苗春雨　焦向東　朱加雷　李京洋　王凱

摘要： 以X80管線鋼為研究對象，借助拉伸、彎曲、硬度等力學(xué)性能測試評價激光-MAG復(fù)合橫焊打底焊接頭的力學(xué)性能。研究了光絲間距對激光-MAG復(fù)合橫焊焊縫成形的影響。結(jié)果表明，光絲間距為2 mm時獲得的焊縫對稱性最好，復(fù)合熱源耦合性能最好，熔池下淌傾向最小。X80管線鋼焊接接頭的拉伸、彎曲和顯微硬度試驗測試結(jié)果滿足API 5L標(biāo)準(zhǔn)要求。

關(guān)鍵詞： 激光-MAG復(fù)合橫焊; 光絲間距; 復(fù)合熱源; X80管線鋼

中圖分類號： TG 454

0前言

激光電弧復(fù)合焊是新型高能束焊接方法之一，集合了激光焊與電弧焊兩種熱源的優(yōu)勢，彌補(bǔ)了激光焊能量利用率低、工藝適應(yīng)性差的缺點[1]，在減小熱輸入、增加熔深、減小焊接缺陷、節(jié)約能源等方面表現(xiàn)出了極大優(yōu)勢[2-3]。與傳統(tǒng)電弧焊相比，激光電弧復(fù)合橫焊可實現(xiàn)較大板厚的單面焊雙面成形，不僅可以綜合激光焊和電弧焊兩者的優(yōu)點，還可彌補(bǔ)橫焊過程中熔池金屬下淌，焊接工序復(fù)雜，焊接缺陷多等缺點，有利于增加熔深，提高橫焊焊接接頭尺寸均勻性、微觀組織均勻性，可以大大提高橫焊接頭質(zhì)量與性能[4-5]。激光電弧復(fù)合橫焊也具有廣泛的應(yīng)用領(lǐng)域，在輸油管線、船舶和壓力容器等大型厚壁件常常使用橫焊的連接形式[6-9]，將激光-電弧復(fù)合橫焊應(yīng)用到厚壁件中，在提高焊接速度、焊接質(zhì)量，減少焊接變形，抑制橫焊側(cè)壁未熔合和未焊透等焊接缺陷方面將表現(xiàn)出極大優(yōu)勢[10-12]。

1試驗部分

1.1試驗設(shè)備及材料

采用IPG公司生產(chǎn)的型號IPG YLS-4000的光纖激光器進(jìn)行試驗，焊機(jī)使用唐山松下產(chǎn)業(yè)機(jī)器有限公司生產(chǎn)的多功能MIG/MAG焊機(jī)，型號為YD-500GL5，試驗設(shè)備和激光-MAG復(fù)合橫焊原理如圖1所示。

選用西氣東輸工程專用的X80管線鋼為試驗材料，試件尺寸為400 mm×70 mm×10 mm，坡口角度為上坡口30°，下坡口20°，鈍邊為4 mm。X80管線鋼化學(xué)成分見表1。根據(jù)國際標(biāo)準(zhǔn)ISO 3183： 2012《石油和天然氣工業(yè)管道輸送系統(tǒng)用鋼管》，X80管線鋼性能見表2。焊絲型號為ER80S-G，焊絲直徑1.2 mm，化學(xué)成分見表3。保護(hù)氣采用80%Ar+20%CO₂的混合氣體，氣體流量20 L/min。焊接前先使用酒精對待焊試件進(jìn)行清潔，以除去表面油污，再將待焊部分使用角磨機(jī)打磨平整，除去銹漬與氧化。在激光-MAG復(fù)合焊接橫焊位置焊接試驗之前，將需要組對的板材試件在平焊位置對接，使用手工電弧焊在兩端點焊，得到的焊點可固定板材試件組對的位置。將組對過后的板材試件放入橫焊夾具夾緊進(jìn)行試驗。為防止焊接過后板材試件變形，待試件冷卻至室溫后從橫焊夾具中取出。具體焊接工藝參數(shù)見表4。

2結(jié)果與討論

2.1焊縫形貌分析

試驗過程中，首先調(diào)整焊接電流為180 A，然后減小到150 A并觀察焊接效果，激光功率采用3 700 W，焊接速度為1 m/min，其他工藝參數(shù)見表4。觀察焊縫形貌，如圖2所示。兩種電流下焊縫正面未見明顯差別，無咬邊和裂紋等明顯焊接缺陷。而從截面形貌可以明顯看出，當(dāng)焊接電流為180 A時，焊縫明顯不對稱，出現(xiàn)下淌缺陷;而焊接電流減小到150 A時焊縫熔透良好，背面熱影響區(qū)寬度規(guī)則連續(xù)，實現(xiàn)了單面焊雙面成形。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是，當(dāng)電流較大時，熔池填充金屬增加，受重力作用下淌傾向增大，容易出現(xiàn)焊縫不對稱，影響成形質(zhì)量。

光絲間距對激光與電弧的耦合作用及焊接成形有重要影響，當(dāng)激光光束距離電弧太近，產(chǎn)生的光致等離子體會干擾電弧，而距離較大時，會導(dǎo)致激光電弧耦合失效，變成激光焊與電弧焊的簡單疊加。理論研究表明，平焊位置時，當(dāng)光絲間距值在合適范圍內(nèi)，激光可壓縮MAG電弧，從而使熱源更集中，減小焊縫缺陷和焊接變形。圖3為光絲間距1～3 mm條件下熔池圖像和溫度場圖像?？梢钥闯?，激光的壓縮與吸引作用有利于避免熔池在重力作用下的下淌行為，當(dāng)D_LA=2 mm時熔池面積最小。從圖中可以看出，激光束靠近電弧，使電弧體積增大，能量密度降低。繼續(xù)增大電弧與激光之間的距離，當(dāng)光絲間距為2 mm時，電弧形狀最為穩(wěn)定，發(fā)散角小，兩者的耦合效果最好。此參數(shù)下電弧受激光等離子體的吸引與壓縮，熔滴過渡穩(wěn)定，焊接過程飛濺也較小。光絲間距3 mm時電弧發(fā)散，激光與電弧距離增加，由于兩熱源較分離，兩者傾向于單獨作用于熔池，耦合作用減弱，焊接過程不穩(wěn)定，容易引起焊縫側(cè)壁未熔合、熔池下淌缺陷。

圖4是光絲間距為1 mm，2 mm和3 mm激光-MAG復(fù)合橫焊獲得的焊縫截面形貌，經(jīng)過測量，獲得

的熔寬參數(shù)分別見表5。從表中數(shù)據(jù)可以看出，圖4c焊縫上熔寬和下熔寬的差值ε3最大，為0.17 mm;圖4a次之，ε₁為0.15 mm;圖4b最小，ε₂為0.09 mm。當(dāng)上熔寬和下熔寬的差值ε最小時，說明焊縫對稱性越好，熔池受重力影響越小。由此可以看出，D_LA=2.0 mm時，激光-MAG復(fù)合橫焊熱源耦合性能最好，熔池下淌傾向最小。

2.2力學(xué)性能分析

根據(jù)上述試驗結(jié)果驗證焊縫的力學(xué)性能，分別對3 mm和4 mm鈍邊的試板進(jìn)行試驗，其他工藝參數(shù)見表4。試驗得到正面與背面均成形良好無明顯缺陷的單面焊雙面成形焊縫，參考國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 2651—2008《焊接接頭拉伸試驗方法》和GB/T 2653—2008《焊接接頭彎曲試驗方法》制備拉伸彎曲試樣，并進(jìn)行性能測試，拉伸前將母材高于焊縫的部分銑平。試驗結(jié)果如圖5所示，S1，S2抗拉強(qiáng)度分別達(dá)到了681 MPa和711 MPa，滿足API 5L標(biāo)準(zhǔn)，所檢測的試樣彎曲角度可達(dá)到150°，彎曲處無裂紋產(chǎn)生，表明焊接接頭具有良好的抗彎曲性能。

使用掃描電鏡觀察試件的拉伸斷口。斷口形貌如圖6所示，圖6a、圖6b為試件S1的斷口形貌，圖6c、圖6d試件S2的斷口形貌。兩試件均具有典型的韌性斷裂形貌，斷口形貌為灰暗色的纖維狀，斷面為許多細(xì)小的凹坑并夾雜少量孔洞，凹坑尺寸均勻，為典型的等軸狀韌窩。

對打底焊焊縫進(jìn)行沖擊性能測試（試驗的參數(shù)見表4）根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 2650—2008制備試樣，試樣尺寸為55 mm×10 mm×10 mm，分別于試件的熱影響區(qū)和焊縫區(qū)制備夏比V形缺口。在10 ℃環(huán)境下進(jìn)行沖擊性能試驗，每組試驗重復(fù)3次，取平均值。圖7分別為3 mm和4 mm鈍邊熱影響區(qū)和焊縫區(qū)的平均沖擊吸收能量。焊縫區(qū)的平均沖擊吸收能量高于熱影響區(qū)，根據(jù)API 5L的標(biāo)準(zhǔn)，對于X80管線鋼，同一位置3個沖擊試樣平均沖擊吸收能量不得低于41 J，3個試樣中任意一個不得低于最低值的70%。試驗所得試樣中所有沖擊吸收能量均高于41 J，符合標(biāo)準(zhǔn)的要求。

對打底焊焊接接頭進(jìn)行顯微硬度分析（S1），選取焊縫截面的激光-電弧區(qū)和激光區(qū)兩部分進(jìn)行顯微硬度的測量。使用維氏硬度測量方法，采樣位置如圖8所示，其中激光-電弧區(qū)采樣線距母材下邊緣7 mm，激光區(qū)采樣線距母材下邊緣2 mm，兩采樣點間距為0.2 mm，每條采樣線打20個測量點，得到的硬度分布曲線如圖9所示。根據(jù)顯微硬度分布曲線可知，所有采樣點硬度均小于300 HV，根據(jù)API 5L的標(biāo)準(zhǔn)要求，X80管線鋼焊縫所有的維氏硬度不應(yīng)超過300 HV，試驗結(jié)果符合標(biāo)準(zhǔn)的要求。綜上可知，采用表4參數(shù)下激光-MAG復(fù)合橫焊獲得的打底焊力學(xué)性能良好，具有良好的斷裂韌性。

2.3微觀組織分析

使用金相顯微鏡觀察打底焊接頭，由于受重力影響上板與下板的焊縫結(jié)構(gòu)、熔合區(qū)與熱影響區(qū)寬度具有非對稱特性，如圖10所示。圖10a～圖10d分別為激光電弧區(qū)和激光區(qū)顯微組織，可以看出，下板的熔合區(qū)寬度、熱影響區(qū)寬度小于上板，電弧作用的熔合區(qū)寬

圖10電弧區(qū)和激光區(qū)顯微組織度整體大于激光作用的熔合區(qū)，上板電弧作用熔合區(qū)寬度最大。其組織粗大，晶體結(jié)構(gòu)不均勻，性能在焊接接頭中最差。

由圖11可知，焊縫中心是先共析鐵素體晶粒連接而成的網(wǎng)狀晶，焊縫中心周圍的長條狀白色晶體為粗大有方向性的柱狀晶，組織為條狀鐵素體，柱狀晶垂直于熔合線向焊縫中心生長，且可觀察到下板的柱狀晶密集程度大于上板。由于焊接后熔池迅速凝固，受坡口角度與重力影響，熔池中心熱量更易向下傳導(dǎo)，熱傳導(dǎo)形成沿傳導(dǎo)方向生長的柱狀晶，在垂直于熔合線的方向散熱最快，因此呈現(xiàn)此種形態(tài)的焊縫接頭形貌。網(wǎng)狀晶結(jié)構(gòu)的韌性相比柱狀晶較差，在受到?jīng)_擊載荷時裂紋會沿網(wǎng)狀晶界迅速擴(kuò)展，不具有柱狀晶的抵抗力，所以焊縫中心的抗沖擊韌性較差。

3結(jié)論

（1）光絲間距為2 mm時獲得的焊縫上熔寬和下熔寬差值最小，復(fù)合熱源耦合性能最好，熔池下淌傾向最小。對X80管線鋼焊接接頭進(jìn)行拉伸、彎曲和顯微硬度等力學(xué)測試，試驗結(jié)果滿足API 5L標(biāo)準(zhǔn)要求。激光-電弧區(qū)在熱影響區(qū)正火區(qū)硬度最高，激光區(qū)在焊縫位置硬度最高。

（2）橫焊接頭的宏觀形貌與微觀組織具有不對稱與非均勻的特性，在重力的作用下，焊縫中心以下焊縫區(qū)形狀較飽滿，寬度小于中心以上，焊縫中心以上的熔合區(qū)和熱影響區(qū)寬度大于焊縫中心以下的區(qū)域。焊縫區(qū)微觀組織為粗大的垂直于熔合線的柱狀晶，組織為條狀鐵素體，且下板的柱狀晶密集程度大于上板。

參考文獻(xiàn)

[1]Behzad F， Wayne S F， Gladius L， et al. A review on melt-pool characteristics in laser welding of metals [J]. Advances in Materials Science and Engineering， 2016： 1-18.

[2]Udin I N， Voropaev A A， Unt A. Application development for the evaluation of penetration in laser and laser-arc hybrid welding of tee and corner joints [J]. Key Engineering Materials， 2019， 822： 381-388.

[3]嚴(yán)春妍， 易思， 張浩， 等. S355鋼激光-MIG復(fù)合焊接頭顯微組織和殘余應(yīng)力[J]. 焊接學(xué)報， 2020， 41（6）： 12-18.

[4]Chang Yunfeng， Lei Zhen， Wang Xuyou， et al. Characteristic of laser-MIG hybrid welding with filling additional cold wire for aluminum alloy [J]. China Welding， 2018， 27（3）： 35-41.

[5]Begg D， Beynon G， Hansen E， et al. Development of a hybrid laser arc welding system for pipeline construction [J]. Proceedings of the Biennial International Pipeline Conference， 2009： 429-435.

[6]Keitel S， Neubert J， Strfer M. Laser hybrid pipeline welding [J]. Industrial Laser Solutions， 2011， 26（3）：1416-1427.

[7]余瑋. 激光電弧復(fù)合焊焊接工藝在郵輪上的應(yīng)用[J]. 船舶工程， 2019， 41（6）： 96-100.

[8]Wahba M， Mizutani M， Katayama S. Enhancement of the hybrid laser-arc welding capabilities for the ship building industry [C]. Luxor， Egypt： the 3rd International Conference in Africa and Asia on Welding and Failure Analysis of Engineering Materials， 2015：1-16.

[9]Michalczyk J， Bajor T. Study on the influence of temperature， velocity and shape of tools on the combined process of extrusion and broaching of the deep sleeve with the bottom made of the AZ31 alloy [J]. Archives of Metallurgy & Materials， 2011， 56（2）：533-541.

[10]Shin M， Nakata K. Single pass full penetration welding of high-tensile steel thick-plate using 4 kW fiber laser and MAG arc hybrid welding process[J]. Quarterly Journal of the Japan Welding Society， 2009， 27（2）： 80s-84s.

[11]Mirakhorli F， Cao X J， Pham X T， et al. Hybrid laser-arc welding of 10 mm-thick cast martensitic stainless steel CA6NM： as-welded microstructure and mechanical properties [J]. Metallurgical and Materials Transactions A， 2016， 47（7）： 3545-3563.

[12]Mazar Atabaki M， Yazdian N， Kovacevic R. Hybrid laser/arc welding of thick high-strength steel in different configurations [J]. Advances in Manufacturing， 2018（2）： 176-188.