效率。

焊接母材采用國產(chǎn)原油船用耐蝕鋼AH32，厚度為18 mm，常規(guī)拉伸性能如表1所示。選用耐蝕鋼配套SAW焊絲，牌號(hào)為MCJ50NS，焊絲直徑為3.2 mm，配套焊劑為TM.SJ50NS，規(guī)格為0.6～3.8 mm。母材和焊材的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))如表2所示。焊前將焊劑在350 ℃保溫2 h。

表1 常規(guī)拉伸性能

表2 母材和焊材化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) %

2 前后絲模式的影響

在DWSAW系統(tǒng)中，電源類型較常采用前絲直流(DC)反接+后絲交流(AC)，以避免電弧間的電磁干擾和電弧偏吹。DWSAW試驗(yàn)采用的焊接電源具有恒壓(Constant Voltage，CV)和恒流(Constant Current，CC)兩種模式。

2.1 后絲CV和CC模式的影響

通過平板堆焊試驗(yàn)，在前絲DC、后絲AC模式下，對后絲分別采用CV和CC模式進(jìn)行工藝試驗(yàn)，焊縫外觀如圖1所示。由圖1可知：在前絲DC、后絲AC+CV模式下，焊縫平直，但表面凹凸不平；在前絲DC、后絲AC+CC模式下，焊縫平直，表面成型良好。原因在于：在CV模式下，電弧電壓不變，但焊接電流為反饋?zhàn)兞?，使焊絲的熔化量不斷變化，填充不均勻，焊縫不平直；在CC模式下，焊接電流恒定，金屬熔覆量相對變化較少，使焊縫表面均勻，成型良好。

圖1 后絲AC+CV/CC模式焊縫外觀

2.2 后絲CC方波和正弦波的影響

在前絲DC、后絲AC+CC模式下，后絲AC+CC分為方波和正弦波。通過平板堆焊試驗(yàn)，研究兩種模式下的焊縫成型。后絲CC模式不同波形焊接試驗(yàn)工藝參數(shù)如表3所示。后絲CC模式不同波形焊縫外觀如圖2所示。由圖2可知：在焊接電流、焊接速度相同的條件下，AC方波堆焊表面高低不平，焊縫邊緣不齊，相比之下，AC正弦波焊縫邊緣較平齊，表面較平且光滑，焊縫成型良好。

圖2 后絲CC模式不同波形焊縫外觀

表3 后絲CC模式不同波形焊接試驗(yàn)工藝參數(shù)

3 焊接電流、焊接電壓和焊接速度的影響

焊接電流、焊接電壓和焊接速度是直接影響焊縫成型和質(zhì)量的關(guān)鍵因素。在雙絲串列(前后絲直徑相同)時(shí)，采用不同焊接電流、焊接電壓和焊接速度進(jìn)行DWSAW平板堆焊。不同焊接試驗(yàn)工藝參數(shù)如表4所示。不同工藝參數(shù)焊縫外觀如圖3所示。不同工藝參數(shù)焊縫宏觀如圖4所示。不同工藝參數(shù)焊縫尺寸如表5所示。

表4 不同焊接試驗(yàn)工藝參數(shù)

表5 不同工藝參數(shù)焊縫尺寸

圖3 不同工藝參數(shù)焊縫外觀

圖4 不同工藝參數(shù)焊縫宏觀

1號(hào)試樣焊接速度過快，達(dá)70 cm/min，堆焊表面高低不平，焊縫邊緣不齊，結(jié)合焊接接頭橫截面宏觀照片和尺寸，熔池形狀為壓扁的橢球形，與母材接觸的面積較大。原因在于：在冷卻時(shí)，晶粒先從與母材相連的半熔化區(qū)形成晶核，并向液態(tài)金屬中生長；焊接速度越快，晶粒生長的方向與熔池移動(dòng)方向的夾角越接近90°，造成晶粒以柱狀晶的方式向焊縫中心長大，焊縫中心聚集大量的低熔點(diǎn)共晶體和雜質(zhì)，對焊接性能造成損害。

2號(hào)試樣和4號(hào)試樣后絲電流相同。2號(hào)試樣前絲電流為620 A，電壓為34.0 V，焊接速度為55 cm/min；4號(hào)試樣前絲電流為650 A，電壓為34.0 V，焊接速度為60 cm/min。測得2號(hào)試樣熔深為7.0 mm，4號(hào)試樣熔深為9.5 mm。在一般情況下，其他工藝參數(shù)不變，焊接速度減小，DWSAW的熔深和熔寬均會(huì)相應(yīng)增加。2號(hào)試樣在焊接速度降低條件下熔深反而小于4號(hào)試樣，表明前絲焊接電流增加直接影響焊縫熔深，隨著前絲焊接電流增加，焊接熔深逐漸增加。

3號(hào)試樣和4號(hào)試樣前絲電流、電壓及焊接速度均相同。3號(hào)試樣后絲電流為530 A，電壓為37.0 V；4號(hào)試樣后絲電流為540 A，電壓為39.0 V。測得3號(hào)試樣熔寬為22.0 mm，4號(hào)試樣熔寬為24.5 mm。隨著后絲焊接電壓的增加，焊接熔寬逐漸增加。

通過上述不同工藝參數(shù)焊縫對比及焊接接頭宏觀檢測可知：前絲電流主要起增加熔深作用，在其他規(guī)范參數(shù)不變時(shí)，隨著前絲電流增加，焊接熔深逐漸增大；后絲電壓主要起增加熔寬作用，隨著后絲電壓增加，焊縫的熔寬增加。

4 焊接接頭性能

根據(jù)工藝參數(shù)對國產(chǎn)原油船用耐蝕鋼焊縫成型的影響，開展DWSAW工藝試驗(yàn)。耐蝕鋼DWSAW工藝參數(shù)如表6所示。

表6 耐蝕鋼DWSAW工藝參數(shù)

4.1 焊接接頭力學(xué)性能

焊接接頭常規(guī)拉伸彎曲性能如表7所示。結(jié)果表明：室溫條件下的焊接接頭抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)高于中國船級(jí)社(CCS)規(guī)范要求的490 MPa；焊接接頭在按規(guī)定進(jìn)行彎心直徑側(cè)彎后，4個(gè)側(cè)彎試樣表面完好無裂紋。焊接接頭具有良好的強(qiáng)度和塑性。

表7 焊接接頭常規(guī)拉伸彎曲性能

焊接接頭室溫沖擊性能如表8所示。由表8可知：室溫條件下的焊接接頭不同位置沖擊功均高于100 J，遠(yuǎn)高于CCS規(guī)范要求的47 J，具有良好的沖擊韌性。沖擊功呈現(xiàn)由焊縫中心向熔合線外逐漸升高的趨勢，焊縫中心、熔合線處的沖擊功明顯低于熔合線+2 mm和熔合線+5 mm，焊縫中心沖擊功為整個(gè)焊接接頭沖擊功的最低。焊縫金屬的力學(xué)性能與其組織狀態(tài)密切相關(guān)，由于在焊縫自由凝固為鑄態(tài)組織過程中，過冷度較大較易產(chǎn)生淬硬組織，因此整個(gè)焊縫區(qū)域沖擊韌性低于母材區(qū)域。

表8 焊接接頭室溫沖擊性能

焊接接頭金相顯微組織如圖5所示。焊縫組織由條塊狀鐵素體和針狀鐵素體構(gòu)成，焊縫中心可觀察到明顯的粗大柱狀晶組織，而熱影響區(qū)域粗大和細(xì)小晶?；旌洗嬖凇Ｔ蛟谟冢号c其他焊接方法相比，SAW的熱輸入量更大，熱影響區(qū)部分區(qū)域在焊接熱循環(huán)過程中發(fā)生重結(jié)晶和長大。由于熱輸入量較大，因此焊縫中心得到針狀鐵素體的比例較熱影響區(qū)少。文獻(xiàn)[6]～文獻(xiàn)[7]分析認(rèn)為針狀鐵素體對韌性有利，而條塊狀鐵素體在發(fā)生變形時(shí)與鄰近組織協(xié)調(diào)性差，容易產(chǎn)生解理臺(tái)階，導(dǎo)致針狀鐵素體在焊縫中心比例較小，韌性降低。

圖5 焊接接頭金相顯微組織

焊接接頭沖擊試樣斷口顯微形貌如圖6所示。由圖6可知：焊縫中心斷口存在明顯解理臺(tái)階形貌，河流花樣由點(diǎn)狀裂紋源向四周放射，在部分?jǐn)嗝嫔洗嬖诎枷莺投瘟鸭y，這與塊狀鐵素體容易產(chǎn)生解理斷裂的理論結(jié)果一致；熔合線斷口出現(xiàn)韌窩和解理斷裂的混合形貌，部分區(qū)域存在微孔聚合型微坑，微孔較小較淺，部分區(qū)域存在解理臺(tái)階；熔合線+2 mm區(qū)域韌窩的比例進(jìn)一步提高，表明材料韌性進(jìn)一步提高。沖擊斷口顯微形貌變化與沖擊功逐漸提高趨勢一致。

圖6 焊接接頭沖擊試樣斷口顯微形貌

4.2 焊接接頭耐腐蝕性能

根據(jù)CCS《原油油船貨油艙耐腐蝕鋼材檢驗(yàn)指南》，進(jìn)行內(nèi)底板焊接接頭腐蝕試驗(yàn)。內(nèi)底板焊接接頭腐蝕試樣取樣如圖7所示，試驗(yàn)時(shí)間為168 h。試驗(yàn)結(jié)束，去除試樣表面腐蝕產(chǎn)物，在用清水清洗后進(jìn)行干燥。

圖7 內(nèi)底板焊接接頭腐蝕試樣取樣示例

內(nèi)底板焊接接頭腐蝕試樣宏觀如圖8所示。由圖8可知：試樣表面無明顯腐蝕痕跡，部分平行試樣焊縫區(qū)域出現(xiàn)輕微腐蝕，總體來看各區(qū)域腐蝕速率接近，屬于均勻腐蝕。

圖8 內(nèi)底板焊接接頭腐蝕試樣宏觀

內(nèi)底板焊接接頭熔合線附近微觀形貌如圖9所示。由圖9可知：平行試樣4的焊縫平均表面線低于母材，但兩者高差<30 μm，不屬于非連續(xù)表面；平行試樣3的焊縫平均表面線高于母材，表明其焊縫腐蝕程度不及母材；其他試樣的焊縫腐蝕平面與母材重合，無腐蝕臺(tái)階。

圖9 內(nèi)底板焊接接頭熔合線附近顯微組織

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可判定，內(nèi)底板焊接接頭腐蝕試樣均不含非連續(xù)表面，具有良好的耐內(nèi)底板腐蝕性能。

5 結(jié) 論

通過對國產(chǎn)原油船用耐蝕鋼DWSAW進(jìn)行的工藝研究，結(jié)論如下：

(1)在前絲DC反接、后絲AC+CC正弦波模式下，可獲得成型良好的焊縫。

(2)前絲電流主要起增加熔深作用；后絲電壓主要起增加熔寬作用。

(3)焊接接頭力學(xué)性能良好，具有良好的耐腐蝕性能，可較好地適應(yīng)腐蝕環(huán)境。

國產(chǎn)原油船用耐蝕鋼具有較好的DWSAW工藝適應(yīng)性，采用該工藝可提高焊接效率，獲得滿足CCS規(guī)范要求的焊接接頭。