極地船舶裝備氣電立焊的焊縫接頭性能分析

江澤新 韋青嵩 段正啟 劉 鑫

（廣船國際有限公司 廣州 511462）

0 引 言

相較于常規(guī)船舶，極地船舶因在極地地區(qū)長年運(yùn)營，需要面對(duì)低溫環(huán)境和浮冰撞擊[1]。因此，對(duì)極地船舶焊縫接頭要求具備較高的綜合性能，保證接頭的可靠性。實(shí)際生產(chǎn)中，保證可靠性的主要措施是提高材料的斷裂韌度、降低應(yīng)力及減少焊接缺陷，而在低溫環(huán)境應(yīng)用還需要提升沖擊韌性水平。研究表明：冰層撞擊前期，外板的損傷主要表現(xiàn)為沖擊和劃割損傷；隨著船舶深入冰層，冰層的擠壓破壞不斷增大、撞擊次數(shù)不斷增多，外板不斷發(fā)生塑性變形直至塑性破壞，內(nèi)部結(jié)構(gòu)也由彈性變形進(jìn)入塑性失效階段。船舶受到擠壓和撞擊直至失效階段所產(chǎn)生的能量傳遞以外板的吸能最多，其次是骨材。當(dāng)外板進(jìn)入塑性階段，抗冰能力將急劇下降并嚴(yán)重威脅船只安全，所以外板的安全性是極地船舶可靠性的重要關(guān)鍵點(diǎn)。[2-3]

目前，多種焊接工藝已在極地裝備結(jié)構(gòu)開展實(shí)際工程應(yīng)用， 例如單面自動(dòng)雙面成形埋弧焊（flux copper backing, FCB）、埋弧焊（submerged arc welding,SAW）、氣電立焊（electrogas welding, EGW）等， 焊接效率明顯提升。船舶外板焊縫通常采用二氧化碳?xì)怏w保護(hù)焊（fluxed cored arc welding, FCAW）、FCB、EGW、SAW 等焊接工藝（如對(duì)平直結(jié)構(gòu)拼板階段開展FCB 焊接，總組搭載階段采用EGW 焊接），均屬于大線能量焊接工藝，容易引起接頭脆化，導(dǎo)致塑性韌性降低。[4]

對(duì)比分段拼板階段，分段合攏累計(jì)了分段制造階段多個(gè)工序的精度誤差和吊裝過程中導(dǎo)致的分段變形，并且二次修割的現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生[5]，造成合攏焊縫坡口間隙與規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)誤差較大，整體坡口質(zhì)量低于FCB 拼板階段，且建造過程中的EGW 線能量整體大于FCB。同時(shí)，總組搭載分段外板的骨材已經(jīng)完成焊接，外板拘束度大，焊接完成后的殘余應(yīng)力大，外板更容易出現(xiàn)塑性變形，故極地船舶外板EGW 焊縫的隱患風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)高于其他結(jié)構(gòu)或采用其他焊接方法的焊縫。

如今，許多學(xué)者對(duì)EGW 焊縫進(jìn)行分析研究并取得了良好的效果[6-12]，但這些研究主要集中于焊接位置、焊接角度和工藝參數(shù)優(yōu)化等，針對(duì)焊接坡口間隙對(duì)焊縫性能的影響研究較少。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)和計(jì)算方法飛速發(fā)展，數(shù)值模擬是繼理論方法和試驗(yàn)方法之后的第3 種科學(xué)研究和工程分析方法[13]。研究結(jié)果表明：建立三維熱力學(xué)有限元模型，對(duì)焊接接頭殘余應(yīng)力場(chǎng)和焊接變形進(jìn)行數(shù)據(jù)分析，可有效避免有損檢測(cè)所帶來的風(fēng)險(xiǎn)隱患，以及無損檢測(cè)因船舶焊縫錯(cuò)綜復(fù)雜增加的建造成本，并且數(shù)值模擬結(jié)果和殘余應(yīng)力實(shí)際測(cè)量基本吻合[14-16]。采用數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)焊接工藝參數(shù)和結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，可有效降低因殘余應(yīng)力過大而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性變形的風(fēng)險(xiǎn)隱患。

本文對(duì)極地船舶隱患風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)高的EGW 焊縫接頭開展斷裂韌性、沖擊韌性與微觀組織研究，并采用有限元模擬分析焊接過程中的應(yīng)力場(chǎng)分布和變形情況， 探究板材坡口間隙對(duì)焊接可靠性的影響，優(yōu)化焊接工藝、提高焊接結(jié)構(gòu)的可靠性，試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以為現(xiàn)場(chǎng)的實(shí)際焊接提供切實(shí)可行的理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)過程

1.1 焊接裝配

試驗(yàn)選用母材為EH36 鋼板，板厚為30 mm 并開設(shè)單面V 型坡口，坡口角度為30°。依據(jù)生產(chǎn)的裝配情況，間隙分別設(shè)置為8 mm、12 mm 和16 mm，如圖1 所示。

圖1 試板坡口形式及尺寸

1.2 焊接參數(shù)

焊接過程中，為保證試驗(yàn)變量的唯一性，設(shè)定焊接電流、電壓均保持一致，通過改變焊接速度來反饋坡口間隙的變化，如下頁表1 所示。

表1 焊接參數(shù)

2 接頭韌性

2.1 接頭沖擊韌性

焊接完成經(jīng)過無損檢測(cè)合格后，按GB/T 229開展-20 ℃的低溫夏比沖擊試驗(yàn)。沖擊試樣尺寸均為10 mm×10 mm×50 mm，沖擊開槽取樣位置如圖2 所示。

圖2 沖擊開槽取樣位置

多次進(jìn)行8 mm、12 mm、16 mm 坡口間隙的焊縫沖擊試驗(yàn)，3 種規(guī)格間隙整體沖擊性能均能滿足規(guī)范要求。8 mm 坡口間隙的焊接接頭沖擊韌性分布均勻，在相同的沖擊位置，沖擊平均值與試驗(yàn)數(shù)值兩者之間的離散程度低，接頭沖擊性能穩(wěn)定。隨著間隙不斷增大，焊縫整體的沖擊性能降低，焊縫沖擊值不穩(wěn)定，沖擊平均值和試驗(yàn)數(shù)值兩者的離散度增大。FL 及FL+2 位置的數(shù)值離散度最大，個(gè)別試樣沖擊韌性數(shù)值已低于標(biāo)準(zhǔn)要求，如下頁圖3 所示。

圖3 低溫沖擊實(shí)驗(yàn)數(shù)值對(duì)比

試驗(yàn)結(jié)果表明：8 mm 坡口間隙的接頭性能最為穩(wěn)定；間隙增大時(shí)，線能量也增大，焊縫的沖擊性能降低，數(shù)值不穩(wěn)定。如文獻(xiàn)[17]表明：采用氧化物冶金技術(shù)、氧化冶金等技術(shù)的大線能量鋼，可避免常規(guī)鋼材在大線能量條件下熔合線及附近熱影響區(qū)形成粗大相變組織，保證大線能量下熔合線及熱影響區(qū)的沖擊韌性，從而保證焊接接頭的穩(wěn)定性。

2.2 斷裂韌性

斷裂韌性試驗(yàn)參照BS7448 和DNV-OS-C401標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行，選用三點(diǎn)彎曲（three point bending,TPB）標(biāo)準(zhǔn)試樣，以裂紋尖端張開位移（crack tip opening displacement, CTOD）作為評(píng)價(jià)指標(biāo)。

2.2.1 試樣制備

焊接試板尺寸為450 mm×360 mm×30 mm，間隙分別為8 mm、12 mm 和16 mm，均為30°的V 型坡口。依據(jù)實(shí)驗(yàn)要求，缺口開在焊縫中心和熔合線粗晶區(qū)。焊縫和熔合線分別取6 個(gè)試樣，試樣長度不小于5 倍試樣寬度，斷裂韌性取樣位置如圖4 所示。采用10 t高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)在室溫下預(yù)制疲勞裂紋，疲勞頻率10 Hz。為了保證初始裂紋長度在0.45 ~ 0.70試樣寬度（W）的有效范圍內(nèi)，設(shè)定預(yù)制疲勞裂紋的長度為2.5 mm。

2.2.2 檢測(cè)分析

將試樣放入低溫環(huán)境箱中進(jìn)行冷卻，待溫度達(dá)到-20 ℃后保溫30 min。對(duì)試樣進(jìn)行加載直到試樣失穩(wěn)破壞，加載速率控制在0.5 ~ 1.0 mm/min 范圍內(nèi)，并同時(shí)記錄試樣載荷-位移曲線。

試樣失穩(wěn)破壞后快速壓斷試樣（焊縫試樣需要輔助疲勞擴(kuò)展），用工具顯微鏡測(cè)量試樣的裂紋長度a0。具體方法為：沿試樣厚度方向取9 個(gè)測(cè)試位置分別測(cè)量，其中最外側(cè)的2 個(gè)點(diǎn)位于距試樣表面1%B處，然后在這2 個(gè)點(diǎn)之間等間距取7 個(gè)測(cè)試位置，按歐標(biāo)BS_7448-1 開展斷裂韌性CTOD 特征值和試樣幾何形狀因子計(jì)算：

按式（1）計(jì)算裂紋長度a0：

在F-V 曲線上讀取最大載荷值F和塑性張開位移VP，用式（2）計(jì)算CTOD 值。

式中：B為試樣厚度，mm；W為試樣寬度，mm；δ為裂紋尖端張開位移，mm；s為三點(diǎn)彎曲時(shí)試樣的跨度，mm；F為最大載荷值，kN；δs為屈服強(qiáng)度，熱影響區(qū)取460 MPa，焊縫中心取410 MPa；ν為泊松比，取0.27；E為彈性模量，取2.1×105MPa；Z為刀口厚度，取0 mm；Vp為對(duì)應(yīng)最大載荷值的塑性張開位移，mm；試樣幾何形狀因子，計(jì)算見式（3）：

2.2.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

按照規(guī)范要求，CTOD 特征值最低要求不低于0.15 mm。8 mm 坡口間隙焊縫中心CTOD 平均值為0.9 ~ 1.0，熔合線CTOD 平均值為0.8 ~ 0.9；12 mm坡口間隙焊縫中心CTOD 平均值為0.8 ~ 0.9，熔合線CTOD 平均值為0.7 ~ 0.8；16 mm 坡口間隙焊縫中心CTOD 平均值為0.7 ~ 0.8，熔合線CTOD 平均值為0.5 ~ 0.6。不同裝配間隙的焊接接頭，焊縫中心整體CTOD 值均大于熔合線。此外，文獻(xiàn)[18]也提到，由于焊接接頭內(nèi)部殘余應(yīng)力較大，熔合線區(qū)域很窄，難以精確界定，因此熱影響區(qū)的CTOD 值離散性較大，如圖5 所示。

圖5 斷裂韌性試驗(yàn)結(jié)果

圖6 EH36 高強(qiáng)鋼EGW 焊接頭截面形貌

試驗(yàn)結(jié)果表明：隨著裝配間隙增大，線能量增大，焊接接頭的CTOD 數(shù)值呈下降趨勢(shì)，CTOD 數(shù)值的離散度逐漸增大。

3 接頭的形貌與組織特征

采用EGW 焊接成形的30 mm 厚鋼板，焊接接頭截面如圖 6 所示。經(jīng)檢驗(yàn)，焊接接頭成形良好，無氣孔、裂紋、夾渣和未熔合等缺陷，熱影響區(qū)分別為粗晶區(qū)、細(xì)晶區(qū)、臨界區(qū)。

焊接接頭由焊縫、熔合區(qū)和熱影響區(qū)組成，其金相組織如圖 7 所示。

圖 7（A）為焊縫區(qū)顯微組織，該區(qū)域組織由大量的粒狀貝氏體以及少量的鐵素體組成。由于焊接過程中的線能量較大，該區(qū)域瞬間達(dá)到相變溫度，鐵素體發(fā)生奧氏體化；在隨后的冷卻過程中，由于冷卻速度較快，相變溫度下降，部分奧氏體晶粒來不及長大，新相與母相自由能差較大，過冷度增加使形核率增加，所以獲得大量的貝氏體及少量鐵素體。

圖7（B）為熔合線區(qū)域組織特征。左側(cè)為焊縫，右側(cè)為母材過熱區(qū)。

圖7 EH36 高強(qiáng)鋼EGW 焊接頭微觀組織

圖8 EH36 鋼的熱物理性能參數(shù)

圖9 焊絲擺動(dòng)

圖7（C）為粗晶區(qū)顯微組織，多邊形鐵素體PF+針狀鐵素體AF。主要為片狀與塊狀先共析鐵素體，并可見黑色珠光體。傳統(tǒng)的小線能量焊接接頭中，粗晶區(qū)在焊接熱循環(huán)過程中峰值溫度范圍1 100 ℃~ δ 相轉(zhuǎn)變溫度以下（或在δ 相轉(zhuǎn)變溫度停留時(shí)間極短而未能發(fā)生δ 相轉(zhuǎn)變）。當(dāng)采用較大的線能量進(jìn)行焊接時(shí)，緊鄰焊縫的熱影響區(qū)峰值溫度將達(dá)到δ 相轉(zhuǎn)變溫度以上，并持續(xù)較長時(shí)間，為熱力學(xué)反應(yīng)創(chuàng)造了動(dòng)力學(xué)條件（主要是擴(kuò)散）。短時(shí)間來不及發(fā)生的相變（如γ→δ 相變、第二相粒子的溶解等）在這種情況下就會(huì)發(fā)生，導(dǎo)致晶粒尺寸進(jìn)一步長大。其相變過程與傳統(tǒng)的粗晶區(qū)有明顯差異，因而將此區(qū)域從粗晶區(qū)中區(qū)分開來，稱為過熱粗晶區(qū)，其最終結(jié)果是導(dǎo)致形成更粗大的奧氏體晶粒，從而為晶內(nèi)鐵素體形核提供基礎(chǔ)。最終在原奧氏體晶界上分布著先共析鐵素體，部分針狀鐵素體在晶內(nèi)雜亂分布，同時(shí)可見部分魏氏組織鐵素體由晶界向晶內(nèi)生長。晶內(nèi)個(gè)別部位有針狀鐵素體，黑灰色塊區(qū)為珠光體。

圖7（D）為細(xì)晶區(qū)顯微組織，該區(qū)域由大量珠光體與鐵素體組成。由于該區(qū)域溫度在AC3-AC1，部分鐵素體組織轉(zhuǎn)變成奧氏體，所以在冷卻過程中會(huì)形成細(xì)小的珠光體與鐵素體。

圖7（E）為臨界區(qū)顯微組織，該區(qū)域由以鐵素體為主的帶及以珠光體為主的帶彼此交替的帶狀組織構(gòu)成。由于線能量較小，合金元素?cái)U(kuò)散困難且不均勻，產(chǎn)生枝晶偏析，因此產(chǎn)生碳元素的富集區(qū)及貧化區(qū)并產(chǎn)生帶狀組織。

圖7（F）為母材微觀組織。

試驗(yàn)結(jié)果表明：采用 EGW 焊接時(shí)，EH36 焊縫區(qū)主要組織為粒狀貝氏體和鐵素體，強(qiáng)度較高。如文獻(xiàn)[19]所提及的，熱影響區(qū)主要組織為沿晶界分布的片狀鐵素體、晶內(nèi)生長的針狀鐵素體以及少量魏氏組織，滿足熱影響區(qū)韌性要求。針狀鐵素體一直被認(rèn)為是提升大線能量焊接用鋼粗晶熱影響區(qū)韌性最有效的組織之一[20]。相較于粗化的奧氏體晶粒，針狀鐵素體裂紋擴(kuò)展吸收功更高，焊縫沖擊韌性得到改善。

4 焊接有限元分析

下文將采用ABAQUS 有限元分析軟件對(duì)板材厚度為30 mm 的EH36 高強(qiáng)鋼進(jìn)行EGW 焊接工藝仿真模擬，分析不同坡口間隙條件下的焊接溫度場(chǎng)、焊后應(yīng)力場(chǎng)和變形狀態(tài)的變化情況。

4.1 焊接材料及坡口裝配

材料選擇高強(qiáng)鋼EH36，熱物理性能參數(shù)如圖 8 所示[21-23]。根據(jù)上述坡口形式同比例建造模型，拼板尺寸均為6 000 mm×5 400 mm×30 mm，焊縫長度為5 400mm，試驗(yàn)（a）和試驗(yàn)（b）的坡口間隙分別為8 mm 和12 mm，坡口角度均為30°。

4.2 焊接參數(shù)

有限元分析參數(shù)與實(shí)際焊接試驗(yàn)參數(shù)相同，選擇試驗(yàn)（a）和試驗(yàn)（b）2 種方案分別進(jìn)行焊接仿真，詳細(xì)參數(shù)見表2。

表2 有限元分析模擬焊接參數(shù)

4.3 焊接方式

EGW 焊接過程中，焊絲在坡口內(nèi)部擺動(dòng)，焊接熱源擺動(dòng)的寬度15 mm，擺動(dòng)的兩端頭分別距離坡口根部10 mm、距離坡口表面5 mm，擺動(dòng)速度40 mm/s。如圖 9 所示。

4.4 網(wǎng)格劃分

焊接過程中，熱量輸入高度集中，焊縫及其熱影響區(qū)的網(wǎng)格活動(dòng)劇烈，而遠(yuǎn)離焊縫區(qū)的網(wǎng)格活動(dòng)相對(duì)平緩[24]。在不改變分析精度的前提下增加有限元分析的效率，焊縫及熱影響區(qū)的網(wǎng)格劃分比較密集，最小網(wǎng)格尺寸為7.5 mm×10 mm×20 mm。遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域網(wǎng)格均勻劃分，經(jīng)過3 次網(wǎng)格過渡后，將網(wǎng)格尺寸增加而數(shù)量降低，最大網(wǎng)格尺寸為7.5 mm×540 mm×1 000 mm。試驗(yàn)（a）和試驗(yàn)（b）方案網(wǎng)格數(shù)量分別為18 936 個(gè)、19 238 個(gè)，網(wǎng)格類型均為8 節(jié)點(diǎn)6 面體單元，如圖10 所示。

圖10 網(wǎng)格劃分

圖11 模擬實(shí)際焊接過程中的板材固定狀態(tài)

4.5 邊界條件

焊縫及試板的初始溫度均為室溫20 ℃，絕對(duì)零度（-273.15 ℃）。焊接過程中，焊件與周圍環(huán)境之間存在熱對(duì)流和熱輻射，定義空氣熱對(duì)流系數(shù)10，熱輻射率0.8，波爾茲曼常數(shù)5.67×10-8。金屬材料高溫熔化及冷卻凝固過程中存在相變的影響，定義固相線溫度1 450 ℃，液相線溫度1 500 ℃，熔化潛熱270 kJ/kg。同時(shí)，本次試驗(yàn)同比例模擬EGW 在船舶實(shí)際生產(chǎn)情況。試驗(yàn)前，板材四周均被固定，焊縫位置使用焊接卡碼固定；焊接完成冷卻至室溫后，將焊接卡碼去除。如圖 11所示。

4.6 試驗(yàn)結(jié)果與分析

4.6.1 焊接溫度場(chǎng)

圖12 為焊縫溫度場(chǎng)分布云圖。圖中灰色區(qū)域?yàn)楹附尤鄢?，左?cè)為熔池正面，右側(cè)為熔池截面。2 種方案的熔池最高溫度均在鋼板的熔點(diǎn)溫度1 500℃與氣化溫度2 750℃之間，焊接參數(shù)設(shè)置合理。板材坡口根部已經(jīng)被熔透，實(shí)際焊接過程中，焊縫根部區(qū)域會(huì)張貼陶瓷襯墊，不會(huì)發(fā)生熔穿現(xiàn)象，焊接過程穩(wěn)定進(jìn)行。

圖12 焊接溫度場(chǎng)分布云圖

圖13 中心壓縮塑性區(qū)

圖14 橫向殘余應(yīng)力

鋼鐵材料的溫度在200 ℃以上，會(huì)在中心產(chǎn)生壓縮塑性區(qū)[25]，即板材在200 ℃以上的溫度冷卻至室溫后會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力和變形。探究2 種方案中心壓縮塑性區(qū)的覆蓋區(qū)域，焊接過程中將超過200℃以上的溫度設(shè)定為中心壓縮塑性區(qū)，并以網(wǎng)格顯示，便于測(cè)量中心壓縮塑性區(qū)的尺寸，如圖 13 所示。

中心壓縮塑性區(qū)見圖中灰色區(qū)域。2 種方案采用相同的焊接參數(shù)，但試驗(yàn)（b）的焊接速度更慢，單位焊縫長度上焊接熱源停留時(shí)間更長，線能量更大。產(chǎn)生的熱量有更多時(shí)間傳遞至板材區(qū)，故試驗(yàn)（b）的中央壓縮塑性區(qū)寬度大于試驗(yàn)（a）。

4.6.2 殘余應(yīng)力及變形

對(duì)焊縫產(chǎn)生最大影響的是橫向殘余應(yīng)力和變形，本次試驗(yàn)只針對(duì)橫向殘余應(yīng)力和變形對(duì)焊接試板進(jìn)行分析。

規(guī)范要求EH36 鋼的抗拉強(qiáng)度不低于490 MPa[26]，焊接殘余應(yīng)力超過490 MPa 的焊縫存在產(chǎn)生應(yīng)力缺陷的不確定性。如圖 14 所示，2 種方案橫向殘余應(yīng)力較大的區(qū)域均集中在靠近起弧與熄弧位置，試驗(yàn)（a）、試驗(yàn)（b）的最大橫向拉應(yīng)力分別為533 MPa和638.9 MPa，最大橫向拉應(yīng)力均超過板材的最低抗拉強(qiáng)度，但試驗(yàn)（b）焊縫端頭的焊接殘余應(yīng)力已超過EH36 鋼的最大抗拉強(qiáng)度，高應(yīng)力區(qū)覆蓋面積大于試驗(yàn)（a），因此試驗(yàn)（b）產(chǎn)生應(yīng)力裂紋的可能性更大。

圖15 為試板的橫向收縮變形分布云圖。焊接完成板材冷卻至室溫后，將卡碼拆除，但板材四周仍被固定。2 種方案焊接變形方向均以焊縫為中心線呈現(xiàn)對(duì)稱分布，且距離焊縫兩端頭的距離越遠(yuǎn)，焊接變形量越大，試驗(yàn)（a）和試驗(yàn)（b）最大橫向收縮變形分別為3.76 mm 和4.7 mm。

圖15 橫向收縮變形分布云圖

圖16 路徑選擇

圖17 橫向殘余應(yīng)力曲線

圖18 橫向收縮變形曲線

繪制應(yīng)力及變形特性曲線，進(jìn)一步分析板材焊接橫向殘余應(yīng)力及變形的狀態(tài)，曲線路徑選擇如圖 16 所示。沿著焊縫方向的路徑為路徑1，沿著板寬方向垂直于焊縫且避開焊縫區(qū)的路徑為路徑2。

根據(jù)路徑1 所繪制焊縫表面的橫向殘余應(yīng)力曲線如下頁圖 17 所示。在焊接起弧位置，2 種方案均為壓應(yīng)力，試驗(yàn)（a）為10 MPa、試驗(yàn)（b）為90 MPa。隨著焊接過程進(jìn)行，壓應(yīng)力改為拉應(yīng)力，2 種方案最大拉應(yīng)力均為430 MPa 左右，低于板材最小的抗拉強(qiáng)度。在焊縫的中間區(qū)域，橫向殘余應(yīng)力表現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì)，試驗(yàn)（b）焊縫的橫向殘余應(yīng)力始終高于試驗(yàn)（a）。在焊接的熄弧焊接橫向應(yīng)力與起弧位置基本相同，最大拉應(yīng)力為430 MPa，但在焊縫末端焊縫始終受到拉應(yīng)力，試驗(yàn)（a）為240 MPa、試驗(yàn)（b）為280 MPa。

根據(jù)路徑1 繪制的橫向收縮變形曲線如圖 18所示。試板的變形以焊縫為中心對(duì)稱分布，且距離焊縫越遠(yuǎn)試板的橫向收縮變形越小。焊縫單側(cè)板材的最大橫向收縮變形量（a）為1.49 mm、 （b）為1.82 mm。

由圖 12 至圖 18 可知：在進(jìn)行EGW 焊接時(shí)，焊接線能量越大，中心壓縮塑性區(qū)越大；焊接完成板材冷卻至室溫后，焊接殘余應(yīng)力最大值及高應(yīng)力區(qū)覆蓋面積增加，應(yīng)力缺陷產(chǎn)生的可能性提高。焊接變形量增加造成后續(xù)結(jié)構(gòu)間裝配間隙增大，增加了后續(xù)結(jié)構(gòu)焊接的線能量。建造過程中，不可避免地出現(xiàn)人為裝配間隙誤差。對(duì)于因間隙超差導(dǎo)致線能量增大的焊接板材，焊接完成冷卻至室溫后，應(yīng)采用火工的方式對(duì)板材焊后加熱，以減小焊后殘余應(yīng)力和變形。

5 工程應(yīng)用分析

目前本公司生產(chǎn)運(yùn)營的極地船舶共3 條，包括1 條極地凝析油輪（BORIS SOKOLOV 號(hào)）和2 條極地甲板運(yùn)輸船（AUDAX 號(hào)和PUGNAX 號(hào)）。3 條船的EGW 焊縫長度約3 078 m，其中板厚在25 ~35 mm 處的焊縫長度約1 126 m。對(duì)該板材進(jìn)行焊前裝配間隙記錄和焊后探傷情況全面排查和對(duì)比分析，如表3 所示。

表3 焊前裝配及焊后探傷情況

由表3 可知：隨著坡口裝配間隙的逐漸增加，焊縫的探傷合格率逐漸下降，當(dāng)焊縫間隙為6 ~10 mm 時(shí)，焊縫探傷會(huì)出現(xiàn)少量焊接咬邊及氣孔缺陷；當(dāng)焊縫間隙為10 ~ 14 mm 時(shí)，焊縫表面咬邊缺陷增加，內(nèi)部易出現(xiàn)100 ~ 150 mm 的未熔合缺陷。當(dāng)焊縫間隙為14 ~ 18 mm 時(shí)，焊接工藝難以控制，焊縫探傷咬邊、凹坑、焊渣、裂紋、未熔合與未焊透等缺陷較多。此外，據(jù)現(xiàn)場(chǎng)焊接工人反映，實(shí)際焊接過程中，由于焊縫間隙過大，且熔池的寬度和長度增加，致使熔池鐵水會(huì)在重力的影響下從焊縫流出，因此必須熄弧處理不良缺陷，才可以保證后續(xù)焊接的穩(wěn)定性。

6 結(jié) 語

本文系統(tǒng)分析了極地船舶EGW 大線能量焊接接頭在不同間隙下的低溫韌性和組織，采用ABAQUS 有限元分析軟件對(duì)焊接接頭的殘余應(yīng)力和焊接變形模擬分析，優(yōu)化焊接工藝，助力極地船舶高效焊接工藝推廣應(yīng)用。研究結(jié)果表明：

（1）隨著線能量增大，熔合線及附近熱影響區(qū)形成粗大相變組織，其熱影響區(qū)低溫韌性下降顯著，低溫沖擊韌性和斷裂韌性穩(wěn)定性降低。采用氧化物冶金技術(shù)研制的大線能量鋼板熱影響區(qū)形成針狀鐵素體，裂紋擴(kuò)展吸收功更高，可有效提高熱影響區(qū)的沖擊韌性，從而提高大線能量焊接接頭可靠性。

（2）隨著焊接線能量的增大，板材中心壓縮塑性區(qū)寬度增加，焊接完成冷卻至室溫后，焊接殘余應(yīng)力最大值及高應(yīng)力區(qū)覆蓋面積增加，應(yīng)力缺陷產(chǎn)生的可能性提高。焊接變形量的增加，造成后續(xù)結(jié)構(gòu)間裝配間隙增大，增加了后續(xù)結(jié)構(gòu)焊接的線能量。建造過程中，因間隙較大，線能量較大的焊縫在焊接完成冷卻至室溫后，應(yīng)采用火工的方式對(duì)板材焊后加熱，從而實(shí)現(xiàn)減小焊后殘余應(yīng)力和變形的目的。