七冶建设有限责任公司 吴宜雄

摘 要：本文介绍了在美国机械工程师协会国际性规范下如何编制焊接工艺规程。焊接工艺规程是焊工或者焊接操作工按规范要求制造产品焊缝的指导性文件，为焊接工作提供了强有力的文件支撑，意在与国际焊接文件编制提供借鉴。

关键词：ASME；WPS；焊接；工艺

ASME是American Society of Mec-hanical Engineers（美国机械工程师协会）的英文缩写，WPS是Welding Pro- cedure Specification （焊接工艺规程）。国内的焊接工作者对焊接工艺规程并不陌生，但就ASME国际性规范下如何做好WPS评定，本文就与合作方意大利法塔从事的伊朗阿巴斯铝厂工程中涉及高压管道焊接工作进行浅谈。

焊接工艺规程是用于焊工或者焊接操作工按规范要求制造产品焊缝提供的指导性文件，WPS评定的目的是确定打算用于建造的焊件对其预期应具有要求的性能、焊接工艺评定确定的焊件的性能，而不是焊工或焊机操作的技能。在ASME规范下，按照意大利法塔对项目质量的要求编制满足如下定义的焊接工艺规程：

1 焊接工艺规程（WPS）

WPS是以制造符合规范要求的产品焊缝而提供指导的经过评定的焊接工艺文件。WPS或其它文件可用于对焊工或焊机操作工提供指导，以保证符合规范要求。

2 WPS的内容

一份完整的WPS应述及在WPS中所采用的，对每一种焊接方法而言的所有重要变素，非重要变素和当需要时附加重要变素。

3 WPS的变更

为适合生产需要，可以变更WPS 中的一些非重要变素，而无需重新评定，只要这种变素与焊接方法中的重要变素一样都有附加文件。文件可以是WPS的修正或代之以新的WPS。

4 WPS的格式

按照管理方要求，可以是文字式, 或者是表格式，其中以表格式居多。只要确保每一个重要的变素，非重要变素和当需要时的附加重要变素都被提及即可。

5 WPS的可得性

用于规范产品的焊接WPS，应当在制造现场便于获得，以供考查，并经QC部门的批准、检查。

通过以上五个方面定义了WPS后, 按照WPS表格所要求提及的变素进行信息的获得，如焊接方法、填充金属或其他变素的组合。在项目现场我们在意大利法塔QC部门的严格监督和管理下，就工艺评定试验的焊工和焊机操作工的试件的获取、无损检测、力学性能试验等制订如附表所示的高压管道焊接的WPS。

参考文献

[1] ASME锅炉及压力容器委员会焊接分委员会编制. ASME锅炉及压力容器规范国际性规范IX 焊接和钎接评定标准. 2004版本. 中国石化出版社.

[2] 吴毅雄. 焊接手册（第三版）.北京：机械工业出版社.

[3] 陈祝年. 焊接工程师手册. 北京：机械工业出版社.

[4] 姜兵田. 焊工工艺. 北京：中国劳动社会保障出版社.

摘自《现代焊接》杂志2011年第5期

段敏辉　阎海燕　卢学鹏　霍世君　候辉　孔杰

　　在压力容器的现场组焊过程中，我们会遇到平、立、横、仰等多种焊接位置，而且焊接量大，焊工容易疲劳，为了既保证焊接质量，又提高焊接速度，改善焊接条件，我们可以从合理地设计和选取不同参数尺寸的坡口形式入手。
　　对于球罐上温带、下温带和极板拼缝等以平仰焊和近似平仰焊位置为主的焊接部件，应在坡口设计上加大平焊的工作量，减小仰焊工作量，因此，可采用不等深度的焊接坡口(图1)。采用这种形式的坡口，主要有三个作用：①平焊位置施焊条件好，焊接电流可以适当增大，增加焊接速度；②电弧停留时间加长，防止咬边，且焊工操作容易，焊接质量也可以相应提高；③仰焊位置施焊量减少，可相应减少施焊难度，且由于坡口宽度减少，电弧横向摆动幅度亦相应减少，电弧也就相对集中，焊接质量容易保证，不易产生咬边。

图1
（条件H＞h，B＞b）

　　各带之间环缝的焊接通常采用横焊，这种焊接位置易产生焊接缺陷。为了改善横焊位置的施焊条件，提高焊接质量和速度，可以采用上下板边坡口角度不等的坡口形式。由于俯横焊和仰横焊的施焊难度不一样，还可以采用类似平仰焊位置坡口深度不等的坡口形式（图2）。这种坡口的特点主要是：板边坡口α＞β，可以防止焊接熔池中熔化金属下淌，焊工操作难度减少，防止上板边的咬边。还可以适当增大电流，以提高焊接速度，同时，也容易保证焊接质量，当H＞h时，其作用与平仰焊位置相似。

图2
(条件α>β,H>h)

2　坡口形式

　　（1）对接接头：对接接头是各种焊接结构中采用最多，也是最完善的一种接头形式，例如，锅炉锅筒的纵、环焊缝都是对接接头。一般情况下，手工电弧焊焊接6 mm以下和自动焊焊接14 mm的焊件时，采用V形坡口，V形坡口加工较方便，但焊后工件容易发生变形；钢板厚度为12～60 mm时，可采用X形坡口，X形坡口比V形坡口好，在同样厚度下，它能减少焊着金属量约1/2，另外，由于焊缝对称，焊件变形小，它主要用于大厚度以及要求变形较小的结构中；U形及双U形坡口的焊着金属量更少，焊接变形也少，但这种坡口加工较复杂，一般只在较重要的及板厚较大的结构中采用，如电站锅炉锅筒用电弧焊焊接的环缝常采用这种形式。在工业锅炉制造中，因受加工条件限制，一般采用V形坡口和不对称的X形坡口，对于小直径锅筒筒体，内侧不便用自动焊施焊时，常采用V形坡口。
　　（2）T形接头：板厚在30 mm以下时可以不开坡口，若接头需承受载荷，则应按钢板厚度和对结构强度要求，可分别选用单边V形、K形或双U形等坡口形式，保证焊透，对于工作压力≥9.8 MPa的锅炉，其锅筒或集箱与管子进行角焊缝连接时，则无论厚度如何都必须在管端或锅筒、集箱上开坡口。
　　（3）角接接头：小型锅炉中锅筒和封头连接就属于这种形式，根据焊件厚度和坡口准备不同，角接接头可分为不开坡口、单边V形、V形以及K形4种形式。
　　（4）搭接接头：搭接接头的优点是不需要开坡口，同时接头装配时的尺寸要求不严格。
　　综上所述，选取合理焊接接头坡口形式，不仅能提高焊接速度、改善焊接条件、减轻劳动强度，并且容易保证焊接质量，在压力容器制造工艺中应引起足够的重视。

作者简介：段敏辉，1968年生，学士，助理工程师。
作者单位：段敏辉　哈尔滨锅炉厂有限责任公司（150046）
　　　　　阎海燕　哈尔滨锅炉厂有限责任公司（150046）
　　　　　卢学鹏　哈尔滨锅炉厂有限责任公司（150046）
　　　　　霍世君　哈尔滨锅炉厂有限责任公司（150046）
　　　　　候辉　哈尔滨阀门厂(150030)
　　　　　孔杰　哈尔滨阀门厂(150030)

20 试述低碳调质钢的焊接性。

碳的质量分数不超过0.21%，加入适量的合金元素Si、Mn、Cr、Ni、Mo、Cu，经过奥氏体化-淬火-回火热处理的钢称为低碳调质钢，常用牌号有WCF60、62、HQ70A、B、15MnMoVN、15MnMoVNRE和14MnMoNbB等，其化学成分见表13。

表13 低碳调质钢的化学成分（质量分数） （%）

钢 号

C

Si

Mn

Cr

WCF60、62

HQ70A

HQ70B

15MnMoVN

15MnMoVNRE

14MnMoNbB

＜0.09

0.09～0.12

0.11～0.18

0.12～0.20

≤0.18

0.12～0.18

0.15～0.35

0.15～0.40

0.15～0.40

0.20～0.50

0.20～0.60

0.15～0.35

1.10～1.50

0.60～1.20

0.80～1.20

1.30～1.70

1.20～1.70

1.30～1.80

≤0.30

0.30～0.60

0.40～0.80

—

—

—

钢 号

Ni

Mo

Cu

其 它

WCF60、62

HQ70A

HQ70B

15MnMoVN

15MnMoVNRE

14MnMoNbB

≤0.50

0.30～1.0

0.70～1.20

—

—

—

≤0.30

0.20～0.40

0.20～0.40

0.40～0.60

0.35～0.60

0.45～0.70

—

0.15～0.50

0.15～0.50

—

—

≤0.40

V0.02～0.06

V+Nb≤0.10

B0.0005～0.003

V+Nb0.05～0.10

B≤0.003

V0.10～0.20

N0.01～0.02

N0.02～0.03(加入)

RE0.10～0.20(加入)

Nb0.02～0.07

B0.0005～0.003

低碳调质钢具有高的屈服点（490～980MPa）、良好的塑性、韧性、耐磨及耐腐蚀性。

低碳调质钢由于含碳量不高，虽含有一定量的合金元素，但焊接性较好，主要特点是：在焊接热影响区，特别是焊接热影响区的粗晶区有一定的冷裂倾向并有韧性下降的现象；在焊接热影响区受热时未完全奥氏体化的区域，以及受热时其最高温度低于Ac1、高于钢调质处理时的回火温度的那个区域有软化或脆化的倾向。

21 试述低碳调质钢的焊接工艺。

常用的各种熔焊方法，都可以适用于焊接低碳调质钢。其焊接工艺如下：

⑴焊前预热 当板厚较小或接头拘束度也较小时，焊前可不进行预热，如15MnMoVN、14MnMoNbB钢。当板厚小于13mm时，通常采用不预热施焊。随着板厚的增加，为了防止产生冷裂纹，必须进行预热，但是必须严格控制预热温度，因为过高的预热温度会使热影响区的冷却速度过于缓慢，使热影响区强度下降，韧性变坏。

几种低碳调质钢的最低预热温度，见表14。允许的最高预热温度与表中最低值相比，不得大于65℃。若有可能，可采用低温预热加后热或不预热，只采用后热的方法来防止低碳调质钢产生冷裂纹，可以减轻或消除过高的预热温度对热影响区韧性的损害。

表14 低碳调质钢的最低预热温度 （℃）

焊件厚度 （mm）

15MnMoVN

14MnMoNbB

＜13

13～16

16～19

19～22

22～25

25～35

不预热

50～100

100～150

100～150

150～200

150～200

不预热

100～150

150～200

150～200

200～250

200～250

⑵焊接材料 为防止产生冷裂纹，因此必须严格控制焊接材料中的含氢量，要求所使用的焊条必须是低氢型或超低氢型的，焊前应严格按规定进行烘干、贮存。用于CO2气体保护焊的CO2气体应符合GB6052—85中规定的Ⅰ级气体或Ⅱ级1类气体的要求。

焊接低碳调质钢推荐用的焊接材料，见表15。

表15 焊接低碳调质钢推荐用的焊接材料

钢 号

手弧焊

焊 条

熔化极气体保护焊

焊 丝

保护气体（体积分数）（%）

HQ70A

HQ70B

15MnMoVN

15MnMoVNRE

E7015

H08Mn2Ni2Mo

CO2

或

Ar+CO220

或

Ar+O21～2

15MnMoVNRE（QJ-70）

14MnMoNbB

E7515

E8515

H08Mn2Ni2Mo

Ar+CO220

Ar+O21～2

⑶焊接技术 为避免过度损伤热影响区的韧性，应避免使用过大的线能量，因此，不推荐使用大直径的焊条或焊丝。只要可能，应采用多层小焊道焊缝，最好采用窄焊道，而不采用横向摆动的运条技术。

⑷焊后热处理 大多数低碳调质钢的焊接构件都是在焊态下使用，只有在下述条件下才进行焊后热处理。

1）焊后或冷加工后的韧性过低。

2）焊后需进行高精度加工，要求保证结构尺寸的稳定性。

3）焊接结构承受应力腐蚀。

焊后热处理的温度必须低于母材调质处理的回火温度。

22 试述中碳调质钢的焊接性。

碳的质量分数量较高（含碳量0.25%～0.5%），并加入适量的合金元素（Mn 、Si、Cr、Ni、B、Mo、W、V、Ti等）以保证钢的淬透性，再通过调质处理以获得综合性能较好的高强钢称为中碳调质钢，常用牌号有30CrMnSiA、30CrMnSiNi2A、40CrMnSiMoVA、35CrMoA、35CrMoVA、34CrNi13MoA、40CrNiMoA等。

中碳调质钢的屈服点可达到880～1176MPa，但焊接性较差，主要表现在：

⑴焊接热影响区的脆化和软化 首先，由于中碳调质钢的含碳量高、合金元素多，钢的淬硬倾向大，在热影响区的淬火区会产生大量的马氏体，导致严重脆化。其次，热影响区被加热到超过调质处理时回火温度的区域，将出现强度、硬度低于母材的软化区。

⑵裂纹倾向严重 中碳调质钢的淬硬倾向大，热影响区产生的马氏体组织，增大了焊接接头的冷裂倾向。

此外，中碳调质钢的碳及合金元素含量高，熔池的结晶温度区间大，偏析严重，因而具有较大的热裂纹敏感性。

23 试述中碳调质钢的焊接工艺。

常用的各种熔焊方法，都可以适用于焊接中碳调质钢。

⑴预热及后热 除了拘束度小、构造简单的薄壳结构不用预热外，中碳调质钢都应采取焊前预热和后热措施，预热温度约为200～350℃后热温度为300℃左右。

如果焊后不能及时进行调质处理，则必需在焊后及时进行中间热处理，即在等于或高于预热温度下进行保温一段时间的热处理，如低温回火或650～680℃高温回火。若焊件焊前处于调质状态，其预热温度、层间温度及热处理温度都应比母材淬火后的回火温度低50℃。进行局部预热时，应在焊缝两侧各100mm范围内均匀加热。

⑵焊接材料 为了防止产生热裂纹，要求采用低碳焊丝，焊丝中的碳的质量分数应控制在0.15%以内，最高不超过0.25%，并且控制硫、磷的质量分数应小于0.03%～0.035%。

焊接中碳调质钢焊条的选用，见表16。表中HTJ-1及HTJ-4焊条涂料只起稳弧作用，焊缝金属的力学性能和抗裂性能较差，只适用于受力小、待焊处可达性不好及要求变形小的30CrMnSiA钢薄板的焊接。

⑶焊接线能量 中碳调质钢宜用小线能量焊接，以有利于减少淬火区的高温停留时间，降低奥氏体的晶粒长大，从而降低淬火区的脆化程度。

表16 焊接中碳调质钢的焊条选用

焊条牌号

焊 芯

直 径 （mm）

焊接钢种

HTJ-4（钛型）

H08A

1.6～4.0

25CrMnSiA

30CrMnSiA

HTJ-1（钛型）

H08CrMoA

HTJ-2（低氢型）

H08CrMoA

1.6～4.0

30CrMnSiA

40CrMnSiMoVA

HTJ-3（低氢型）

H08CrMoA

1.6～6.0

25CrMnSiA

30CrMnSiA

30CrMnSiNi2A

40CrMnSiMoVA

HTG-1（低氢型）

HGH30

1.6～5.0

焊接已调质的：

25CrMnSiA

30CrMnSiA

30CrMnSiNi2A

HTG-2（低氢型）

HGH41

HTB-3（低氢型）

H1Cr19Ni11Si14A1Ti

1.6～4.0

30CrMnSiA

A507（低氢型）

E1-16-25Mn6N-15

焊接已调质的

30CrMnSiA

A502（钛钙型）

E1-16-25Mn6N-16

注：“HT”——航空焊条、“J”——结构钢焊条、“G”——高温合金焊条、“A”——不锈钢焊条及A5××焊条——焊缝中的铬的质量分数（含铬量）为16%，镍的质量分数（含镍量）为25%。

摘　要：　短路液桥爆断前几百微秒内所积聚的能量，直接影响着短路过渡CO2焊飞溅水平的大小。本文针对普通CO2焊逆变电源的动态性能不能满足短路过渡CO2焊波控方法的要求，焊接电源难以实现在液桥爆断前迅速减小电流的问题，提出了一种在波控方法中采用可饱和电感作为CO2逆变焊机续流电感的方案。理论分析和试验效果证明，此种方法可以大大改善逆变电源的动态性能，显著提高了短路液桥缩颈过程中电流的衰减速度，从而减小了短路液桥爆断前积聚的能量及液桥爆断时的液桥直径，达到了减小飞溅的效果。

关键词：　可饱和电感；　短路过渡CO2焊；　逆变电源；　飞溅

0　序　　言

　　飞溅是短路过渡CO2焊接方法的一个主要问题，尽管国内外学者从电源特性、波形控制、送丝机构、保护气体等许多方面做了大量卓有成效的工作，但问题仍然没有得到圆满的解决。飞溅除了带来金属的浪费之外，还对焊缝成形、焊接过程稳定性等产生影响，故而限制了这种低成本、高效率的焊接方法的更广泛应用。因此探索与尝试新的控制方法和手段，以期在减小飞溅与改善成形上有所突破，将是十分有意义的。

1　目前主要的波控方法及存在问题

　　目前普遍的理论认为，短路过渡CO2焊的飞溅主要是由瞬时短路和液桥的电爆炸造成的。前者由于采用波控方法已经得到了较好的解决［1］，这里我们不再讨论。后者产生飞溅的原因是熔滴和熔池短路之后形成液体小桥，在短路电流所产生的电磁收缩力和重力及表面张力作用下，液滴向熔池过渡；伴随短路电流的增加和时间的推移，小桥处的液体金属在电磁收缩力的作用下不断收缩，形成很细的缩颈。随着电流的进一步加大和缩颈截面尺寸的进一步减小，小桥处的电流密度成倍增加，小桥处的能量密度随之迅速增大，小桥急剧受热，造成过剩能量的积聚，最后导致小桥发生气化爆炸，同时引起金属飞溅。

　　根据飞溅的产生原因，最新的电流波形控制（简称波控）理论认为，由于液桥电爆炸引起的飞溅主要与液桥破断前几百微秒内液桥上所积聚的能量有关，减小由于液桥的电爆炸引起的飞溅的最有效方法应该是在液体小桥缩颈到一定程度后，迅速减小电流，防止过剩能量的积聚，使液桥依靠表面张力及重力的作用，在小电流下破断。

　　为达到上述目的，对焊接电源的关键要求是设备必须具有极好的动态性能，以达到在焊接过程的各个阶段均可以产生任意所需要的波形的效果。尽管现代电力电子技术的发展，使得逆变焊机的动态性能较传统焊机有了质的飞跃，但在应用于波控CO2焊中的短路电流控制方面，却仍显得力不从心。这是由于在短路过程中，由于短路电阻很小，造成焊机输出回路时间常数的增大，使得短路液桥开始缩颈后的短路电流不能迅速降下来，影响了波控方法减小飞溅的效果。例如，在对Φ1.2mm焊丝施焊时，短路电流为400A，短路电压为8V，则短路电阻为0.02Ω。而逆变焊机依据其工作原理，为保证电流的连续，在输出回路中通常加有40μΗ的续流电感，那么短路时焊机输出回路的时间常数便为

T=L/R=40×10-6/0.02s=2×10-3s=2ms

而从可以检测到液桥将要爆断的征兆开始到液桥爆断，总共的时间才为几百微秒。显然，直接采用这样的焊接电源实现短路电流波形控制是不可能的。现在能够比较好的解决这个问题的方法有两种，第一种是林肯公司的专利技术［2］，它是在需要迅速减小短路电流的时刻，在焊机的输出回路中串入一个较大的电阻，它一方面大大减小了输出回路的时间常数；另一方面将电感中储存的能量通过电阻消耗掉，电流的快速衰减便可以实现。第二种是在焊机的输出端子上并联一个电子开关，在电子开关闭合时，电感中的电流将通过开关形成回路而使焊接电流为零。第一种方法的缺点是串联电阻将消耗一部分电能，而第二种的缺点是它将使液桥在表面张力作用下破断以后的重新引弧变得困难。

　　本文通过采用可饱和电感作为CO2逆变焊机的输出续流电感，在实现用短路电流波控方法减小飞溅上取得了较好的效果。

2　具有可饱和电感的逆变焊机特性分析

　　逆变电源的工作原理决定了为得到平滑的输出电流波形，必须在其输出回路上加续流电感，电感的大小及焊接负载电阻值共同决定了电源的动态性能。普通的逆变电源由于采用线性电感，其电感值是不变的 ，导致在负载电阻急剧减小时输出回路的时间常数显著增大。而通过下面的分析可以看到，当采用可饱和电感时，当短路发生后，短路电流的增大使得可饱和电感的电感值大大减小，在一定程度上弥补了焊接电阻减小对电源输出回路时间常数的影响，焊机的动态性能得到显著提高并基本满足了波控的要求。

2.1　可饱和电感的基本特性

　　图1为D21硅钢的磁化曲线，制造电感所使用的硅钢、铁氧体和非晶合金等导磁材料，其磁化曲线形状都基本如此，所得到的结论完全相同。采用这样的导磁材料绕制的电感具有以下特点：在电流较小时，导磁体的磁感应强度位于磁化曲线的线性部分，在此范围内导磁率基本不变，电感值最大并也基本保持不变。随着电流增大，磁感应强度开始进入磁化曲线的饱和段，导磁率减小，电感值随电流的增大开始下降，并在一个较大的范围内，基本保持这样的关系。在电流达到一定的程度之后，电感值便基本恒定在一个很小的值上。普通的续流电感是线性元件，它是在电感工作电流范围内，使导磁体的磁感应强度B值位于磁化曲线的线性部分，电感值基本不变。所谓可饱和电感，就是电感的工作电流可以使导磁体的B值位于磁化曲线的饱和段，这样在电流达到一定值后时，电感值开始随电流值的增加而下降，这正是我们所希望的特性。

　　实际上，在短路之后为促使熔滴的过渡，必须使短路电流迅速增大到一个较高的水平。在采用可饱和电感之后，由于电流的增大使可饱和电感达到饱和，电感量急剧减小，这样焊机输出回路的时间常数在短路时并没有因为负载电阻的减小而显著增大，短路时的电流波控便可以实现。

　　一个实际的饱和电感参数如下：

　　材料：硅钢，型号：D21，磁化曲线如图1所示，外形尺寸（C×D×H）：20mm×40mm×80mm，匝数：14，气隙：0.1mm，不同电流下的实测电感值如表1所示。

表1　不同电流下的实测电感值

I/A 0 50 100 150 200 250 300 350 400
L/μH 1267.80 38.8 16 8.11 7.13 6.12 5.36 5.36 5.36

2.2　液桥缩颈过程的电流变化规律分析

　　为分析液桥缩颈开始后电流的变化规律，作以下几点假设：

　　（1） 波控CO2焊机通过检测系统判断出短路液桥缩颈的开始点，并对焊机实施控制使逆变器停止工作，这样逆变焊机续流电感存储的能量通过电源内部的整流二极管和焊接负载电阻形成回路续流，因此输出电流的变化完全由续流电感和负载电阻来决定，其等效电路如图2所示。其中L(i)是续流电感，由于是可饱和电感，为电流的函数；R(t)是负载电阻，考虑到缩颈过程中由于液桥收缩使得液桥直径不断减小导致电阻随时间不断增大，故而是时间t的函数；i是焊接电流。

　　（2） 短　路液桥从缩颈开始到破断，负载电阻遵循线性变化规律，即R(t)=Ro+K×t。其中R(t)是负载电阻；Ro是缩颈开始时的电阻值；K是比例系数；t是时间。根据实际测量统计结果，设缩颈开始t=0时Ro=0.01Ω，液桥爆断t=0.3ms时R(t)=0.1Ω,因此可以得到K＝0.267，因此，

　　　　R(t)=0.01+0.267×t　　　　　　(1)

　　（3）可饱和续流电感的内电阻忽略不计，电感值随电流的变化规律如表1所列。
　　根据以上假设，可以写出缩颈过程的微分方程如下：

　　初始条件为t=0, i(0)=400A。

　　采用数值解法对上述微分方程求解，对于可饱和电感情形，L(i)的关系可由表1通过插值方法得到；对于线性电感，直接将L(i)＝40μH代入方程(2)即可。求解后可以得到电流的变化规律如图3所示。由图中可见，采用可饱和电感的电流下降速度大大高于线性电感。

3　试验研究及分析

　　对采用可饱和电感的CO2焊逆变电源的波控效果，进行了试验研究。

3.1　试验系统及焊接规范

　　波控CO2焊机功率部分采用场效应管逆变电源系统，工作频率25kHz，输出电流调节范围50～400A，额定输出电压40V，输出电感分别采用具有表1参数的可饱和续流电感及40μH的线性电感。

　　数据采集与处理系统中，数据采集板采用的是PC5442，其上共有16路A/D转换通道，单通道最高采样速率为50kHz。在本文中为了对焊接电压、电流以及电阻三个参数同时研究，采用了3路A/D转换通道，因此最高采集速率是13kHz。计算机采用的是386微机，主频40MHz。

　　试验中采用的焊接规范为CO2保护气体流量900L/h，焊丝直径分别为Φ1.0mm和Φ1.2mm，焊接速度300mm/min，试件尺寸300mm×30mm×3mm。

3.2　试验结果及分析

　　图4为缩颈过程的波控短路电流和电阻波形图；图4(a)为采用可饱和电感时的波形，图4(b)为采用线性电感时的波形。从图中可以看到，采用可饱和电感时缩颈电流的下降速度明显高于线性电感。将图4和图3比较可以发现，两种情形实际电流的下降速度都比理论分析的略慢，原因如下：
　　(1) 由于在短路过程中，受焊丝和导电嘴之间的电阻波动、逆变电源输出电流的纹波以及测量电路的干扰等影响，缩颈判断电路必须带有一定的延时以保证判断的准确性。
　　(2) 由于逆变电源的逆变周期为40μs ，相当于有一个最大40μs的延时环节。
　　(3) 变压器漏感及焊接线电感的影响，会使整个回路的实际电感比理想的大。

　　图5为采用可饱和电感对于Φ1.0mm和Φ1.2mm焊丝在不同焊接电流下的飞溅水平。显然，飞溅水平是很低的。减小飞溅的原因可以从以下几方面来解释。

　　(1) 从短路液桥缩颈开始，由于短路电流下降较快，因此到液桥爆断为止液桥中积聚的能量降低，使得爆破能量减小，飞溅减小。

　　(2) 文献［3］指出，CO2短路过渡焊飞溅的大小除了和短路电流有关外，还和液桥爆破时的液桥直径有关。采用可饱和电感后，短路电流的快速下降，液桥能量增长速度降低直接导致了液桥温度上升速度的变缓。液桥在表面张力和重力的作用下可以有更长的时间收缩，直到缩颈到小电流下小液桥直径水平时的电流密度和线性电感的大电流下大液桥直径水平的电流密度相对应时，液桥内部的急剧温升促使金属发生气化爆炸。这可以从图4的缩颈过程的电阻变化规律得到证实，因为缩颈过程中，液桥直径和电阻成反比，即液桥直径越细，电阻越大。

　　(3) 目前的普遍理论认为，短路结束后电弧再引燃的电流越大，电弧力对熔池的冲击就越严重，飞溅就越大。采用可饱和电感配合波控，在短路结束后的几百微秒内继续维持小电流，由于可饱和电感在小电流下的电感变大，在几十安培下电感量可达几百微亨，这样便保持了小电流的连续，从而保证了电弧的稳定性，消除了液桥爆断后大电流引弧造成的飞溅。这和图4的波形是吻合的。

4　结　　论

　　采用可饱和电感的CO2逆变焊接电源配合波控方法，在短路过渡焊接方法中显示了以下优点：

　　（1）采用可饱和电感，能够在短路液桥缩颈过程中迅速减小电流，防止了液桥破断前能量的过量积聚，可使液桥在较小直径上爆断，有效地减小了飞溅水平。

　　（2）由于可饱和电感在电流减小后电感迅速增大，使得熔滴短路过渡结束即液桥破断后，采用波控方法维持小电流以防止电弧力对熔池的冲击造成飞溅成为可能，并且由于小电流下电感的增大，电弧在小电流下的重新引燃更加可靠，减小了断弧的可能性。

　　（3）由于采用可饱和电感提高了焊机的动态性能，为波控方法的进一步发展创造了条件。

作者简介　王新之，男，1962年4月生，清华大学博士研究生。于1987年在装甲兵工程学院获硕士学位之后，一直从事逆变电源及过程控制等领域的研究和开发工作。1990年主持开发的“直流、脉冲、换向脉冲电镀电源”获国家级新产品称号。1991年、1993年分别主持开发的“电动平车用全自动逆变充电电源”及“手弧焊逆变焊机”均通过省级鉴定。在国内学术刊物上发表文章数篇。

作者单位:（王新之　陈武柱）北京　清华大学
（程世红）大连　辽宁师范大学

参　考　文　献

　1　李树槐等. 负脉冲电流诱导过渡CO2焊接用晶体管电源的研究 . 焊接学报，1986,7(3):161～165
　2　Elliott K. Stava . A new , low-spatter arc welding machine . Welding Journal, 1993, 1: 25～29
　3　殷树言等. 从不同的控制方式中探索短路过渡CO2焊接的飞溅问题. 焊接学报，1986,7(4):187～193

（ 注：插图略 ）

（ 王新之　陈武柱　程世红 ）

摘　要:通过对新材料14Cr1MoR 铬钼钢焊材和焊接工艺的试验,确定了合理的焊接工艺。
关键词:14Cr1MoR;焊材;焊接工艺;应用
1 引言
　　某石化公司新建120 万吨/ 年延迟焦化装置的两台焦炭塔, 塔体尺寸为φ8800 mm ×38767.4 mm,塔体材料主要为14Cr1MoR 钢板。两台焦炭塔24 小时循环运行,塔内介质为焦炭、渣油以及硫化氢等,最高操作温度495 ℃, 最低操作温度450 ℃。以前很多炼厂在焦炭塔制造中主体材料均采用耐热钢15CrMoR,由于塔体不断经受冷热疲劳, 轴向和纵向温差引起局部的塑性变形, 长期使用易造成塔体鼓胀。而14Cr1MoR 钢在小于600 ℃温度下有较好的
热强度及抗氧化抗氢、硫腐蚀性能。对14Cr1MoR 钢板进行焊接工艺试验,以制定合理的焊接工艺。
2.1 确定焊接方法及焊材
　　通过对14Cr1MoR 钢板的化学成分以及主要力学性能指标进行分析及测试(结果分别见表1 与表2) 。为保证热膨胀系数、焊缝金属成分和性能与母材相匹配,且具有必要的热强度性,选定焊接用的电焊条牌号为R307BL ,其化学成分及主要机械性能指标分别见表3 与表4。焊接方法为焊条手工电弧焊。
　　根据焦炭塔实际厚度并按焊接工艺评定标准要求,选用厚度δ= 20 mm 的14Cr1MoR 钢板进行焊接试验。
2.2 焊接工艺参数的确定
　　由于该种材料的焊接工艺及焊接方法目前还没有公开的资料可供借鉴,因此,针对该种材料的化学成分及力学性能按常规的焊接试验思路制定了主要控制点,即预热温度、层间温度、后热温度、焊后热处理温度及输入线能量5 个参数。参考已成熟的铬钼钢焊接工艺,选择预热温度为160～200 ℃, 层间温度为160～250 ℃,后热温度为200～250 ℃,焊后热处理温度按焦炭塔设计文件要求为:690 ℃±14 ℃×2 h 并缓慢冷却。试验结果: 100 % RT 探伤按JB4730 —94 的Ⅱ级合格;主要力学性能指标:抗拉强度、屈服强度、延伸率、断面收缩率均合格,焊接试件母材区、热影响区的常温及0 ℃冲击吸收功均合格,但焊缝区3 个试样的0 ℃冲击吸收功及2 个试样的常温冲击吸收功不合格(见表5) 。