馮靖，武少杰,，高洪明，程方杰

(1.天津大學，天津 300072;2.天津市現代連接技術重點實驗室，天津 300072;3.哈爾濱工業(yè)大學，先進焊接與連接國家重點實驗室，哈爾濱 150001)

0 前言

深海油氣管道通常采用全位置焊接(5G)的方法[1-2]。但是在焊接過程中，由于熔池受力狀態(tài)發(fā)生改變，容易造成鐵水流淌，導致焊縫外壁出現熔合不良的現象。對于打底焊更會造成焊縫內壁熔透不均勻，使得管道經常需要返修或者割掉重新焊接。這一方面極大地影響了深海管道的加工周期；另一方面也會降低焊縫的疲勞性能，減少管道的使用壽命[3-6]。因此，全位置焊接過程中的內壁成形一直以來是國內外學者研究的重點問題。

目前國內外對于解決熔池失穩(wěn)的問題，主要提出了2種解決方法。一種方法是通過嚴格地控制焊接過程中的熱輸入，提高焊接過程中熔池的冷卻速度來降低熔池的流淌傾向；另外一種方法是通過外加電磁力等方式使得熔池受力平衡，即從控制熱與力2個方面來解決上述問題[7]。目前管道全位置焊接多采用分段的方式進行焊接，傳統(tǒng)的分段工藝通常在大量試驗的基礎上分成等角度的8段、12段、16段等[8]，在每一段內分別設置一種焊接參數。針對上述分段工藝，在平焊與仰焊位置處，每段內熔池受到的徑向力變化幅值不大，段內采用相同焊接參數對焊縫成形的影響基本一致，且增大分段角度仍然可以保持良好的成形。但是在立焊位置處，段內熔池受到的徑向力變化很大。繼續(xù)采用等角度方式進行分段容易造成熔池局部失穩(wěn)，進而影響到焊縫的成形與性能。

文中針對上述分段工藝存在的問題，以220 mm×10 mm×400 mm的X70管線鋼為試驗材料。通過計算STT打底焊過程中的熔池徑向力的變化情況，按照等徑向力幅值變化與傳統(tǒng)的等角度變化分別對管道焊接進行分段，并依次進行了試驗，研究了等徑向力幅值變化與等角度變化分段的焊縫內壁、外壁成形情況，為管道自動焊接分段問題提供了新思路。

1 試驗設備及方法

文中選用了Inverte STT II焊機，該設備可以準確地控制焊接熱輸入，且焊縫成形美觀，非常適用于管道打底焊。行走機構選用了熊谷A-305CW全位置管道自動焊接小車，其結構如圖1所示。該機構具有焊接效率高、全位置焊接適應性強、電弧燃燒穩(wěn)定等優(yōu)點。

圖1 熊谷自動焊接小車示意圖

試驗材料為X70管線鋼，規(guī)格為220 mm×10 mm×400 mm。管與管之間采用V形坡口對接，坡口角度α=120°±5°，鈍邊尺寸d=1 mm，不留間隙。采用120°的坡口角度可以使得STT電弧插入在坡口內，具有提高焊縫熔深的效果。小鈍邊厚度的V形坡口配合小熱輸下入的STT焊接工藝可以減小液態(tài)熔池停留時間，適用于全位置焊接過程中的打底焊接，坡口詳細尺寸見表1。焊絲為φ1.2 mm的林肯jm-56焊絲，保護氣為97.5%Ar+2.5%CO2，焊槍與管道切線方向呈60°～70°的傾角。焊接前將坡口位置處及焊縫內壁處附近20 mm內進行打磨，直至表面露出金屬光澤，以避免油污和鐵屑對焊縫質量的影響。

表1 管道坡口尺寸表

在管道打底焊過程中，由于熔池受力情況在不同位置會發(fā)生顯著地變化，因此需要對管道進行分段。并采用不同的參數進行打底焊接，以避免焊縫出現熔合不良、未焊透等缺陷。通過文獻調研得到，對于直徑220 mm的管道一般分為12段進行焊接[9]。由于管道的左右半圓對稱，工程上常采用2次立向下焊的方式將管道分為0°～180°和180°～360° 2個區(qū)間，2個區(qū)間對應段采用相同的焊接工藝參數焊接[10-11]。文中按照等徑向力幅值變化將0°～180°區(qū)間分為6段、按照等角度變化將180°～360°區(qū)間分為6段，通過預試驗摸索到合適的打底焊工藝窗口，對比了2種分段工藝的打底焊成形情況，具體焊接工藝參數見表2、表3。

表2 等角度分段焊接參數

表3 等力分段焊接參數

2 全位置焊縫熔池受力分析

全位置焊接過程中，熔池中液態(tài)金屬受到的力主要有電弧力、表面張力、大氣壓力、重力、固液界面對金屬的支撐力、剪切力等，熔池的受力情況如圖2所示。其中大氣壓力、表面張力、固液界面對金屬的支撐力對熔池下淌起抑制作用，其余力則促進熔池流淌。因此要想維持熔池的穩(wěn)定需要使熔池受力達到平衡狀態(tài)[12]。在熔透條件下，影響到熔池失穩(wěn)運動的關鍵作用力主要有重力與表面張力，其他作用力的大小遠小于它們[13]。僅考慮重力與表面張力作用下，熔池徑向力可推導為：

圖2 熔池受力示意圖

(1)

式中：σ1為上表面張力；σ2為下表面張力；α為熔池位置與0°的夾角；β為熔池上表面切線位置與母材的夾角；λ為熔池下表面切線位置與母材的夾角。

熔池切向力可推導為：

(2)

假設不同位置處熔池尺寸恒定，根據探索試驗測量可知，熔池長度為15 mm，熔寬為6 mm，熔深為1 mm。表面張力取σ1=σ2=1.250 N/m，β=15°，λ=45°，則熔池受徑向力大小可推導為：

Fr≈0.014 74cosα+0.015 96 N

(3)

依據上述徑向力公式可以得到熔池在不同角度下的徑向力，其中熔池徑向力與角度的關系見表4。

表4 等角度分段下熔池徑向力關系

圖3為不同角度下熔池徑向力。由圖可知，不同角度下熔池的徑向力大小呈余弦狀分布。熔池在第1段內，徑向力僅變化了1.975×10-3N；而在第3段內，徑向力變化了7.366×10-3N，是前者變化的3.73倍。由此可以得出采用等角度分段時，在平焊、仰焊位置處，熔池徑向受力變化趨勢?。欢诹⒑肝恢锰?，熔池徑向受力變化趨勢大。因此，采用傳統(tǒng)的等角度方式進行分段并不合理。將0°～180°下熔池徑向力的變化平均分為6段，對應的徑向力匹配到管道角度上，得到等徑向力變化分段工藝，具體分段角度見表5及圖4。

圖3 不同角度下熔池徑向力

表5 等力分段下熔池徑向力關系

圖4 等角度分段與等徑向力變化分段示意圖

3 試驗驗證

X70管線鋼打底焊的表面宏觀形貌及截面形貌如圖5所示，其中圖5a左半圈為等角度分段，右半圈為等徑向力變化分段。由圖5a可以看出，焊縫完全熔透，內壁、外壁成形均勻、美觀；圖5b為等徑向力變化分段下第6段處的焊縫截面形貌，可以看出打底焊背部余高小，熔合良好，未發(fā)現未熔合、咬邊及氣孔等缺陷。

圖5 X70管道焊接宏觀圖

圖6為兩種分段工藝下第3段焊縫所對應的外壁成形。第3段位于管道的立焊位置附近，該位置熔池切向力約等于熔池重力，是焊縫外壁最易發(fā)生失穩(wěn)的位置。通過試驗發(fā)現，等角度分段工藝下的熔池發(fā)生了局部失穩(wěn)流淌的現象，造成焊縫局部位置產生堆積；而等徑向力變化分段工藝下的焊縫沒有發(fā)生明顯失穩(wěn)現象，焊縫成形平滑美觀。驗證了上述等角度分段工藝比等徑向力變化分段工藝更容易造成熔池失穩(wěn)流淌的分析。

圖6 X70管道第3段位置外壁成形

圖7為2種分段工藝下的3段焊縫所對應的內壁成形。通過試驗對比2種分段工藝下的焊縫成形發(fā)現，等角度分段工藝下的焊縫發(fā)生了局部不均勻熔透現象；而等徑向力變化分段工藝下焊縫均勻熔透，成形平滑美觀，余高小。良好的內壁成形有利于提高管道焊接的疲勞性能，延長管道的使用壽命。

圖7 X70管道第3段位置內壁成形

圖8為等徑向力變化分段工藝下的第6段焊縫成形。第6段位于管道仰焊位置，該位置處熔池徑向力變化趨勢小，可以增大分段角度。試驗驗證得出，在第6段處，等徑向力變化分段工藝下的焊縫長度相比于等角度分段工藝下的焊縫長度增加了36.84 mm，焊縫依然可以保持平穩(wěn)、光滑的成形。不同位置處焊縫成形情況見表6。

圖8 等徑向力變化分段第6段焊縫成形

表6 不同區(qū)間下焊縫成形

4 結論

(1)提出了一種新型的基于熔池受力分析的全位置打底焊分段方法，推導了熔池徑向受力方程，為全位置焊分段提供一種新的思路。

(2)基于220 mm管道計算發(fā)現，等角度分段時，第3段的徑向力變化是第1段徑向力變化的3.73倍。解釋了全位置焊立焊位置容易發(fā)生熔池失穩(wěn)的原因。

(3)通過試驗驗證發(fā)現，傳統(tǒng)的等角度分段下，焊縫外壁第3段處熔池外壁發(fā)生了失穩(wěn)流淌，內壁熔透不均勻；而等徑向力分段下，焊縫內壁、外壁均成形平滑、美觀，驗證了等徑向力分段工藝相較于等角度分段工藝在抑制熔池失穩(wěn)流淌上有更好的效果。