大型浮式起重機臂架Q690E 高強鋼的FCAW 焊接工藝 |
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0 引言隨著海洋資源的開發，大型海上浮式起重機（以下簡稱浮吊）作為重要的海洋工程裝備需求日益增大。浮吊臂架作為大型海上浮吊結構中最關鍵的受力部件，其制造質量直接關系到浮吊的服役壽命和安全性。目前，海上浮吊裝備逐漸向大噸位、輕量化、高效化的方向發展，傳統的浮吊臂架結構用鋼（如Q345、S420、S460等高強鋼）已無法滿足設計和使用要求。大型海上浮吊臂架用鋼強度級別越來越高，逐步開始采用Q690E 高強鋼替代傳統的鋼種，以實現大噸位、輕量化、高效化的要求。然而， Q690E 高強鋼含碳量高，合金系統復雜，淬硬性較大，焊接時易產生冷裂紋，且焊接過程中容易導致熱影響區脆化和軟化。為了防止焊接接頭發生低應力脆性斷裂，對浮吊臂架的高強鋼焊接接頭低溫沖擊韌性提出了更高的要求。 藥芯焊絲氣體保護焊（FCAW）焊接效率高，焊接成形良好，焊接可操作性和工藝性優異。因此，在大型海上浮吊臂架的生產制造中廣泛應用。在FCAW 焊接過程中，由于大型海上浮吊臂架Q690E 高強鋼母材強度級別高，冷裂紋敏感性大，且FCAW 焊接接頭含氫量高，進一步加劇了產生冷裂紋的風險。此外，FCAW采用的藥芯焊接材料成分復雜，焊接過程易產生夾渣缺陷，且焊縫中氮氧夾雜物含量增加，會降低焊縫金屬的低溫沖擊韌性。目前，國內外關于Q690E 高強鋼焊接的研究已經取得了較大的進展，其中Q690E 高強鋼手工焊條電弧焊（SMAW）、熔化極氣體保護焊（MAG）、埋弧焊（SAW）等焊接工藝也在一定領域中得到廣泛應用。但是，針對大型海上浮吊臂架Q690E 高強鋼FCAW 焊接工藝的研究相對較少，且在工程應用中仍存在上述的技術難點和問題。因此，本文針對大型海上浮吊臂架的設計和使用要求，分析了高強鋼Q690E的焊接性和藥芯焊絲的匹配性，研究了Q690E 高強鋼FCAW 焊接工藝和焊接接頭的力學性能，獲得了滿足實際焊接生產制造要求的FCAW 焊接工藝，為大型海上浮吊臂架的焊接施工提供理論依據和技術保障。
1 試驗材料及方法浮吊臂架主要結構形式有主弦桿和支管焊接而成，主弦桿采用25 mm 的圓管對接而成，焊接形式為對接全熔透；4 個主弦桿靠支管焊接連接，焊接形式為TKY形式的部分熔透焊接，具體比較結構圖和接頭詳圖見圖1 ～圖3。所以，研究浮吊臂架高強鋼的焊接，主要研究主弦桿對接的焊接工藝研究。
圖1 浮吊臂架結構圖
圖2 主弦桿對接接頭圖
圖3 支管與主弦管接頭圖
1.1 試驗母材試驗鋼材采用低合金高強鋼Q690E，主要用于制造4 500 t 大型海上浮吊臂架，供貨狀態為調質態（淬火＋高溫回火），其微觀組織主要為貝氏體組織，板厚25mm，其化學成分見表1，力學性能見表2。試驗采用的低合金高強鋼Q690E 具有較高的屈服強度和抗拉強度，良好的低溫沖擊韌性及耐腐蝕性。 Q690E 高強鋼在不提高C 含量的前提下，通過添加適量的Cr、 Mo、Ni、Cu 及 Ti 元素改善其淬透性和抗回火軟化傾向。
1.2 焊接性分析低合金高強鋼Q690E 焊接冷裂紋、淬硬傾向、氫致裂紋等敏感性強，碳當量法是判斷焊接性最簡便的方法之一，采用國際焊接學會IIW 推薦的碳當量CE 計算公式，可判斷鋼材熱影響區的淬硬傾向。此外，考慮到材料工藝 MATERIAL PROCESS鋼材的焊接冷裂紋不僅與化學成分有關，且與淬硬性、拘束度及焊縫的擴散氫含量等因素相關。碳當量計算公式中只涉及到化學成分。因此，采用焊接冷裂紋敏感性指數計算公式，分析鋼材焊接冷裂紋敏感度更加客觀，也更為精確。碳當量可表示為
根據表1 低合金高強鋼Q690E 母材化學成分，結合式（1）碳當量CE 計算公式和式（2）冷裂紋敏感性指數Pcm 計算公式，分別計算母材Q690E 的碳當量為0.694%，冷裂紋敏感性指數Pcm 為0.27%，高于一般要求的0.25%。碳當量和冷裂紋敏感性計算結果說明母材Q690E 的焊接性較差，焊后淬硬傾向大，易產生焊接冷裂紋。因此，高強鋼Q690E 焊接時需制定適當的預熱溫度和后熱處理，嚴格控制焊接熱輸入。1.3 焊接材料低合金高強鋼焊接材料選擇時，一般按等強匹配原則，但當結構剛度較大時，可選擇比母材強度稍低的焊接材料，以防形成冷裂紋，并保證低溫沖擊韌性。同時，應保證與Q690E 高強鋼配套的藥芯焊絲的擴散氫含量低于H5（≤ 5 ml/100 g）和良好的焊接工藝性。根據焊接材料復驗試驗結果，擬選用TWE-110K3，焊接操作性優良，脫渣性和焊縫成形良好，飛濺少。如表3、表4 所示， 2 種藥芯焊絲的化學成分和力學性能均滿足設計性能和標準的要求，與母材Q690E均有良好的匹配性。
1.4 坡口形式試驗母材的坡口形式根據AWS D1.1 標準，采用能覆蓋實際板厚的的焊接工藝評定試板，如圖1 所示，試板尺寸為25 mm×200 mm×600 mm，試驗中母材的坡口為單面V 形坡口，坡口角度為45°，無鈍邊，根部間隙為6 mm，采用鋼襯墊，襯墊材料為A709-50-2，厚度10 mm。1.5 焊接工藝試驗浮吊臂架用低合金高強鋼Q690E 焊接淬硬傾向大，冷裂紋敏感性高，而且供貨狀態為調質態，故在制定焊接工藝參數不僅要考慮焊縫組織性能，還要兼顧焊接工藝參數對熱影響區的影響；尤其與焊接冷卻速度相關的焊接工藝參數參數（如預熱溫度、焊接熱輸入、層間溫度、后熱處理等）。1）預熱溫度從高強鋼Q690E 焊接性分析可知，其淬硬傾向大，冷裂紋敏感性較高，為了防止冷裂紋的產生，焊前需預熱處理。根據斜Y形坡口抗裂性試驗結果可知（見圖4），當預熱溫度不低于150℃，未出現焊接冷裂紋。考慮到過高的預熱溫度會導致熱影響區的冷卻速度變慢，T8/5增加，進而導致熱影響區HAZ 產生 M-A 組元和粗大的貝氏體組織，增大HAZ 軟化和脆化傾向。因此，最終確定預熱溫度控制在150℃～ 160℃。
圖4 預熱溫度與裂紋率的關系
2）焊接熱輸入不同的焊接熱輸入，焊接冷卻速度不同，焊接T8/5不同，直接影響焊縫金屬及熱影響區的組織和性能。為了防止焊縫和熱影響區組織粗大導致韌性惡化，不宜采用較大的熱輸入；而熱輸入過小時，冷卻速度過快，導致熱影響區淬硬，韌性降低，易產生冷裂紋。同時，需要兼顧焊接效率和焊絲的適用性。因此，結合焊材復驗工藝參數和試驗結果，制定的焊接工藝參數組合如表5所示，分別做1.0 ～ 1.2 kJ/mm、1.3 ～ 1.5 kJ/mm、1.6 ～ 1.8kJ/mm 的對比試驗。3）層間溫度為防止焊接冷裂紋，層間溫度一般不應低于最低預熱溫度，但層間溫度也不宜過高，否則會導致焊縫和熱影響區組織粗大，性能惡化。然而，如果層間溫度較低則對焊接效率的影響較大，為此，對層間溫度150℃～ 180℃和200℃～ 220℃進行對比。4）后熱處理由于高強鋼Q690E 為調質鋼，淬火+ 高溫回火。因此，焊后不允許進行高溫消應力回火處理，否則會破壞母材的組織和性能。為了降低焊后冷卻速度，消除擴散氫的影響，防止出現氫致裂紋，焊后應立即進行230℃，保溫1 小的后熱處理，消除焊接接頭中的擴散氫。5）焊接試驗按照設計的焊接工藝參數，對TWE-110K3 藥芯焊絲進行焊接試驗，焊絲直徑均為1.2 mm，保護氣為CO2。焊前需將坡口表面及兩側20 mm 內的水分、油污、鐵銹清理干凈。
以上試驗1 ～ 4 共4 組試驗方案進行檢測，如拉伸試驗、彎曲試驗、沖擊試驗（熱影響區和焊縫中心）、硬度試驗（人影響區和焊縫中心），試驗結果如表6 所示。
經過以上數據分析，試驗2 的結果較好，圖5、圖6 為硬度值和沖擊值的分布圖得出試驗2 組的工藝較合理。
圖5 沖擊分布圖
圖6 硬度分布圖
2 試驗結果分析2.1 宏觀和微觀組織根據試驗結果得出結論試驗2 的工藝更為合理，故對試驗2 的焊接接頭切割、粗磨、靜磨和拋光后，采用4%的硝酸酒精溶液腐蝕。腐蝕后觀察焊接接頭的宏觀形貌，如圖7 所示。焊接接頭熔合良好，未出現裂紋、氣孔、夾渣、未融合等焊接缺陷。
圖7 TWE-110K3 焊絲焊接接頭宏觀腐蝕
焊接接頭微觀顯微金相組織如圖8 所示，圖8a 為母材顯微金相組織，母材由于是調質態，其主要由細小的貝氏體和鐵素體組織。圖8b 為焊縫中心區域的金相組織，主要由針狀鐵素體和粒狀貝氏體組織為主，未發現明顯的馬氏體組織，說明焊接熱輸入較為合理。細小均勻的針狀鐵素體和粒狀貝氏體組織，有利于獲得良好的塑性和強度，從而保證焊縫金屬綜合力學性能滿足要求。圖8c 為焊接熱影響粗晶區的顯微組織，粗晶區晶粒尺寸相對較大，主要為粗大的貝氏體、馬氏體和針狀鐵素體，未出現粗大的魏氏組織。由于粗晶區，高溫停留時間長，組織長大快，粗晶區組織較為粗大或出現淬硬組織，性能惡化較明顯，而高強鋼Q690E 含有較多合金元素如：Ni、Cr、Mo 等，增加了淬硬傾向大，焊后易產生脆性的淬火組織。因此，采用合理的焊接工藝參數控制粗晶區的組織形態，避免組織粗大及淬硬組織是保證熱影響區力學性能的關鍵。從圖8c 粗晶區的顯微組織觀察，其為出現明顯的粗大魏氏組織或大量的淬硬馬氏體，故粗晶區不會出現嚴重的性能惡化現象。2.2 力學性能分析采用AWS D1.1 鋼結構焊接規范進行相關的力學試驗測試，分別測試了焊接試樣的橫向拉伸、沖擊、彎曲、硬度等力學性能。
(a) 母材組織 (b) 焊縫組織 (c) 熱影響區圖 8 焊接接頭顯微組織
1）拉伸試驗試驗1 ～ 3 的抗拉強度均高于標準要求，滿足使用和設計條件，拉伸試驗結果合格。因此，拉伸斷裂位置為母材區域，如圖9 顯示。拉伸試驗結果表明：焊接接頭拉伸性能良好，充分證明焊接工藝的可行性。但是，當層間溫度控制在200℃～ 220℃時（試驗4），抗拉強度明顯降低，故合理的焊接工藝必須將層間溫度控制在150℃～ 180℃范圍內。2）彎曲試驗對Q690E 低合金高強鋼焊接接頭進行的180°側彎試驗，壓頭直徑為63.5 mm，試驗結果如圖10 所示，均未出現裂紋，焊接接頭塑性較好，側彎試驗均合格。3）沖擊試驗沖擊試驗的缺口位置分別為焊縫中心(WC), 熱影響區（熔合線＋ 1 mm）。沖沖擊試驗結果和圖5 可以看出焊接熱輸入對于沖擊的影響較明顯，在熱輸入1.3 ～ 1.5 kJ/mm 的范圍時熱影響區和焊縫中心的沖擊功較大，明顯高于標準值要求-40℃時≥ 46 J。
圖9 拉伸試樣圖
圖10 彎曲試樣圖
4）硬度試驗Q690E 高強鋼焊接接頭維氏硬度測試結果，如圖6的趨勢可以看出熱輸入對于硬度的影響較為明顯，當熱輸入控制在1.3 ～ 1.5 kJ/mm 時焊縫中心和熱影響區的硬度較低。根據硬度測試結果表明，熱影響區靠近熔合區附近出現局部硬化現象，其原因主要是由于焊接過程中，靠近熔合區焊接熱循環溫度高，高溫停留時間長，容易導致晶粒粗化；焊后快速冷卻易產生淬硬馬氏體組織。這與前述熱影響區組織觀察到存在部分的馬氏體組織一致，粗大組織和淬硬的馬氏體導致熔合區附近的硬度偏高。
3 結論針對大型海上浮吊臂架用Q690E 高強鋼，分析了其焊接性，選用藥芯焊絲氣體保護焊的方法，通過合理設計和控制預熱溫度、層間溫度和熱輸入，獲得的適用于浮吊臂架Q690E 高強鋼的藥芯焊絲氣體保護焊焊接工藝。獲得藥芯焊絲的焊接接頭的拉伸性能、彎曲、硬度和低溫沖擊韌性均滿足要求，其中低溫沖擊韌性達到46 J（-40℃）以上。通過對浮吊臂架Q690E 高強鋼的藥芯焊絲氣體保護焊焊接工藝的研究可知：1）合理控制預熱溫度為150℃～ 160℃，層間溫度150℃～ 180℃之間；2）嚴格控制熱輸入在1.3 ～ 1.5 kJ/mm。3） 焊后立即在230 ℃ 后熱1 h， 厚度每增加25mm，保溫時間就增加1 h。在合理控制上述藥芯焊絲氣體保護焊關鍵焊接工藝參數的條件下，采用焊后保溫的工藝可以獲得滿足質量要求的焊接接頭, 并已成功應用于浮吊臂架結構的焊接。
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