趙 波，楊瑋瑋，楊德云，侯樹(shù)林，趙與越，王 斌

（1.中國(guó)石油渤海裝備研究院，河北 青縣 062658；2.長(zhǎng)慶油田第二采油廠生產(chǎn)保障大隊(duì)，甘肅 慶陽(yáng) 745100）

1 概 述

在高鋼級(jí)管線鋼軋制過(guò)程中，通過(guò)適當(dāng)?shù)暮辖鸪煞衷O(shè)計(jì)和熱機(jī)械軋制技術(shù) （TMCP），可以獲得良好的強(qiáng)韌性組合。 然而，由于合金鋼在焊接期間經(jīng)受熱輸入和熱循環(huán)作用，這個(gè)良好的強(qiáng)韌性組合會(huì)產(chǎn)生惡化。 通常，為了實(shí)現(xiàn)更高的熔敷率及焊接速度，需要增加多絲埋弧焊中各絲的焊接電流和電壓，這也就意味著要增大焊接熱輸入，必將對(duì)焊縫及熱影響區(qū)的微觀組織和韌性產(chǎn)生不利影響，尤其是臨近熔合線的粗晶區(qū)。 通常，粗晶區(qū)韌性低于焊接接頭其他部分的韌性，無(wú)論采用何種焊接熱輸入，粗晶區(qū)都是焊接接頭中必然存在的局部脆性區(qū)域，只是在熱輸入增大的情況下，會(huì)造成粗晶區(qū)寬度加大和韌性更進(jìn)一步降低和惡化。 粗晶區(qū)韌性的降低歸咎于粗大的原始奧氏體和M-A組元，是粗晶區(qū)經(jīng)受的焊接熱循環(huán)過(guò)程中最高峰值溫度 Tm、高溫停留時(shí)間 tH、冷卻速率 ωc和冷卻時(shí)間t8/5共同作用的結(jié)果。 因此，在鋼管生產(chǎn)過(guò)程中采用盡可能小的焊接熱輸入進(jìn)行焊接，以得到滿意的焊縫形貌和力學(xué)性能。

為了改善高鋼級(jí)管線鋼焊管焊縫及熱影響區(qū)力學(xué)性能，多年來(lái)，渤海裝備研究院先后對(duì)預(yù)熱焊絲、單電源雙細(xì)絲并聯(lián)、單電源雙絲串聯(lián)及冷填絲等低線能量化、高效埋弧焊工藝進(jìn)行了理論研究和裝置開(kāi)發(fā)。 其中預(yù)熱焊絲、單電源雙細(xì)絲并聯(lián)和冷填絲3 種高效焊接工藝試驗(yàn)室階段研究已經(jīng)取得突破性進(jìn)展，并正在向生產(chǎn)應(yīng)用推廣。經(jīng)過(guò)大量焊接對(duì)比試驗(yàn)數(shù)據(jù)和理論分析，認(rèn)為輔助冷填絲焊接工藝相對(duì)于其他低線能量化、高效焊接工藝，具有更顯著的提高焊絲熔化速度、降低焊接線能量的綜合效果，尤其是該工藝對(duì)焊縫及熱影響區(qū)具有天然的加速冷卻作用，更加有利于細(xì)化焊縫及熱影響區(qū)金相組織，改善焊接接頭低溫沖擊韌性。

近年來(lái)，冷絲焊接技術(shù)的研發(fā)在不斷進(jìn)行。伊薩公司研發(fā)出集成冷絲埋弧焊工藝，日本OTC 公司研發(fā)出了冷填絲高效氣體保護(hù)焊工藝。 為了開(kāi)發(fā)出適用于管線鋼焊管生產(chǎn)的冷填絲多絲埋弧焊工藝，鑒于氣體保護(hù)焊工藝更加便于觀察和調(diào)節(jié)主絲和冷填絲的位置、焊絲熔化效果，首先對(duì)輔助冷填絲氣體保護(hù)焊工藝進(jìn)行了試驗(yàn)研究，希望探索并掌握冷填絲焊接工藝的核心技術(shù)。 本研究對(duì)前期在試驗(yàn)室進(jìn)行的冷填絲氣體保護(hù)焊工藝試驗(yàn)研究進(jìn)展進(jìn)行了總結(jié)分析。

2 熔化極-冷填絲焊接基本原理

熔化極-冷填絲焊接原理如圖1 所示，首先在焊接方向上設(shè)置2 根焊絲，前方的主焊絲上產(chǎn)生電弧，后面的焊絲不通電插入主絲正下方的電弧區(qū)，利用主絲電弧熱熔化，或者插入距離前絲約5 mm的后部熔池中，利用熔池中的過(guò)熱來(lái)熔化。 這個(gè)熔化極可以是氣體保護(hù)焊，也可以是埋弧焊。

圖1 熔化極-冷填絲焊接原理示意圖

由于冷填絲不通焊接電流而是利用前絲的電弧熱或焊接熔池中的過(guò)熱來(lái)熔化，相對(duì)于不填冷絲的常規(guī)氣體保護(hù)焊或埋弧焊，在焊接熱輸入（電能消耗） 相同的條件下，冷填絲工藝可以增加焊絲熔化量30%～55%。 因此，相對(duì)于常規(guī)氣體保護(hù)焊或埋弧焊，輔助冷填絲的熔化極電弧焊是一種高效、節(jié)能的焊接工藝。

另外，如果采用多層多道焊接工藝或單道焊工藝填滿焊接坡口，可將輔助冷填絲熔化極電弧焊焊速提高到常規(guī)熔化極電弧焊焊速的1.3～1.8 倍，根據(jù)名義焊接線能量公式 P= （60×IU） /v，其中P 為焊接線能量、I 為焊接電流、U 為焊接弧壓、v 為焊速，兩種焊接工藝焊接電流、弧壓相同的條件下，采用輔助冷填絲焊接工藝可以降低焊接線能量23%～44%。 因此，相對(duì)于常規(guī)氣體保護(hù)焊或埋弧焊工藝，輔助冷填絲焊接工藝是一種低線能量焊接工藝。

這個(gè)原理來(lái)源于氣焊-填絲焊、TIG 焊-填絲焊，不同之處是： 前一種是常規(guī)的非熔化極填絲焊，后一種是非常規(guī)的熔化極冷填絲焊。非熔化極的電弧更加穩(wěn)定，填絲焊接中無(wú)飛濺，熔池穩(wěn)定，更容易操控； 但是其焊絲熔敷速度低，熱效率低，焊接速度低。 而熔化極冷填絲焊的電弧穩(wěn)定性會(huì)受到主絲焊接參數(shù)、熔滴過(guò)渡類型和冷絲直徑、填充角度、距離位置、送絲速度等較多因素的影響，需要進(jìn)行較精確的調(diào)整，其優(yōu)點(diǎn)是： 焊絲熔敷速度高，熱效率高，焊接速度高。 這種熔化極冷填絲焊接方法可以有效降低熔池峰值溫度Tm、縮短高溫停留時(shí)間tH及熔池和熱影響區(qū)冷卻時(shí)間t8/5、提高熔池冷卻速率ωc，使焊接溫度場(chǎng)變窄，對(duì)焊縫及熱影響區(qū)有加速冷卻的作用，從而可以提高熔池凝固速度和形核率，細(xì)化焊縫及熱影響區(qū)金相組織，有利于減小熱影響區(qū)總體寬度和粗晶區(qū)的寬度，改善焊接接頭力學(xué)性能，尤其是低溫沖擊韌性。

3 冷絲填充量對(duì)焊縫宏觀形貌的影響

為了驗(yàn)證輔助冷填絲氣體保護(hù)焊的電弧穩(wěn)定性、飛濺量、冷絲熔化效果和冷填絲比例對(duì)焊縫熔深等形貌的影響規(guī)律，利用綜合多絲埋弧焊接試驗(yàn)機(jī)，設(shè)計(jì)搭建了數(shù)字化自動(dòng)氣體保護(hù)焊冷填絲試驗(yàn)系統(tǒng)。 其中，氣體保護(hù)焊電源采用唐山松下YD-500GL 數(shù)字電源，冷送絲機(jī)采用數(shù)控氬弧焊自動(dòng)送絲機(jī)，如圖2 所示。

圖2 數(shù)字化自動(dòng)氣體保護(hù)焊冷填絲試驗(yàn)系統(tǒng)

不同冷填絲比例焊接對(duì)比試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案采用壁厚22 mm 鋼板表面堆焊工藝，熱絲和冷絲均采用相同牌號(hào)的直徑1.6 mm 氣體保護(hù)焊焊絲，焊接過(guò)程中，熱絲在前，冷填絲插入主絲電弧正下方。 試驗(yàn)中采用相同的主絲焊接參數(shù)： 焊接電流300 A、弧壓34 V、保護(hù)氣 Ar80%+CO220%富氬氣、保護(hù)氣流量 25 L/min、焊速 35 cm/min。

首先用直徑1.6 mm 單熱絲采用焊接電流300 A、弧壓 34 V、焊接速度 35 cm/min 焊接參數(shù)進(jìn)行不填冷絲的焊接，利用測(cè)速儀測(cè)量得到熱絲的送絲速度為10.8 m/min。 由于冷絲的焊絲直徑與熱絲相同，計(jì)算得出冷填絲質(zhì)量分別為熱絲的30%、40%、50%和55%時(shí)的冷填絲送絲速度分別為 3.24 m/min、4.32 m/min、5.4 m/min 和6 m/min。 由于氬弧焊自動(dòng)送絲機(jī)的最高送絲速度為6 m/min，所以試驗(yàn)最高冷填絲比例只能做到55%。 根據(jù)相關(guān)學(xué)者研究，冷填絲比例在高達(dá) 60%～80%，甚至100%時(shí)，也能均勻熔化，后期可以進(jìn)行補(bǔ)充試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。 不同冷填絲比例對(duì)比焊接試板焊縫外觀形貌如圖3 所示。 經(jīng)試驗(yàn)觀察，發(fā)現(xiàn)不同冷填絲比例條件下，焊接電弧均非常穩(wěn)定，冷填絲熔化均勻，幾乎無(wú)顆粒飛濺，焊縫外觀光滑，寬度均勻一致。

圖3 不同冷填絲比例氣體保護(hù)焊試板焊縫外觀

試板焊接完成后，依次截取5 個(gè)宏觀金相試樣，進(jìn)行腐蝕和焊縫形貌觀察。 1#～5#試樣冷填絲比例分別為 0%、30%、40%、50%和55%，其焊縫宏觀金相照片如圖4 所示，從圖4可以看出，在不同冷填絲比例條件下，焊縫兩側(cè)均熔合良好，焊縫頂部形貌圓滑。 按照試驗(yàn)之前的分析預(yù)測(cè)，隨著焊接時(shí)冷絲填充量的增加，熔池溫度、流動(dòng)性、鋪展性逐漸降低，熔深、熔寬應(yīng)呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，焊縫余高應(yīng)呈現(xiàn)上升趨勢(shì)。

圖4 不同冷填絲比例時(shí)的焊縫宏觀金相照片

表1 為試驗(yàn)焊縫形貌尺寸統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，從表1可以看出，隨著冷絲填充量的增加，焊縫熔深整體呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，余高呈現(xiàn)增加趨勢(shì)，熔寬變化趨勢(shì)不明顯，熔寬與余高的乘積呈現(xiàn)增加趨勢(shì)；從個(gè)別數(shù)據(jù)來(lái)看，2#試樣熔深比不填絲的1#試樣大0.2 mm，冷填絲比例55%的5#試樣熔深反而比冷填絲比例50%的4#試樣熔深大0.7 mm；3#和5#試樣的熔寬、5#試樣的余高等數(shù)據(jù)與預(yù)測(cè)的變化趨勢(shì)不一致。 初步分析認(rèn)為這可能與焊接中導(dǎo)電嘴距鋼板的距離 （即焊絲的干伸長(zhǎng)） 不一致有關(guān)，即使焊接之前設(shè)置的焊接電流、弧壓完全一致，如果實(shí)際焊接中焊絲干伸長(zhǎng)不一致，會(huì)造成實(shí)際焊接電流、弧壓發(fā)生變化，從而造成試驗(yàn)數(shù)據(jù)偏差。 這需要在今后的試驗(yàn)中驗(yàn)證并嚴(yán)格控制，減小對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)規(guī)律的干擾。

表1 不同冷填絲比例條件下焊縫形貌數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果

4 X70鋼板冷填絲氣體保護(hù)焊對(duì)比試驗(yàn)及分析

4.1 焊接對(duì)比試驗(yàn)

焊接對(duì)比試驗(yàn)采用X70 鋼級(jí)壁厚22.2 mm鋼板，其金相組織形貌如圖5 所示。 該試驗(yàn)用鋼的金相組織為針狀鐵素體，其實(shí)質(zhì)是粒狀貝氏體、貝氏體鐵素體或是粒狀貝氏體與貝氏體鐵素體組成的復(fù)相組織，在不規(guī)則的非等軸鐵素體之間存在M-A 組元，在鐵素體內(nèi)具有高密度位錯(cuò)[8]，其化學(xué)成分見(jiàn)表2。 焊接試板坡口形狀為單V 形坡口，鈍邊 2 mm，坡口角度 60°。 焊絲化學(xué)成分見(jiàn)表3，主絲和冷填絲分別采用四川大西洋CHW60C-Φ1.2 mm 和 CHW-60C-Φ0.8 mm 氣體保護(hù)焊焊絲。 試驗(yàn)焊接參數(shù)為： 焊接電流300 A、弧壓 34 V、富氬氣保護(hù)氣 Ar80%+CO220%、保護(hù)氣流量25 L/min、焊速35 cm/min。

圖5 X70 鋼板金相組織形貌

表2 X70 鋼板化學(xué)成分 %

表3 CHW60C 焊絲化學(xué)成分 %

試板焊縫背面采用四川大西洋生產(chǎn)的CHW60C-Φ1.2 mm 焊絲，自動(dòng) MAG 工藝封底焊接。 焊縫正面坡口采用多層多道焊接，常規(guī)MAG焊接工藝，采用Φ1.2 mm 焊絲焊接； 輔助冷填絲MAG 焊接工藝，主絲 （熱絲） 采用規(guī)格為 Φ1.2 mm 焊絲，冷填絲采用規(guī)格為 Φ0.8 mm 焊絲。 本次焊接試驗(yàn)中，冷填絲插入位置為熱絲電弧區(qū)域，冷填絲采用與主絲相同的送絲速度同步送絲，冷絲填充比為44% （即 Φ0.8 mm 冷填絲與Φ1.2 mm 主絲的截面積之比），兩種焊接工藝采用相同的主絲。 本次試驗(yàn)焊接參數(shù)見(jiàn)表4，兩種焊接工藝下試板的焊縫外觀形貌如圖6 所示。

表4 MAG 焊接工藝參數(shù)

圖6 兩種焊接工藝下試板的焊縫外觀形貌

4.2 力學(xué)性能試驗(yàn)

兩種焊接工藝下的焊縫宏觀金相照片如圖7所示。 從圖7 可以直觀地看出，在焊接電流、弧壓、焊接速度、保護(hù)氣完全相同的條件下，冷填絲MAG 焊工藝下焊縫熱影響區(qū)的平均寬度小于常規(guī)MAG 焊工藝下焊縫熱影響區(qū)的寬度，這是由于冷填絲MAG 焊工藝增加了冷絲，致使加載到焊件上的實(shí)際熱量減少，且相應(yīng)地加快了冷卻速率所致。 冷填絲MAG 焊多層多道焊縫的每道焊縫的截面積都明顯大于常規(guī)MAG 焊焊縫，按照理論計(jì)算，冷填絲MAG 焊每道焊縫熔敷金屬的質(zhì)量是常規(guī)MAG 焊的1.44 倍。

圖7 兩種焊接工藝下的焊縫宏觀金相照片

依據(jù)ISO 6507-1 或ASTM E 92 采用維氏顯微硬度試驗(yàn)方法，分別對(duì)常規(guī)MAG 焊和冷填絲MAG 焊兩種焊接工藝下的焊縫試樣進(jìn)行了硬度檢測(cè)，按照?qǐng)D8 所示位置，焊接接頭厚度方向分為上、中、下 3 組，以焊縫中心為硬度打點(diǎn)中心，每組分為左右母材各1 個(gè)點(diǎn)，左右熱影響區(qū)各 3 個(gè)點(diǎn)，焊縫 3 個(gè)點(diǎn)，每組共 11 個(gè)點(diǎn)。

圖8 焊接接頭硬度打點(diǎn)位置示意圖

兩種焊接工藝下焊接接頭的硬度檢測(cè)數(shù)據(jù)見(jiàn)表5，對(duì)每種焊接工藝下上、中、下對(duì)應(yīng)的 3 個(gè)點(diǎn)硬度值取平均值，繪制兩種焊接工藝平均硬度分布對(duì)比圖 （如圖9 所示）。 從圖9 可以看出，冷填絲MAG 焊工藝下的焊縫平均硬度高于常規(guī)MAG 焊工藝，冷填絲MAG 焊工藝下的焊縫左側(cè)熱影響區(qū)平均硬度高于常規(guī)MAG 焊工藝，冷填絲MAG 焊工藝下的焊縫右側(cè)熱影響區(qū)平均硬度低于常規(guī)MAG 焊工藝，兩種工藝母材處硬度基本相同。 試驗(yàn)之前預(yù)測(cè)冷填絲MAG 焊工藝下焊縫和熱影響區(qū)的硬度應(yīng)低于常規(guī)MAG 焊工藝，但本次對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果與之前預(yù)測(cè)的變化規(guī)律不完全一致。 這一點(diǎn)還需要繼續(xù)增加試驗(yàn)和進(jìn)一步驗(yàn)證分析。

表5 兩種焊接工藝下焊接接頭硬度對(duì)比

圖9 兩種焊接工藝下焊接接頭硬度分布圖

夏比沖擊試驗(yàn)采用5 mm×10 mm×55 mm 小尺寸夏比V 形缺口條狀試樣進(jìn)行試驗(yàn)。 常規(guī)MAG 焊和填絲 MAG 焊焊接試樣在 0 ℃、-10 ℃、-20 ℃和-30 ℃四種不同溫度下焊縫及熱影響區(qū)的夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表6。 每組沖擊試驗(yàn)分別取3 個(gè)試樣。 從表6 可以看出，兩種工藝條件下焊縫及熱影響區(qū) 0 ℃、-10 ℃、-20 ℃和-30 ℃四種不同溫度的沖擊韌性均處于較高水平，而且比較均勻，未出現(xiàn)很低的單值，均滿足西氣東輸工程用X70 鋼級(jí)焊管技術(shù)條件，該標(biāo)準(zhǔn)要求焊縫及熱影響區(qū)-20 ℃夏比沖擊功3 個(gè)試樣平均值不小于90 J，單個(gè)試樣最低值不小于60 J。 焊縫和熱影響區(qū)沖擊結(jié)果對(duì)比如圖10 所示。

僅從兩種氣保焊工藝試驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)看，冷填絲MAG 焊焊縫 0 ℃、-10 ℃、-20 ℃和-30 ℃沖擊功均值分別比常規(guī)MAG 焊焊縫降低了2 J、-19 J、31 J 和59 J，采用冷填絲MAG 焊工藝后焊縫沖擊韌性呈下降趨勢(shì)，但仍然優(yōu)于標(biāo)準(zhǔn)要求值； 冷填絲 MAG 焊熱影響區(qū) 0 ℃、-10 ℃、-20 ℃和-30 ℃沖擊均值分別比常規(guī)MAG 焊熱影響區(qū)提高了 36 J、29 J、11 J 和 65 J，采用冷填絲MAG 焊工藝后熱影響區(qū)沖擊韌性呈上升趨勢(shì)。

表6 不同溫度下焊縫及熱影響區(qū)的夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果

圖10 不同溫度下焊縫和熱影響區(qū)沖擊試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

將常規(guī)MAG 焊和冷填絲MAG 焊分別加工成2 個(gè)焊接接頭圓棒形拉伸試樣，兩種工藝下的焊接接頭抗拉強(qiáng)度差別不大，均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求（不小于570 MPa），但從抗拉強(qiáng)度平均值來(lái)看，冷填絲MAG 焊比常規(guī)MAG 焊焊接接頭的抗拉強(qiáng)度降低了15 MPa，可能與粗晶區(qū)、細(xì)晶區(qū)的細(xì)化有一定關(guān)系，這一點(diǎn)還需進(jìn)一步研究分析。

由于本次試驗(yàn)采用輔助冷填絲MAG 焊工藝后，焊絲熔敷速率提高了44%，而且冷填絲MAG焊工藝下的焊縫及熱影響區(qū)沖擊韌性均遠(yuǎn)遠(yuǎn)優(yōu)于標(biāo)準(zhǔn)要求，綜合考慮認(rèn)為，冷填絲MAG 焊工藝是一種焊縫性能優(yōu)良、焊接高效的焊接工藝。

4.3 微觀金相組織分析

圖11 焊縫微觀金相照片

焊縫微觀金相照片如圖11 所示。 由圖11可以看出，冷填絲MAG 焊焊縫金相組織較常規(guī)MAG 焊焊縫粗大，從上述系列低溫沖擊試驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)看，冷填絲MAG 焊焊縫較常規(guī)MAG 焊焊縫低溫沖擊韌性整體呈降低趨勢(shì)，這個(gè)結(jié)果和試驗(yàn)之前預(yù)想的 “采用冷填絲MAG 工藝焊縫金相組織細(xì)化、沖擊韌性得到改善” 的預(yù)想相反。 初步分析，可能是與試驗(yàn)中冷填絲插入到熱絲電弧區(qū)域有關(guān)，資料顯示明弧焊原本有20%～50%的電弧熱量通過(guò)輻射和飛濺耗散到周圍空間，冷填絲插入熱絲電弧區(qū)域，隨著冷絲的熔化將這部分原本耗散熱量中的一部分帶入焊接熔池，與常規(guī)MAG 焊工藝相比，實(shí)際熔池的熱輸入不是降低而是增加了，這一點(diǎn)需要進(jìn)一步探討分析。 計(jì)劃下一步設(shè)計(jì)將冷填絲插入熱絲電弧后方的焊接熔池中，減少熱絲電弧熱量的引入，直接利用冷絲對(duì)熱絲的熔池進(jìn)行加速冷卻，利用熱絲熔池中的多余熱量來(lái)熔化冷絲，可能調(diào)整冷絲添加的位置后，焊縫和熱影響區(qū)的微觀金相組織均得到細(xì)化，低溫沖擊韌性將得到改善。

熱影響區(qū)內(nèi)部金相組織原始奧氏體的大小與占比、顯微結(jié)構(gòu)特征的形狀與大小的變化取決于鋼材在焊接期間所經(jīng)歷的熱輸入和熱循環(huán)。 在熱影響區(qū)內(nèi)部，精細(xì)化的原始奧氏體尺寸大小影響其轉(zhuǎn)化產(chǎn)物，特別是M-A 組元，會(huì)對(duì)韌性指標(biāo)產(chǎn)生影響。

兩種焊接工藝條件下的焊縫各個(gè)熱影響區(qū)分區(qū)的光學(xué)顯微照片如圖12 所示。 從熔合區(qū)、粗晶區(qū)和細(xì)晶區(qū)的金相對(duì)比來(lái)看，能看出冷填絲MAG 焊工藝的粗晶區(qū)和細(xì)晶區(qū)晶粒都比常規(guī)MAG 焊工藝細(xì)化。 雖然兩種焊接工藝均采用了相同的焊接線能量10.9 kJ/cm，但是因?yàn)槔涮罱zMAG 焊工藝中添加了44%的冷絲，對(duì)焊縫及熱影響區(qū)起到了加速冷卻的作用，使得熱影響區(qū)各個(gè)分區(qū)的峰值溫度降低、高溫區(qū)間停留時(shí)間縮短和冷卻速度加快。 冷填絲MAG 焊工藝的熱影響區(qū)金相組織得到細(xì)化，和熱影響區(qū)系列低溫沖擊對(duì)比試驗(yàn)數(shù)據(jù)是吻合的，這也正是采用冷填絲焊接工藝的初衷。

圖12 兩種焊接工藝條件下焊縫熱影響區(qū)微觀組織形貌

5 結(jié) 論

（1） 熔化極填絲焊既可作氣體保護(hù)焊，也可作埋弧焊，冷填絲雙絲焊與常規(guī)單絲焊相比，在焊縫形貌良好的前提下，焊絲熔敷速率可提高30%～44%，是一種高熔敷率、節(jié)能的高效焊接工藝。

（2） 焊接原理分析和焊接試驗(yàn)證明，冷填絲MAG 焊對(duì)焊縫及熱影響區(qū)具有加速冷卻作用，尤其有利于改善熱影響區(qū)的低溫沖擊韌性，因此熔化極-冷填絲焊是一種低線能量的高效焊接工藝。

（3） 隨著冷填絲比例的加大，焊縫熔深、母材熔化量、熔合比會(huì)隨之降低，因此，熔化極填絲焊比較適合用于耐磨、耐腐蝕金屬表面堆焊，適用于對(duì)熔深要求較低的中厚板的低線能量、高效多層多道焊接。