Distribution law and statistical treatment method of fracture toughness in heat-affected zone of the girth weld
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摘要: 利用单边缺口拉伸试验方法对壁厚31.8 mm L485管线钢管环焊接头热影响区进行断裂韧性CTOD(crack tip opening displacement)测试，应用数理统计方法对测试结果进行分布拟合，采用A-D检验和K-S检验，确定了L485管线钢管环焊接头热影响区CTOD的最优分布规律. 结果表明，δm和δ0.2分别服从正态和对数正态分布，并获得了二者的特定分位数CTOD值. 对比分析发现，MOTE方法确定的CTOD值在概率分布的5% ~ 10%分位数之间. 正态分布10%分位数值(δm)和对数正态分布5%分位数值(δ0.2)与BS7910推荐做法保持一致，说明CTOD特征值概率分布函数的分位数法是处理离散断裂韧性合理可行的方法.Abstract: Crack tip opening displacement (CTOD) of the heat-affected zone of the 31.8 mm thick L485 pipeline steel girth welded joint was tested using the single edge notch tension (SENT) test method. The distribution fitting of 18 test results was carried out by using the mathematical statistical method and the distribution law of CTOD was determined by using A-D method and K-S method. The results show that, δm and δ0.2 obey normal and lognormal distributions respectively, and the specific quantile CTOD values of them are obtained. Comparative analysis shows that CTOD value (δm and δ0.2) determined by MOTE method is between 5% ~ 10% quantiles of probability distribution. The 10% quantile value (δm) of normal distribution and the 5% quantile value (δ0.2) of lognormal distribution are consistent with the recommended practice of BS7910, indicating that the quantile method of CTOD value probability distribution function is a reasonable and feasible method to deal with discrete fracture toughness.
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Keywords:
- welding joint /
- fracture toughness CTOD /
- discrete distribution /
- fitting test
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0. 序言
近年来，随着世界范围内海洋油气资源的深入开发和利用，大量的水下结构建造和修复工作对水下焊接效率和质量提出了更高的要求[1-2]. 其中水下药芯焊丝电弧焊(flux cored arc welding，FCAW)作为目前应用较为广泛的水下湿法焊接技术，具有设备简便、成本低廉、适用性强等优势[3-4]. 然而，由于水下焊接环境的特殊传热特性，造成了水下FCAW工艺焊缝成形较差；同时传统的FCAW工艺主要通过控制焊接电流实现焊丝熔敷效率的增加[5]，而焊接电流的增加会受到水下复杂环境因素以及工艺自身特性的严重限制. 水环境中焊接熔池金属的冷却速率、热循环过程与陆上环境差异较大，导致水下传统的FCAM工艺焊接效率和焊缝成形能力提升受到限制. 此外，水下焊接工艺中的焊缝成形及其截面几何特征与焊接接头的力学性能密切相关[6-7]. 为解决上述问题，国内外学者先后提出了同轴等离子-FCAW复合水下焊[8]、外部附加热场水下焊接[9]、超声辅助水下湿法焊[10]等一系列焊接新工艺，旨在通过施加外部能场调控水下焊接传热传质过程焊缝热循环，进而达到改善水下焊缝成形、提升焊接效率和优化接头力学性能的目的.
针对目前现有单一热源水下焊接存在的焊接效率低、成形能力差等问题，文中提出了一种新型的水下旁轴等离子-药芯焊丝电弧复合焊（plasma-flux cored arc welding，Plasma-FCAW）方法，系统研究了主要工艺参数对焊缝成形的影响. 该工艺在保留等离子弧焊工艺(plasma arc welding，PAW)深熔特性与FCAW工艺高效、高熔敷率的同时，可通过辅助磁场实现了两电弧的柔性耦合. 在焊接过程中，高能量密度的等离子弧对工件起到预热的效果，降低焊缝金属冷却速率；等离子弧的深熔效应可增加焊接熔深，提升焊接效率. 该工艺对实际水下焊接工艺效率提升、接头焊接热输入、热循环过程控制以及接头力学性能优化等方面均具有积极效果.
1. 试验方法
试验所用Plasma-FCAW水下复合焊接试验系统如图1所示，系统主要由复合焊炬、等离子焊接电源、FCAW焊接电源、运动平台以及试验水槽构成. 其中FCAW电源型号为LORCH S8 RoBoMIG；等离子焊接电源为自行研制，输出电流为5 ~ 280 A. 试验水槽外壁尺寸为800 mm × 150 mm × 400 mm，试验过程槽内水深200 mm且工件放置在距离水面50 mm处. 考虑到焊接过程中水温升高会对试验产生不利影响，整个试验过程中使用工业冷水机对槽内水介质进行冷却并维持水温在20 ℃. 试验过程中，复合焊炬保持在固定位置，等离子弧在前，并通过运动平台实现工件的直线运动. 焊炬入水前引燃等离子的小弧(维持电弧)，并在焊炬到达焊接起始点后引燃等离子主弧.
试验母材采用规格200 mm × 50 mm × 8 mm的Q355B低碳钢板. 选用牌号为CHT81Ni1药芯焊丝，焊丝直径为1.2 mm. 采用平板堆焊方式进行工艺试验，试验过程中采用150 mm/min的恒定焊接速度，等离子喷嘴轴线垂直于工件且端面距离工件表面5 mm，工艺参数如表1所示. 使用99.99% Ar作为离子气体，焊接过程中不施加其它保护气体. 在等离子弧和FCAW电弧两侧施加两组电磁场，用于调控两个电弧由于极性不同导致的电磁排斥问题，并使用特斯拉计测量等离子喷嘴轴线正下方5 mm处的磁场强度.
表 1 焊接工艺试验参数Table 1. Welding process parameters试验
序号励磁电流
IM /A等离子电流
IP /AFCAW工艺参数 电弧电压
U/V送丝速度
v/(m·min−1)1 0 ~ 1.8 100 29 6 2 1.8 60 ~ 140 29 6 3 1.8 100 25 ~ 33 6 4 1.8 100 29 4 ~ 8 2. 调控磁场设计与电弧受力分析
根据水下焊接工况设计的Plasma-FCAW复合焊炬实物及其细节设计如图2所示. 复合焊工艺原理示意图如图3所示. 由于焊接过程中PAW工艺采用直流正接，而FCAW工艺采用直流反接，两种焊接工艺电弧电流方向相反，两个电弧距离较近时发生严重的排斥现象. 因此需要在两电弧连线平面两侧施加外部磁场迫使两个电弧相互靠拢，进而实现等离子弧与FCAW电弧的柔性复合[11].
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图 2 Plasma-FCAW复合焊炬Figure 2. Plasma-FCAW underwater hybrid welding torch. (a) front view; (b) side view; (c) profile display![]()
图 3 Plasma-FCAW水下复合焊工艺示意图Figure 3. Schematic diagram of Plasma-FCAW underwater hybrid welding基于此目的设计的异形磁极对称分布在等离子电弧和FCAW电弧轴线连线平面两侧(图2a和图2b)，励磁电流通过线圈和异形磁极在电弧两侧产生平行磁场B. 由焊接电流产生的电磁斥力F严重影响了电弧的弧根位置和熔滴受力状态，尤其对FCAW电弧的传热传质过程影响巨大[12]. 在不考虑水下焊接环境的条件下，F可由式(1)计算.
$$ F=\mu I_{{\rm{F}}} I_{{\rm{P}}}/D $$ (1) 式中：µ为真空磁导率；IF和IP分别为FCAW电弧和等离子电弧中的电流；D为两电弧轴心间距.
施加外部横向调控磁场后对两电弧产生的相互作用力F'可由式(2)计算.
$$ F'=B I_{{\rm{F}} } $$ (2) 式中：B为施加在电弧两侧的磁场强度.
由于等离子电弧为拘束电弧，具有相对较好的电弧挺度，因此受到电磁斥力的影响较小. 而FCAW电弧为自由电弧，受到电磁斥力的影响极大. 施加调控磁场后FCAW电弧的受到的合力F″可由式(1)和式(2)计算，即
$$ F''=B I_{{\rm{F}}} + \mu I_{{\rm{F}}} × I_{{\rm{P}}}/D $$ (3) 由式(3)可知，复合焊接过程中在IF和IP确定的情况下，FCAW电弧的受力状态和电弧间距D主要取决于调控磁场强度B. 使用特斯拉计对图4中测试点(黑点位置)的磁场强度进行测定，根据测量结果绘制的励磁电流Ie与测试位置磁场强度的关系如图4中曲线所示. 由图4可知，在施加的励磁电流Ie在0.3 ~ 1.8 A参数范围内调节时，测试点磁场强度在1.7 ~ 3.3 mT范围内近似呈线性变化.
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图 4 不同励磁电流下测试位置的磁场强度Figure 4. Magnetic field strength under different excitation current3. 试验结果与讨论
3.1 调控磁场强度对焊缝成形的影响
图5为磁场强度(使用励磁电流表示)对焊缝成形及其横截面形貌的影响. 复合电弧耦合过程的稳定性对焊缝成形具有决定性影响，由于水下焊接环境中直接获取电弧形态难度较大，因此文中通过焊缝最终成形特征验证焊接过程的电弧稳定性. 从图5a可以看出，在无磁场条件下焊缝成形受到电弧排斥作用影响而发生熔池和焊缝偏移现象，出现蛇形焊缝；从焊缝截面可以观察到气孔. 随着磁场强度的增加，焊缝偏移和气孔缺陷消失，并在励磁电流1.8 A下(磁场强度为3.3 mT)具有良好的对称性焊缝成形.
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图 5 不同磁场强度下焊缝成形及其横截面形貌Figure 5. Weld formation and cross-section morphology under different magnetic field intensities. (a) without magnetic field; (b) Ie = 0.6 A; (c) Ie = 1.2 A; (d) Ie = 1.8 A调控磁场强度(对应图4励磁电流与磁场强度关系)对焊缝熔深和熔宽的影响，如图6所示. 结果表明，调控磁场强度的改变对焊缝熔深和熔宽会造成不同程度的影响，且熔深与熔宽的变化呈现相反趋势. 其原因主要是调控磁场的变化对拘束电弧(等离子弧)偏离原始电弧轴线的程度会产生一定影响，而自由电弧(FCAW弧)受到的影响相对较大. 焊接熔深主要取决于等离子弧的热力作用，焊缝熔宽和余高则主要为FCAW电弧带来的金属沉积. 在相同工艺参数下，单位时间单位截面区域的沉积金属体积是相同的，因此在磁场强度变化过程中会出现熔深增加熔宽下降和熔深降低熔宽增加的现象.
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图 6 励磁电流(磁场强度)对焊缝熔宽、熔深的影响Figure 6. Influence of magnetic field intensity (excitation current) on weld width and penetration3.2 等离子电流对焊缝成形的影响
图7为等离子电流对焊缝成形及其横截面形貌的影响. 在等离子电流60 ~ 140 A区间范围内，均可获得成形均匀、连续焊缝，且未出现蛇形焊缝，工件表面出现少许飞溅，焊缝截面未观察到气孔及裂纹.
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图 7 等离子电流对焊缝成形及其横截面形貌的影响Figure 7. Effect of plasma current on weld forming and cross-section morphology. (a) 60 A; (b) 80 A; (c) 100 A; (d) 120 A; (e) 140 A结合图8中不同等离子焊接电流下的焊缝熔深、熔宽统计结果以及对两个电弧相互作用的分析可知，等离子电流为60和80 A时熔深浅，余高大；等离子电流为120和140 A时，焊缝出现咬边；等离子电流为100 A时成形最好，焊缝表面几乎无飞溅，焊缝成形连续均匀. 等离子电流超过80 A后焊缝熔宽变化区域稳定，熔深与等离子电流近似呈线性增长，表明等离子电流的变化在水下复合焊接过程中主要起到增强深熔焊接能力和改善复合焊接过程稳定性的作用.
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图 8 等离子电流对焊缝熔宽、熔深的影响Figure 8. Influence of plasma current on weld width and penetration3.3 FCAW电弧电压对焊缝成形的影响
FCAW采用电压和送丝速度二元化调节模式，FCAW电弧电压对焊缝成形及其横截面形貌的影响如图9所示. FCAW电弧电压在25 ~ 33 V的变化区间内，均可以实现较为稳定的水下焊接过程. FCAW电弧电压较小时焊缝表面成形较差，归因于电弧长度过短. 电弧长度随着FCAW电弧电压增加而同步增长，但电弧长度过大会出现飞溅增加等问题.
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图 9 FCAW电弧电压对焊缝成形及其横截面形貌的影响Figure 9. Effect of FCAW arc voltage on weld forming and cross-section morphology. (a) 25 V; (b) 27 V; (c) 29 V; (d) 31 V; (e) 33 V图10 为FCAW电弧电压对焊缝熔宽、熔深的影响.从图10可以看出，FCAW电弧电压对焊缝熔宽的影响较小，而对焊缝熔深的影响较大，产生这种差异的原因在于熔化极气保焊的工艺特性. 在FCAW电弧电压增加时伴随着电弧长度的增加. 由于FCAW电弧为自由非约束电弧，因此在电弧长度增加后会导致弧根圆半径的增加，造成电弧力分布面积变大，进而导致深熔下降. 而在此过程中，变化的电弧长度和弧根圆半径直接影响电弧对工件在焊接过程中的传热传质效率. 由于外界水环境的存在导致熔池外侧区域出现剧烈的换热过程，FCAW电弧长度的变化不足以对水环境下的熔池提供向外侧扩展的驱动力，因此焊缝熔宽的统计结果趋向于平稳. 最终根据工艺试验结果，在所选用工艺参数下，FCAW电弧电压达到 29 V时，焊缝成形较好.
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图 10 FCAW电弧电压对焊缝熔宽、熔深的影响Figure 10. Influence of FCAW arc voltage on weld width and penetration3.4 FCAW送丝速度对焊缝成形的影响
图11为FCAW送丝速度对焊缝成形及其横截面形貌的影响. 对于FCAW焊接方法，送丝速度的变化直接决定焊接过程中填充金属进入焊缝的体积和质量. 送丝速度(4 m/min)过小时，焊缝出现明显的不均匀成形，并在焊缝中间位置出现由于熔滴过渡不稳定导致的焊接缺陷. 随着送丝速度(6 m/min)的逐步增加，焊缝表面成形缺陷消失，焊缝成形连续均匀. 但随着送丝速度(8 m/min)的继续增加，焊缝出现轻微咬边缺陷.
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图 11 FCAW送丝速度对焊缝成形及其横截面形貌的影响Figure 11. Effect of FCAW wire feeding speed on weld forming and cross-section morphology. (a) 4 m/min; (b) 5 m/min; (c) 6 m/min; (d) 7 m/min; (e) 8 m/min图12为FCAW送丝速度对焊缝熔深、熔宽的影响. FCAW送丝速度的变化直接影响焊接电流的变化，进而影响到焊接热输入的改变. 对于FCAW焊接方法，送丝速度的变化直接决定单位时间内填充金属进入焊接熔池中的体积. 因此在焊接过程稳定的情况下，FCAW送丝速度与焊缝熔深、熔宽在稳定焊接参数区间内近似呈线性关系.
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图 12 FCAW送丝速度对焊缝熔宽、熔深的影响Figure 12. Influence of FCAW wire feeding speed on weld width and penetration3.5 不同焊接工艺下焊缝成形特征
基于上述工艺试验获取的优化工艺参数对水下Plasma-FCAW复合焊接、PAW、FCAW 3种焊接工艺下的焊缝成形进行对比研究，焊缝成形及其横截面宏观形貌如图13所示. 由图13可知，与Plasma-FCAW复合焊工艺的稳定成形相比，PAW工艺焊缝出现周期性断续凹坑，且从焊缝截面可以观察到在熔池底部出现空洞缺陷，这是等离子弧在大电流下电弧压力大且集中的直接表现. 而FCAW工艺形成的焊缝边缘飞溅较多，且焊缝截面呈非对称形状，说明该工艺成形稳定性相对较差.
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图 13 不同焊接工艺下焊缝成形及其横截面形貌Figure 13. Weld forming and cross-section morphology of different welding processes. (a) Plasma-FCAW; (b) PAW; (c) FCAW分别对3种焊接工艺下的焊缝截面几何特征参数(熔宽、熔深、余高、深宽比和熔深/余高比值)进行统计，统计结果如图14所示.从图14可以看出，在熔深方面，plasma-FCAW复合焊工艺略低于PAW工艺，而相比于FCAW工艺熔深增加达到40%，在实际应用中熔深对焊接效率和水下结构焊接性具有决定性作用. 此外，两者深宽比几乎相同，结合其它焊缝横截面结合特征参数可以推断，plasma-FCAW复合焊工艺相较于FCAW，在保证焊接过程稳定性的同时焊接效率可以得到显著提升.
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图 14 不同焊接工艺下焊缝横截面特征参数Figure 14. Characteristic parameters of cross-section weld morphology of different welding processes4. 结论
(1) 基于PAW和FCAW工艺方法通过外部磁场调控策略设计并提出了水下Plasma-FCAW复合焊工艺，分析并验证了外部调控磁场与所施加励磁电流之的关系. 结果表明，励磁电流在0.3 ~ 1.8 A区间变化时，耦合电弧下方位置磁场强度为1.7 ~ 3.3 mT，且两者之间近似呈线性关系.
(2) 研究了主要焊接工艺参数对水下Plasma-FCAW复合焊焊缝成形及其横截面几何特征的影响. 结果表明，外部调控磁场和FCAW电弧电压对水下复合焊接过程稳定性的影响较大,磁场强度达到3.3 mT时焊接过程较为稳定；等离子电流和FCAW电弧电压主要影响焊缝熔深，而FCAW送丝速度则对焊缝熔深和熔宽均有较大影响.
(3) 相比于水下FACW工艺，Plasma-FCAW复合焊工艺在具有几乎相同深宽比条件下焊接熔深增加达到40%，且焊缝横截面成形对称性较好，表明Plasma-FCAW复合焊在实际应用中具有更高的焊接效率和焊接稳定性.
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图 1 环焊接头热影响区SENT试验阻力曲线
Figure 1. Resistance curve of SENT test in heat-affected zone of welded joint
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图 2 不同统计方法所得断裂韧性特征值对比
Figure 2. Comparison of characteristic values of fracture toughness obtained by different statistical methods
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图 3 CTOD特征值(δm)3种分布概率图
Figure 3. Three probability distribution of CTOD characteristic value (δm). (a) Normal distribution; (b) Lognormal distribution; (c) Weibull distribution
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图 4 CTOD特征值(δ0.2)3种分布概率图
Figure 4. Three probability distribution of CTOD characteristic value (δ0.2). (a) Normal distribution; (b) Lognormal distribution; (c) Weibull distribution
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图 5 CTOD特征值(δm)最优拟合分布(正态)
Figure 5. CTOD characteristic value(δm) best fit distribution (normal)
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图 6 CTOD特征值(δ0.2)最优拟合分布(对数正态)
Figure 6. CTOD characteristic value(δ0.2) best fit distribution (lognormal)
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图 7 MOTE方法、BS7910公式与最优拟合分布特征值对比图
Figure 7. Comparison diagram of MOTE method, BS7910 formula and optimal fitting distribution eigenvalues
表 1 焊接工艺及参数
Table 1 Welding method and process parameters
焊件道次 电弧电压
U/V焊接电流
U/ A焊接速度
v/(mm∙s−1)送丝速度
vf/(m∙min−1)根焊 25 270 17.5 12.5 热焊 25.2 235 17.5 10.5 填充焊 24 ~ 25 220 11.6 9.0 盖面焊 23 ~ 24 210 11.6 8.5 
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表 2 L485钢管化学成分及碳当量
Table 2 Chemical composition and carbon equivalent of L485 steel pipe
化学成分(质量分数，%) 碳当量
PcmC Si Mn P S Cr Mo Ni Nb V Ti Cu B Al 0.05 0.20 1.71 0.007 0.0025 0.24 0.14 0.17 0.055 0.005 1 0.015 0.14 0.000 2 0.022 0.174
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表 3 焊缝及母材力学性能
Table 3 Mechanical properties of welded joint and base metal
位置 屈服强度ReL /MPa 抗拉强度Rm /MPa 焊缝 623 ~ 678 687 ~ 738 母材 504 ~ 564 647 ~ 679
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表 4 CTOD特征值(δ0.2)
Table 4 Characteristic value of CTOD (δ0.2)
1号 2号 3号 4号 5号 6号 7号 8号 9号 0.712 1.239 0.426 0.848 0.424 1.226 1.070 0.452 0.408 10号 11号 12号 13号 14号 15号 16号 17号 18号 0.522 0.622 0.551 0.730 0.713 0.450 1.401 1.673 1.255
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表 5 CTOD特征值(δm)
Table 5 Characteristic value of CTOD (δm)
1号 2号 3号 4号 5号 6号 7号 8号 9号 1.229 1.49 0.656 1.142 0.799 1.555 1.256 1.102 0.834 10号 11号 12号 13号 14号 15号 16号 17号 18号 0.761 1.213 0.977 1.252 0.976 0.836 1.453 1.788 1.351
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表 6 CTOD特征值(δm)分布函数的非参数检验
Table 6 Nonparameter estimation of distribution function of CTOD characteristic value(δm)
检验方法 正态分布 对数正态分布 威布尔分布 A-D检验 0.300＜0.751
(接受)0.397＜0.795
(接受)0.312＜0.757
(接受)K-S检验 0.132＜0.309
(接受)0.128＜0.309
(接受)0.136＜0.309
(接受)
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表 7 CTOD特征值(δ0.2)分布函数的非参数检验
Table 7 Nonparameter estimation of distribution function of CTOD characteristic value(δ0.2)
检验方法 正态分布 对数正态分布 威布尔分布 A-D检验 0.882＞0.751
(排除)0.558＜0.795
(接受)0.312＜0.757
(接受)K-S检验 0.200＜0.309
(接受)0.129＜0.309
(接受)0.174＜0.309
(接受)
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表 8 CTOD特征值(δm)分布拟合优度检验结果
Table 8 CTOD characteristic value(δm) Distribution goodness of fit test results
指标 正态分布 对数正态分布 威布尔分布 分布参数 位置参数：1.142
尺度参数：0.291位置参数：0.995
尺度参数：0.269形状参数：4.654
尺度参数：1.252R2 0.972 0.965 0.969
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表 9 CTOD特征值(δ0.2)分布拟合优度检验结果
Table 9 CTOD characteristic value(δ0.2) Distribution goodness of fit test results
指标 正态分布 对数正态分布 威布尔分布 分布参数 位置参数：0.819
尺度参数：0.397位置参数：−0.306
尺度参数：0.470形状参数：2.294
尺度参数：0.930R2 A-D检验已排除 0.944 0.916
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