摘要：通过焊接工艺性能试验、焊接工艺评定试验、斜Y型坡口焊接裂纹试验、系列低温冲击试验、焊接线能量选择试验及落锤试验，研究GCR-81Ni1MP焊丝的焊接工艺性能、焊接接头和熔敷金属的力学性能以及抗裂性能，不同焊接线能量对-20℃时该焊丝焊缝和热影响区冲击韧性的影响，测定了焊缝的韧脆性转变温度和NDTT。结果表明，GCR-81Ni1MP焊丝焊接工艺性能优良，焊接接头和熔敷金属的力学性能较技术要求有较大的裕量；焊接线能量在56 kJ/cm时，焊缝金属的低温韧性仍可满足技术要求，韧脆转变温度低于-37℃，NDTT温度为-55℃；GCR-81Ni1MP焊丝可用于Q370R球罐的全位置自动焊接。
关键词：GCR-81Ni1MP焊丝；Q370R球罐自动焊接试验；韧脆转变温度
0 前言
随着我国经济的发展，对石化原料及能源需求的增长，每年需新增大批球罐用于储存。目前国内球罐一般采用焊条电弧焊施焊，效率低，劳动强度大，焊缝成形较差。其焊接质量很大程度上受人为因素影响，同时也制约了球罐安装质量的提高，再加上市场经济加速了焊工流动和焊工难以管理，球罐出现焊接质量问题对焊工也难以追责。为此，球罐采用自动焊成为行业的迫切需求。
球罐的焊接为全位置焊接，且焊接接头尤其是立焊位置的接头要求具有较高的力学性能，因此，对焊接材料的工艺性能和力学性能提出了较高的要求。为此，合肥通用机械研究院联合昆山京群焊材科技有限公司开发了Q370R钢制球罐用焊丝GCR-
81Ni1MP。
本研究拟通过焊接工艺评定、斜Y型坡口焊接裂纹试验、系列低温冲击试验、焊接线能量选择试验、落锤试验及金相试验，研究GCR-81Ni1MP焊丝的焊接工艺性能、接头和熔敷金属的力学性能、抗裂性能，研究不同焊接线能量对-20℃时该焊丝焊缝和热影响区冲击韧性的影响，测定焊缝的韧脆性转变温度和NDTT，并分析焊缝的金相组织。
1 GCR-81Ni1MP焊丝熔敷金属化学成分和力学性能
试验采用GCR-81Ni1MP金属粉芯焊丝，规格φ1.2 mm。熔敷金属属于Mn-Ni-Mo合金体系，扩散氢含量（热导法）[H]≤2.1 mL/100g，低于技术要求[H]≤3 mL/100 g。熔敷金属化学成分和力学性能分别见表1、表2。
表1 GCR-81Ni1MP焊丝熔敷金属的化学成分％
表2 GCR-81Ni1MP焊丝熔敷金属力学性能
由表2可知，该焊丝力学性能优良，相对于技术要求有很大的裕量。
2 焊丝自动化焊接工艺性能试验
参照GB/T25776-2010《焊接材料焊接工艺性能评定方法》[1]，在平焊位置测定其送丝和电弧稳定性、熔敷速度、熔敷效率、发尘量、飞溅率，在2G、3G、4G位置检验焊缝成形。
2.1 焊丝送丝和电弧稳定性试验
试验在3块400 mm×100 mm×16 mm的Q235B试板上分别采用直流脉冲电源施焊，结果如表3所示。
表3 GCR-81Ni1MP焊丝自动焊电弧稳定性
由表3可知，该焊丝即使在干伸长较长时，采用直流脉冲电源进行自动焊接，其电弧稳定性仍较好。
2.2 熔敷效率
试验采用3块20 mm厚、规格300 mm×150 mm的Q235B钢板，分别在3块钢板上焊接1 min，试验结果如表4所示。结果表明，该焊丝自动焊熔敷效率很高。
表4 GCR-81Ni1MP焊丝自动焊熔敷效率
2.3 发尘量试验
按GB/T25776-2010《焊接材料焊接工艺性能评定方法》[1]中的集气法检测焊丝自动焊的发尘量，检测结果如表5所示。结果表明，即使在大的焊接电流下，该焊丝自动焊的发尘量仍很小。
2.4 飞溅率
采用Q235B钢板，规格160mm×50mm×10mm，采用同一批次焊丝，分别在三块钢板上焊接30s，结果见表6。由表6可知，该焊丝自动焊飞溅率很低。
表5 GCR-81Ni1MP焊丝自动焊熔敷金属发尘量
表6 GCR-81Ni1MP焊丝自动焊飞溅率
2 .5焊缝成形
采用16 mm厚Q235B钢板，尺寸400mm×100mm，分别在2G、3G和4G位置焊接，焊缝成形情况如图1～图3所示。焊缝表面波纹均匀，成形优良，盖面层无咬边现象。
图1 自动横焊（2G）的焊缝成形（120 A/22 V）
图2 自动立焊（3G）的焊缝成形（110 A/15 V）
图3 自动仰焊（4G）的焊缝成形（110 A/15 V）
3 斜Y型坡口焊接裂纹试验
为评价Q370R钢采用GCR-81Ni1MP焊丝，在富氩气体保护下自动焊接的焊接热影响区焊接冷裂纹敏感性，试验用40 mm厚钢板，按GB 4675.1-1984《焊接性试验—斜Y型坡口焊接裂纹试验方法》[2]进行斜Y型坡口焊接裂纹试验。
焊前预热至70℃，施焊时环境温度25℃，环境湿度50％～55％。采用直流脉冲电源，焊接电流220～230 A，焊接电压25～26 V，焊接速度150 mm/min。
试板自然冷却48 h后，渗透检测试验焊缝表面，发现收弧处有小的弧坑裂纹，按标准可以不予考虑。对4片5个断面进行裂纹检查，结果发现：Q370R钢板在焊前预热70℃时，除弧坑有微裂纹外，未发现任何冷裂纹。若按通常当裂纹率小于20％时可判定该试板无冷裂纹倾向的原则，Q370R焊前经70℃以上的预热，采用GCR-81Ni1MP焊丝、在富氩气体保护下自动焊接，在现场球罐的焊接拘束状态下，实际焊接接头出现冷裂纹的可能性很小。
4 GCR-81NI1MP焊丝自动焊接线能量选择
试验采用40mm厚的Q370R钢板，直流脉冲电源，预热温度100℃，对接焊，双面V型坡口。考虑实际工况（球罐开罐返修后可能进行一次热处理），焊后按（590℃±15℃）×2.5 h进行二次焊后热处理。热处理后从焊接试板中切取冲击试样，其缺口分别位于焊缝和热影响区。冲击试验结果如表7所示，焊缝和热影响区冲击功随线能量变化的曲线如图4和图5所示。
表7 不同焊接线能量焊缝和热影响区冲击试验结果
由图4可知，随着焊接线能量的增加，焊缝金属-20℃AKV2降低，线能量达56 kJ/cm时，焊缝金属-20℃AKV2为50 J，下降幅度较大，因此Q370R钢制球罐采用GCR-81Ni1MP焊丝进行自动焊接时，焊接线能量宜控制在40 kJ/cm以下。
5 球罐焊接工艺评定试验
按NB/T47014-2011《承压设备用焊接工艺评
定》[3]，对56 mm厚Q370R钢进行立焊位置的对接接头焊接工艺评定，焊后对试板进行（590℃±15℃）×2.5 h二次焊后热处理。分别进行焊接接头的拉伸试验、弯曲试验以及焊缝金属和热影响区的-20℃冲击试验。试验结果如表8、表9所示。
图4 焊接线能量对焊缝金属冲击功（AKV2）的影响
图5 焊接线能量对热影响区冲击功（AKV2）的影响
表8 Q370R+GCR-81Ni1MP 3G位置焊接接头拉伸及弯曲试验结果
表9 Q370R+GCR-81Ni1MP 3G位置焊缝和热影响区冲击试验结果
从立焊位置焊接工艺评定结果可知，GCR-81Ni1MP焊丝焊缝金属-20℃AKV2高达107 J，与技术条件相比富裕量较大。
6 焊缝金属系列温度冲击试验
试验采用56mm厚Q370R钢板，在立焊位置施焊，预热温度100℃，控制层间温度不大于200℃，焊后SR处理。从焊缝中心取样，焊接线能量46 kJ/cm。试验温度-80℃～20℃，其AKV2-T关系曲线如图6所示，纤维断面率-温度关系曲线如图7所示，韧脆性转变温度见表10。
表10 焊缝金属的韧脆性转变温度
图6 焊缝金属AKV2与温度的关系
图7 焊缝金属纤维断面率与温度的关系
由表10可知，由不同判据评定的焊缝金属韧脆性转变温度均低于-37℃，说明该焊丝用于Q370R钢制球罐自动焊时，只要焊接线能量控制在适当的
范围内就有足够的韧性储备。
7 焊缝金属落锤试验
本试验为立焊位置，并经（590℃±15℃）×2.5 h二次焊后热处理后，制取落锤P2试样。按GB/T6803-2008《铁素体钢的无塑性转变温度落锤试验方法》[4]的规定，对热处理状态的焊缝金属进行落锤试验，试验结果见表11。
表11 焊缝金属落锤试验结果
由表11可知，经（590℃±15℃）×2.5 h二次焊后热处理后，立焊位置的焊缝金属的NDTT温度为-55℃，表明焊缝金属止裂能力较强。
8 焊缝金属显微组织
对SR处理状态下焊缝金属进行了金相组织检验，如图8所示，焊缝金属的金相组织为铁素体+少量回火贝氏体。
图8 近表层焊缝金相组织
9 结论
（1）GCR-81Ni1MP焊丝具有良好的焊接工艺性能，焊接电弧稳定，焊缝成形均匀美观，全位置焊接工艺性能优良，熔敷效率较高，飞溅较小，焊接烟尘较少。
（2）GCR-81NI1MP焊丝自动焊焊缝金属焊接线能量为56 kJ/cm时，焊缝金属的低温韧性仍可满足技术条件要求，但现场焊接线能量最好控制在40 kJ/cm以下。
（3）采用GCR-81Ni1MP焊丝自动焊对Q370R钢制球罐进行立焊位置的焊接工艺评定，经（590℃± 15℃）×2.5 h二次焊后热处理，焊接接头的性能完全满足NB/T47014-2011和技术条件要求。
（4）立焊位置的焊缝金属系列冲击试验结果表明，由不同判据评定，韧脆性转变温度均低于-37℃。
（5）立焊位置的焊缝金属NDTT温度为-55℃，焊缝金属止裂性能较好。
（6）对GCR-81Ni1MP焊丝进行全面、系统的试验研究表明，该焊丝能满足Q370R钢制球罐的自动化焊接。
