海洋工程《设计指南》第二册 第七篇 加工设计 3章

1、1海洋石油工程海洋石油工程设计设计指南指南第二册（审查稿）第七篇第七篇 海上石油工程加工海上石油工程加工设计设计第三章 焊接加工设计海洋石油工程海洋石油工程设计设计指南指南编编写写组组二二四年十一月四年十一月2第七篇 海上石油工程加工设计第三章第三章 结构焊接设计结构焊接设计第一节第一节绪论绪论石油、天然气作为当今世界的主要能源，既蕴藏在陆地的地层深处，也蕴藏在海底的地层深处。我国既是一个陆上大国,也是一个海洋大国，随着我国陆上石油工业的发展，海洋石油工业也在迅速崛起。如今在我们辽阔富饶的国土上已经呈现出陆海并进的局面，共同承担起为中国现代经济发展提供宝贵能源的责任。据有关资料统计，海洋中石油

2、和天然气的资源量，约占世界石油、天然气总储量的30%以上，因而近几十年来美、英、日、法、德和俄罗斯等国家在海洋石油开发方面做了大量工作，海洋石油的开发已成为当前世界各国极为重视的一件大事。海洋工程包含的内容极其广泛，海上油、气开发，包括勘探、开发和集输系统等是当今海洋工程的主要内容之一，而人们设计和建造的海洋结构物，如勘探钻井用平台（船） 、生产采油用平台、海上储油轮及海底管线等，与陆地钢结构相比，这些海洋结构物除因变换作业地点而在海上转移外，常年均在固定的海域作业，被含盐的大气包围，要经受风暴、波浪、潮流和流冰等的侵蚀，处在非常严酷的腐蚀环境中。此外，石油、天然气的易燃易爆的特性对结构有一定

3、的威胁和危险。由于海洋资源开发的高风险性，所以海洋工程结构在设计、制造过程中必须严格按照相应的规范和标准要求执行。海洋石油、天然气的开发加大了对海洋工程的需求量。近几年来，我国海洋石油开发力度不断加大，工程开发建设量递增。今后几年，我公司将面临着前所未有的艰巨的生产建设任务，要保质保量的完成这些生产任务，一项很重要的举措就是加强工艺革新，提高整体生产效率，其中焊接技术水平是很重要的一个环节。海洋工程焊接结构是一种大型、复杂、特殊的工程结构。它的工作环境和结构形式都与一般普通船舶和陆上结构有很大区别。海洋工程焊接结构分为动态定位式和固定式两大类，涉及到大量的钢材加工，在海洋工程结构的建造过程中，

4、焊接贯穿在各个环节中，焊接工作量占有相当大的比例。为缩短建造周期，降低建造成本，必须提高焊接的技术水平，推广自动化和半自动化焊接技术，一方面可以提高公司的整体生产效率，另一方面可以降低工人的劳动强度。1. 焊接设计的任务和内容海洋石油开发工程设施的钢结构、工艺管线、海底管线、压力容器的焊接加工设计的任务是根据顾客提供的详细设计的材料规格书、焊接技术规格书和设计图纸等的技术要求，综合考虑焊接成本、施工条件、焊接的难易及焊接变形等因素，按照现有制造施工单位具备完成施工要求所需的技术、人员和设备条件，制订切实可行的焊接施工文件。其焊接加工设计包括以下内容，其设计流程图如图 7-3-1 所示:3对导管

5、架结构、上部设施结构、配管、海底管道压力容器的节点组对详图、焊接要求进行确认。并依据收集的资料、规范、标准对不合理和不适当的部分，向项目组提出，并应得到顾客及第三方监检机构的批准。根据相关专业提供的图纸等文件计算焊接材料用量，编制焊接材料订货计划。根据相关专业提供的基础资料、图纸、技术规格书等文件，依据有关的规范、标准确定是否需要进行焊接工艺评定试验，并确定焊接工艺评定试验数量及试验项目。编制焊接工艺评定试验用钢材订货计划和试验用焊材订货计划。制订焊接工艺评定试验计划、执行部门及试验项目等文件提交设计项目组，转交顾客及第三方监检机构，得到批准后，发往有关部门进行试验。焊接工艺评定试验合格经顾客

6、及第三方监检机构确认后，方可进行相应焊接工艺规程的编制。根据相关专业提供的基础资料、图纸、技术规格书等文件及有关的规范、标准编制焊接工艺规程及其他需提交给顾客的焊接程序文件，如焊接材料控制程序、焊后热处理程序，变形热调直程序等。按计划提交给工程项目组，由工程项目组转交顾客，得到顾客及第三方监检机构的批准后， 按照文件发放规定发往有关部门遵照执行。对有特殊要求的焊接结构，需另行编制焊接工艺规程或焊接方案。所有焊接专业发出的文件，均需由本专业技术人员校核。顾客的技术规格书明确要求必须提供报批的焊接工艺规程，即 WPS；焊接工艺评定报告，即 PQR；焊接材料控制程序；焊后热处理程序等。这些程序通常用

7、英文编制，其他的焊接施工文件如果技术规格书和图纸等规定必需提交给顾客时，可另行编制。另外，焊接施工过程中如需要，需制订相应的指导性焊接技术文件，如热处理施工方案、焊接缺陷（如裂纹）返修程序、焊接变形控制程序等。对于压力容器的焊接加工设计，依据 ASME 美国锅炉及压力容器规范或 GB150 钢制压力容器 标准要求及制造单位的压力容器质量保证体系和质量保证手册的规定，制订相应的焊接技术文件。在工程开工之前，承包商应汇集全部经顾客批准的焊接工艺文件以及被采用的每一过程的工艺评定，这些文件应该作为永久记录提交给顾客并存档。4图 7-3-1 焊接设计流程图2. .海洋工程结构特点海洋工程平台的分类按照

8、用途一般分为钻井、生产采油、储存、处理、居住、或其中几项的一些组合，其结构除一部分具有一般船舶的结构形式外，主要结构特点为由各种弦杆和斜杆等组成的钢管桁架结构，如勘探用的可移动自升式钻井平台、半潜式钻井平台、浮船式钻井平台、导管架式生产采油平台。平台的上部为生活模块结构，通常就是指集钻井、采油气、生活、动力供应于一体的海上综5合生产平台。模块上除生活办公设施外，并配有空调通风、生活用水、电力供应、通讯气象、火/气探测及报警等系统。1） 自升式钻井平台结构自升式钻井平台具有三个以上的可上下移动的桩腿，通过升降机构将平台结构上升到海面以上一定高度进行作业。大多数自升式钻井平台为三桩腿式三角形平台型

9、式，其关键结构的桩腿起支撑平台的作用，为减少波浪对桩腿的冲击，多采用桁架结构。也有筒式桩腿，其管壁厚度较大，桩腿很高，其重量占整个平台的一半。2） 半潜式钻井平台半潜式钻井平台适用于水深 500m 以内的近海海域。这种平台大都采用三根桩腿的三角形平台。桩腿是平台的关键结构，分圆柱型和桁架型两种。3） 导管架式平台导管架式平台是海上石油开采用典型装置，导管架是用钢管相贯焊接而成的空间构架，它们是打桩时桩的导向架和侧向桩的支撑，桩将平台永久地固定在海床上，并同时承受水平力和垂直力。上部结构由承受操作载荷和其他载荷的珩架和甲板间的空间组成。其特点是大型管节点结构多，焊接工作量大，焊接质量及焊接变形都

10、要严格控制。管相交的节点(T、K、Y 节点)是导管架应力集中的明显区。典型管节点接头形式如图 7-3-2 所示。该部位最容易产生疲劳破坏，因此对该疲劳节点通常要打磨焊缝外形及切割边缘以及接头全焊透等措施以有效地改善焊缝疲劳性能，典型全熔透 T、K、Y 节点接头形式对厚截面或有疲劳要求时的对焊缝外观的要求如图 7-3-3 所示。6图 7-3-2 典型管节点接头形式主管与支管的连接呈T、K、Y或复合形相贯节点形式时，支管端为马鞍形曲线。按国外标准规定，把此类圆管相贯形接头分为四个区，即趾部、两侧部、根部区（见图7-3-2） 。方管相贯形接头除了上述四个区以外，还增加四个角部区。相贯形节点的焊缝可以

11、分为全焊透、部分焊透和角焊缝三类，依据设计计算承载要求选择确定。要求全焊透时，支管马鞍形端部（圆管时）的边缘管壁处必须切割出一定的坡口面角度以与弦杆表面之间形成适于焊透的坡口角度，所须切割的坡口面角度值随支管与主管斜交角度不同以及接头各区支管母线与主管交点切线的斜面交角（一般称为二面角）角度不同而异，坡口面角度值还与各区位置以及支管与主管的管径比有关。支管端坡口面角度的切割要求用数控多轴自动马鞍形曲线管子切割机，在切割管端马鞍形曲线的同时一次完成。而只切割马鞍形曲线不能同时切出坡口面的设备或利用计算机绘制展开图形于支管管端作仿形切割的方法均不能完成支管端面7坡口角度的切割，使接头（除跟部区外）

12、难于实现焊透要求（主管与支管斜交角小于60时的根部区除外） ，而只能进行部分焊透的接头连接。主管与支管斜交角小于30时，根部区更难于施焊，必须在夹角底部填焊至一定宽度后才可正常施焊，其焊缝有效厚度值必须用切取断面试样作酸蚀宏观检验的方法进行焊接工艺评定加以验证。图7-3-3所示为管材T、K、Y形节点完全焊透焊缝外形经打磨成下凹形剖面形状的细节要求。当磨痕深度小于1mm，如承受AWS D1.1 规定的I级疲劳荷载时，tb的限制为小于25mm，如承受AWS D1.1 规定的II级疲劳荷载或不承受疲劳荷载则tb不限制。如焊缝经充分打磨，且使磨痕垂直于焊缝轴线，则适用于AWS D1.1 规定的I级疲劳

13、荷载，且tb不限制。图 7-3-3 全熔透 T、K、Y 节点接头形式对厚截面或有疲劳要求时的焊缝外观的要求3. 海洋工程结构用钢材1）. 海洋工程结构用钢材选择原则钢材的选择是各种钢结构产品设计中极为重要的环节，正确、合理选材是保证海洋钢结构性能、寿命、使用安全和经济性的基础。海洋工程在钢材选择上，必须满足海洋工程对钢材的特殊要求，并取得相应船级社的认可。现就钢材的选用原择介绍如下：（1） 满足服役条件要求海洋结构常年在固定的海域作业，被含盐的大气包围，要经受风暴、波浪、潮流和流冰等的侵蚀，处在非常严酷的腐蚀及外力作用环境中，因此对8关键部位的钢材必须有特殊要求，具有各种特殊性能，尤其是 Z

14、向性能、塑性疲劳及低温韧性如夏比冲击功及 CTOD 试验等。固定式采油平台一般根据 ASTM、API 、DnV 及 BS 等标准选用钢材。（2） 满足工艺性能要求钢材工艺性能的好坏，对产品加工的难易程度、生产效率和生产成本等方面起着十分重要的作用。由于海洋结构比较庞大，多为露天制造，工作环境比较恶劣。因此，要求钢材必须具有良好的热切割性能及良好的焊接性能。一般以焊缝处出现裂纹、脆性、气孔或其他缺陷的倾向来衡量焊接性能的好坏。（3） 满足经济的要求对设计选材来说，保证经济性的前提是准确的计算，按照产品服役条件选用适合的材料，而不能单纯追求高质量选用更高级的材料或以优代劣。此外，选材时应尽量立足于

15、国内条件，同时尽量减少材料的品种、规格等。2）. 海洋工程结构用钢材性能要求海洋工程结构用钢为保证良好的综合性能，对钢材的化学成分、强度、韧性等都有严格的规定。各国规范对钢材的韧性作出特别规定。挪威船级社 (DnV) 规范对移动式钻井平台用钢材韧性规定见图 7-3-4；DnV 规范规定，结构按照重要性分为特殊的、主要的、次要的三类，按照强度级别分为三类。对冲击功的要求见图 7-3-5 所示。图 7-3-4 DnV 规定的移动钻井平台用钢材厚度图 7-3-5 DnV 对不同钢材要求的冲击功02030405001020304050B ADE265MPar265MPar265MPaDHEHAH高强钢

16、(HS)厚度(mm)ED普通钢(NS)20304050010200300400500纵向最小冲击功(J)横向材料最小屈服强度 MPa9对固定式导管架平台结构用钢材，API SPEC-RP2A 规定, 推荐使用 ASTM 及 API 规范的钢材，见表 7-3-1。表 7-3-1 API SPEC-RP2A 规定的固定式导管架平台结构用钢标准钢材类别项目级别说明Is280Mpa, Ceq0.40%的低碳钢，焊接可采用 AWS D1.1 中推荐的任何一种焊接方法施焊II280MPas360Mpa, Ceq0.45%的中等强度钢，焊接需采用低氢焊接方法施焊钢材组别强度级别和焊接性III360MPas4

17、20Mpa, 需验证焊接性和特殊的焊接方法；疲劳强度和韧性C冲击试验无特别要求B在预期的最低使用温度下，冲击功要求：I 类钢最低值 20J; II 类钢最低值 34J钢材级别适应工作条件下的缺口韧性A保证冲击试验在低于最低预期工作温度 20-30进行。对于大厚度管相交的 T、K、Y 管节点，在厚度方向上拘束度大，并承受局部应力集中，容易在临近焊缝的母材上产生层状撕裂，因此该部位的钢材需采用具有厚度方向断面收缩率大、具有良好性能的Z 向钢，我国船级社平台规范规定了抗层状撕裂的 Z 向钢，见表 7-3-2。为防止层状撕裂，除选用 Z 向钢外，施焊时应防止焊缝扩散氢引起冷裂纹而诱发层状撕裂，尤其在焊

18、接高拘束度接头时，必需使用AWS D1.1 推荐的低氢或超低氢(H1,H2)的焊接材料施焊。表 7-3-2 我国船级社平台规范规定的抗层状撕裂 Z 向钢板厚方向断面收缩率 RA (%)Z 向钢等级平均值(六个)最小单个值S 含量(%)Z1515100.01Z2525150.007Z3535250.005对超静定导管架平台水下部分的拉筋杆件的钢材 API SPEC-RP2A 规定的冲击试验温度，见表 7-3-3，冲击试验能量要求：对 I 类钢最低值 20J; II 类钢最低值 34J；III 类钢最低值 47J。表 7-3-3 API SPEC-RP2A 规定的水下杆件钢材韧性D/t (径-厚比

19、)试验温度试验条件大于 30低于预计最低工作温度 20平板20-30低于预计最低工作温度 30平板小于 20低于预计最低工作温度 10按制造对于暴露于低温和可能遭受冰载及船舶撞击的水上节点，或要求防止各种脆性断裂的任何关键部位的连接，应采用韧性较好的 A 级钢。海洋平台结构母材及焊缝接头对韧性要求见表 7-3-4。表 7-3-4 海洋平台结构母材及焊缝接头对韧性要求10母材ABCD母材冲击韧性 Akv (J)34/27(-40)55/47(-40)34/30(-40)36/30(T12mm,0)36/30(2525404063-20-40-40-20-30-402525404063-20-40

20、-40-30c(-10)焊接焊态节点单面双面0.350.25焊缝金属CTOD(mm)c(0)0.25mm适用板厚：4063mm焊后热处理板接头单面双面0.300.20c0.35mm试验温度：溅水区、空气：-10水中 0适用板厚：40T63mmc(-10) 0.35mm(焊态)0.25mm(PWHT)适用板厚： 4063mm(焊后热处理)线能量范围1.05.0(kJ/mm)4.0(kJ/mm)4.5(kJ/mm)4.5(kJ/mm)焊缝接头热影响区CTOD规定线能量范围外-规定线能量范围外20 世纪 80 年代我国海洋石油开发刚刚起步，到 20 世纪 90 年初我国海洋石油开发进入成熟期，期间海

21、洋平台结构用钢材主要依赖于进口，日本、美国、德国的中厚板、管材及型材等应用于平台主要结构的制造。20 世纪 90 年代中期，随着我国钢铁工业的发展，一些适合海洋平台结构的产品相继问世，如高强度的低屈强比钢、极低裂纹敏感性、高韧性及焊接性良好的中厚板材、型材完全能够满足海洋平台结构的性能要求，完全替代进口，实现了钢材的国产化。如宝钢、舞钢、马钢、武钢等企业的钢材产品现已广泛的应用于海洋平台结构制造。国内、国外钢材产品对照如表 7-3-5、表 7-3-6 所示：11表 7-3-5 国内、外海洋平台结构用钢对照表序钢材执行机械性能要求低温冲击韧性要求等同钢材机械性能要求低温冲击韧性要求其他号级别标准

22、屈服拉伸强温度最小冲击韧性值(J)国内级别屈服强拉伸强温度冲击韧性值特殊要求强度(Mpa)度(Mpa)( )平均值单个值标准度(Mpa)度(Mpa)( )平均值(J)单个值(J)1API 2HGr.50API SPEC 2H345(t65mm)324(t65mm)483-620-404134GB/T1591-94Q345E345(t16mm)325(t16-35mm)295(t35-50mm)275(t50-100mm)470-630-4027212API 2HGr.42API SPEC 2H289(t65mm)289 (t65mm)427-565-403427GB/T1591-94Q345E

23、295(t16mm)275(t16-35mm)255(t35-50mm)235(t50-100mm)390-570-4027213A633Gr.EASTM415(t65mm)415(t65-100mm)380(t100-150mm)515-690-403427GB/T1591-94Q420E420(t16mm)400(t16-35mm)380(t35-50mm)360(t50-100mm)520-680-402721.t19mm,可能有厚度方向性能要求，断面收缩率不小于 35%.最大含硫量0.006%；.t50mm,可能有焊接热影响区裂纹尖端张开位移(CTOD)试验要求.4A633Gr.CAS

24、TM345(t65mm)315(t65-100mm)450-62003427GB/T1591-94Q345C345(t16mm)325(t16-35mm)295(t35-50mm)275(t50-100mm)470-630034275A633Gr.AASTM290(t65mm)290(t65-100mm)430-570/GB/T1591-94Q295A295(t16mm)275(t16-35mm)255(t35-50mm)235(t50-100mm)390-570/6A131 Gr.AASTM235400-490203427GB 712-2000A235(t50mm)400-490202720

25、127A131 Gr.BASTM235400-49003427GB 712-2000B235(t50mm)400-490027208A131 Gr.DASTM235400-490-203427GB 712-2000D235(t50mm)400-490-1027209A131 Gr.EASTM235400-490-403427GB 712-2000E235(t50mm)400-490-40272010A131 Gr.DH32ASTM315470-585-203427GB 712-2000D32315(t50mm)440-590-20221611A131 Gr.EH32ASTM315490-610

26、-403427GB 712-2000E32315(t50mm)440-590-40221612A131Gr.DH36ASTM360490-620-203427GB 712-2000D36355(t50mm)490-620-20241813A131Gr.EH36ASTM360490-620-403427GB 712-2000E36355(t50mm)490-620-402418.t19mm,可能有厚度方向性能要求，断面收缩率不小于 35%.最大含硫量0.006%；t50mm,可能有焊接热影响区裂纹尖端张开位移(CTOD)试验要求.14ASTMA36ASTM250400-550/GB 700-88

27、Q235B235(t16mm)225(t16-40mm)215(t40-60mm)205(t60-100mm)375-5002027(纵向)2015API 5L Gr.X52API 5L358455-403427GB/8162-1999Q345325(t22mm)315(t22-30mm)305(t30mm)490-403427低温冲击为附加要求16API 5L Gr.BAPI 5L241413-403427GB/8162-199920245(t22mm)235(t22-30mm)225(t30mm)390/低温冲击为附加要求13表 7-3-6 国外海洋平台结构用型钢性能、公差要求机械性能要求

28、低温冲击韧性要求碳当量要求宽度(B)公差(mm)高度(H)公差(mm)厚度 t1,t2公差(mm)翼缘斜度 T弯曲度屈服拉伸强温度()Akv(J)壁厚(t) mm腹板厚度(t1)翼板厚度(t2)高度范围高度范围中心偏差S(1-b2)/2腹板弯曲度 W序号钢材级别强度(Mpa)度(Mpa)延伸率(%)标准要求附加要求标准要求附加要求5050 且100100100且200200400400且6006001616且2525且40401616且2525且3003003300H300B200H300B200H400H400且16-40)215(t40)400-51021(t5)17(t5-16)21(t

29、16-50)/2.02.53.023.04.00.71.01.5211.51.722.53.52.532JIS G 3103-1995SS490285(t16)275(t16-40)255(t40)490-61019(t5)15(t5-16)19(t16-50)0-20或-4047470.380.42.02.53.023.04.00.71.01.5211.51.722.53.52.533JIS G 3103-1995SS540400(t16)390(t16-40)54016(t5)13(t5-16)17(t16-50)0-20或-4147470.40.422.02.53.023.04.00.7

30、1.01.5211.51.721.0%B且最小1.5mm1.2%B且最小1.5mm0.15%长度0.1%长度2.53.522.534JIS G 3106-1999SM400A/22.535 SM400B23(t5)18(t5-16)22(t16-50)24(t50)02747/6 SM400C245(t16)235(t16-40)215(t40-75)400-5100-20或-404747/2.02.53.023.04.00.71.01.5211.51.721.0%B且最小1.5mm1.2%B且最小1.5mm0.15%长度0.1%长度2.53.57JIS G 3106-1999SM490A/2

31、2.538 SM490B22(t5)17(t5-16)21(t16-50)027479 SM490C325(t16)315(t16-40)295(t40-75)490-61023(t50)0-20或-4047470.380.42.02.53.023.04.00.71.01.5211.51.721.0%B且最小1.5mm1.2%B且最小1.5mm0.15%长度0.1%长度2.53.51410JIS G 3106-1999SM490YA/4722.5311JIS G 3106-1999SM490YB365(t16)355(t16-40)335(t40-75)490-61019(t5)15(t5-1

32、6)19(t16-50)21(t50)0-20或-4027470.380.42.02.53.023.04.00.71.01.5211.51.721.0%B且最小1.5mm1.2%B且最小1.5mm0.15%长度0.1%长度2.53.512JIS G 3106-1999SM520B0-20或-40274722.5313JIS G 3106-1999SM520C365(t16)355(t16-40)335(t40-75)520-64019(t5)15(t5-16)19(t16-50)21(t50)0-20或-4047470.40.422.02.53.023.04.00.71.01.5211.51.

33、721.0%B且最小1.5mm1.2%B且最小1.5mm0.15%长度0.1%长度2.53.5153. 海洋工程结构物用钢材焊接特点海洋工程结构物由于服役条件比较恶劣，结构设计不同于普通钢结构，对焊缝综合机械性能要求比较高，因此，要求母材必需有良好的可焊性。海洋工程结构用钢通常有用于次要结构的低碳钢；主要结构的热轧和正火高强度钢及重要构件的低碳调质高强度钢及油水处理系统的工艺管线用的低碳钢、不锈钢、双相不锈钢、铜-镍合金管材等，这几种钢的焊接特点如下：（1） 低碳钢的焊接低碳钢的含碳量0.25%，可焊性良好。其焊缝金属中的含碳量一般均低于母材，焊缝金属依靠提高硅、锰的含量和弧焊所具有的较高的冷

34、却速度而达到与母材等强。但冷却速度过快会使接头塑性及韧性下降。因此在寒冷的冬季施工，焊接厚板、大拘束度结构时需要焊前预热及焊后保温缓冷。AWS D1.1 标准规定，环境温度低于-20时禁止施焊。当母材的含碳量接近上限时，焊缝的抗热裂性能下降，如焊接不当，有产生热裂纹的倾向，因此采用碱性低氢型焊材有利于避免产生热裂纹。为避免焊缝接头过热，焊接时应避免热输入过大。（2） 热轧和正火高强度钢的焊接屈服强度在 294-345Mpa 的热轧钢属于 C-Mn 和 Mn-Si 系的钢种，同时添加 V、Nb 微量元素，起细化晶粒及沉淀强化的作用。这类钢有较好的塑性和韧性，碳当量低，可焊性较好，热影响区的淬硬倾

35、向比低碳钢大，一般不需采取特殊的焊接工艺措施。在厚板、接头拘束度大及低温环境下焊接时，为防止冷裂纹的产生，必须严格控制热输入、焊前预热及焊后热处理等工艺措施。这类钢材是海洋工程主结构主要用料。屈服强度在 345-490Mpa 的正火钢，是在固溶强化的基础上，通过细化晶粒及沉淀强化来进一步提高强度及保证韧性的一类低合金高强度钢。此类钢随碳当量的增加，淬硬倾向加大，因此，碳当量控制在 0.43%以下，以防止焊缝热影响区出现硬脆马氏体组织而导致热影响区塑、韧性的降低；抗应力、腐蚀性能恶化；增大冷裂纹倾向。因此，在制定这类钢的焊接工艺时要特别注意“软组织或临界硬度”的控制。要根据结构形式和母材厚度，确

36、定热输入和预热温度，以控制热影响区的冷却速度。焊接预热有利于改善母材的焊接性，防止焊缝与热影响区产生裂纹，减小焊接变形，提高焊缝金属与热影响区的塑性及冲击韧性。AWS D1.1 标准根据所采用的焊接方法和所焊钢材的强度、厚度，推荐了这类钢的最低预热温度与层间温度。目前，我国的钢铁冶炼技术达到了较高的水平，同时，随着工业的不断发展，对钢材的综合性能要求越来越高，促进了钢铁行业的发展。海洋钢结构用钢由于要求比较高，其综合机械性能必须满足相关国际规范规定的技术要求，如碳当量、低温韧性、断面收缩率等。对海洋钢结构的管节点处等特殊部位钢材还要求为具有“Z”向性能，衡量钢材抗层状撕裂性能（“Z”向性能）的

37、指标一是钢材的Z向塑性，二是钢材的夹杂物含量。通常要求Z-35钢。对于这种抗层状撕裂钢，要求钢材的厚度方向的断面收缩率最低35%（Z-35） 。这种钢材在冶炼时需特殊的工艺，特别是控制“S”的含量，要求硫的含量小于0.006%，同时采取控制轧制及正火处理。焊接具有抗层状撕裂钢时必需采用合适的焊接工艺，减少焊道数，采用对称的焊接顺序。合适的线能量、预热温度，以及采用低氢型焊接材料一方面减少了冷裂倾向，同时也减少了由于冷裂纹诱发的热影响区层状撕裂及热影响区脆化倾向，也增加了金属本身的抗层状撕裂倾向。在上个世纪九十年代之前，海洋钢结构的主结构用管材、板材及型材，包括工艺管线用管材及管件均需要进口，如

38、美国、日本、德国及韩国等。从上个世纪九十年代初期开始，随着国内钢铁冶炼技术的不断发展，已经有多家钢铁公司具备了生产海洋钢结构用钢的条件，进口钢材逐渐被国产钢材所替代。现在的海洋工程钢结构用钢已全部国产化，无论从质量、性能，特16别是可焊性方面都达到了海洋钢结构用钢的要求，并且制定了相关的国家标准。目前海洋钢结构用钢普遍采用 GB 712-2000船体用结构钢标准，主要是中、厚板材，最厚板材厚度达到100mm，低温冲击温度达到-60，在焊接性方面已达到国外同等水平，是目前我国海洋钢结构主要的使用钢材。（3） 低碳调质高强度钢的焊接低碳调质高强度钢的强度一般在 441-980Mpa，在控制含碳量

39、0.22%以下时，能保证良好的综合性能和焊接性，不仅具有高强度和高塑、韧性。而且有良好的可焊性。这类钢熔化焊的基本原则有： 从奥氏体化的热影响区冷却下来的速度达到一定程度，以便获得低碳马氏体或下贝氏体组织。为避免产生冷裂纹，必须严格保持低氢条件。这类钢的热影响区的高强度和高塑、韧性是靠低碳马氏体或下贝氏体提供的。如热影响区的冷却速度过低，则奥氏体将转变成粗大的贝氏体，其强度及韧性下降。所以在拟定此类钢的焊接工艺时必须协调好焊件厚度、预热温度和线能量等参数之间的关系，以便在避免产生冷裂纹的同时，保证热影响区有合适的冷却速度，从而获得所要求的机械性能。焊接低碳调质钢时，尽管热影响区最高硬度不太高并

40、有高的韧性，但氢仍是促成冷裂纹的重要因素，在整个工艺过程中要严格保持低氢条件。焊接材料中的氢和水分，坡口表面的潮湿、油迹等都严重影响焊接质量。此外，焊接工艺及参数的选择，应力求有利于使焊缝金属中的扩散氢含量最低。在保持冷却速度不低于临界值的条件下，除适当选用预热温度和焊接线能量外，还需适当控制层间温度。必要时采用后热以加速氢的扩散逸出。（4） 不锈钢的焊接1) 不锈钢的种类不锈钢是通俗称呼，按用途来讲能抗大气腐蚀就叫不锈钢；能抵抗化学介质酸腐蚀的称为不锈耐酸钢；能耐高温的称为抗氧化热强钢。按组织状态分为马氏体、铁素体、奥氏体、奥氏体铁素体及沉淀硬化型不锈钢。不锈钢中最重要的元素是铬，按性能需要

41、还添加一些其它合金元素如Ni、Mo、Ti、Nb等。氧化铬的致密薄膜对钢起保护作用，防止内部继续腐蚀。按照电位腐蚀理论，铬的抗腐性能随含量为13%、17%、25%而跳跃上升，所以不锈钢的含铬量都围绕这种含量。碳能与铬化合使铬失去抗腐能力，特别是在晶间易产生晶间腐蚀，所以不锈钢几乎都是低碳、超低碳的。加入Ti或Nb就是使之优先与碳化合，保证铬的有效含量，加入的Ti量约为5倍碳含量，Nb为8倍碳含量，这样，在敏化温度（450-850）加热，不会有碳化铬析出。其它元素的作用分别化成铬当量和镍当量，不锈钢通常要在热处理后使用；马氏体不锈钢在淬火加回火状态下使用；铁素体不锈钢在退火状态使用；超低碳不锈钢可

42、不经固溶处理使用。固溶处理是把奥氏体不锈钢加热到1050-1080，铁素体不锈钢加热到1050，按工件截面大小保温2-4h，使铬的碳化物重新扩散溶入固溶体中，然后把钢放入水或油中迅速冷却，使碳化铬来不及析出而获得抗晶间腐蚀能力。含Ti或Nb的奥氏体不锈钢在800以下使用时，一般要经过稳定化处理，即在固溶化处理后，再加热到850-900保温2-4h，使Ti或Nb与碳化合，从而保护铬，起抗腐蚀作用。2) 不锈钢的焊接特点不同类型的不锈钢，焊接性能是不一样的。铬镍奥氏体型不锈钢的焊接性，一般说是比较好的，它虽然是高合金钢，但不要求预热，然而焊接材料选择不当，焊接工艺不合理或没严格遵守焊接工艺，都是会

43、出现问题。主要问题是降低焊接接头的抗晶间腐蚀能力和焊缝出现热裂纹。另外还可能有下面所说的475脆性和!相脆性问题。17焊接铁素体型不锈钢时有产生脆化和冷裂纹的倾向。过热区晶粒粗大难以热处理细化，常温冲击韧性低。铬含量越高，高温停留时间越长，脆性倾向越严重。当焊缝或热影响区在400-600或650-850温度范围停留时间过长，还可能出现所谓475脆性或相脆性。前者有人认为与铬的氧化有关，近来研究发现是由于铬铁素体的有序化造成的，后者则是铁素体转变成脆性的相引起的。马氏体型不锈钢具有强烈的淬硬和冷裂倾向，含碳越高越敏感，因此要控制预热温度和层间温度在马氏体始变温度（450）和终变温度（约200）之

44、间，并控制冷却速度。焊后还要回火（约730-790） 。为防止晶粒粗化，回火不能从预热或层间温度直接加热处理，而应冷却到150-120，保温2h，奥氏体变成马氏体，然后再及时加热回火处理，以获得具有足够韧性的细晶粒组织。沉淀硬化型不锈钢由于经历了3个步骤的热处理，即固溶处理、以固溶处理温度淬火和时效处理，焊接热循环使近缝区再受到热处理，出现了熔化区、固溶区和过时效区。固溶区一方面软化，另一方面晶粒粗大，要作焊后时效处理后才能使之硬化。但时效区则不能因此而硬化，必须再次固溶处理、淬火和时效处理才行。此外，焊接沉淀硬化合金还有热影响区裂纹问题。这种裂纹通常是位于近熔合线的微裂纹，与焊缝的热裂纹相似

45、，可以通过控制母材成分来防止，如控制产生低熔共晶的成分。 奥氏体不锈钢焊接奥氏体不锈钢具有良好的焊接性能，但必须正确选用焊接材料和焊接工艺，才能防止焊接接头出现热裂纹和晶间腐蚀。热裂纹焊接奥氏体不锈钢时，主要是其枝晶方向性强，线膨胀系数大，焊缝冷却时收缩应力大，容易出现热裂纹，并且变形倾向大。生产上采用焊缝金属为奥氏体-铁素体双相组织的焊条焊接奥氏体不锈钢；采用低氢焊条促使焊缝金属晶粒细化，减少焊缝中的有害杂质，提高焊缝的抗裂性；采取尽量快的焊速，等待焊层冷却后再焊下一道，以减小焊缝过热；焊接结束或中断，收弧要慢，填满弧坑，防止弧坑裂纹；选用较小的焊接电流。晶间腐蚀奥氏体不锈钢在450-850

46、停留时，奥氏体晶粒内的碳会以Cr23C6.形式沿奥氏体晶界析出，使晶界的晶粒表层贫Cr。当在腐蚀性介质中，晶间贫Cr 层就会遭到腐蚀破坏。在焊接过程中，母材和焊缝金属的局部区域在此危险温度区间内停留时，会给焊接接头造成晶间腐蚀。有时焊后进行热处理也会造成晶间腐蚀。生产中为避免晶间腐蚀，采用尽可能快的焊接速度；焊条不横向摆动；多焊道时，等前一道焊缝冷却到60左右时再焊下一道；与腐蚀介质接触的焊缝最后焊接；尽量减少焊接接头在危险温度范围内的停留时间。 铁素体型不锈钢的焊接 热影响区晶粒急剧长大，475和相析出而会引起接头脆化。 在温度高于1000的熔合线附近快速冷却时，会产生晶间腐蚀。但经650-

47、850加热，随后缓冷，则可消除。 焊前可预热防止裂纹产生。焊接时，采用小电流、快速、焊条不摆动焊法。 多层焊时，要控制层间温度，待前条焊道冷却到预热温度后，再焊下一焊道。 双相和超双相不锈钢的焊接双相和超双相不锈钢以其优良的性能，具有良好的耐应力腐蚀性、抗点蚀、抗缝隙腐蚀及晶间腐蚀能力，而越来越受到重视。双相和超双相不锈钢管、板、通用联接件和锻件等在显微组织上的奥氏体-铁素体比例近似为 50：50，这种组织与总合金量一起赋予该合金以下特点；比标准不锈钢的强度高；18在广泛的环境内一般耐腐蚀性很好；有很强的抗氯化物引起的应力腐蚀裂纹(CSCC)的能力；在氯化物环境（例如海水）中强耐点蚀能力；这种

48、合金在海洋石油和天然气、化工和石化工业中得到了广泛的应用，例如管道系统、溢水口、集流管等。因其铁素体及奥氏体的双相组织而兼有铁素体不锈钢及奥氏体不锈钢的焊接特点，双相钢材料的焊接，不恰当的焊接材料及焊接工艺将导致双相钢焊接接头性能恶化。双相不锈钢是由奥氏体和铁素体二种显微组织相组成的钢种。与 18-8 型铬镍奥氏体不锈钢相比，18-8 型的铁素体含量一般为 310%，作用于改善其焊接性，而双相不锈钢通过精确控制各元素的比例及进行适当的机械热加工，使其中的铁素体含量约为 50%，与奥氏体各占一半。双相钢中的奥氏体赋予钢以足够的韧性，而铁素体则提供良好的力学性能和优异的抗应力腐蚀性能，同时双相钢具

49、有良好的焊接性能。多道焊焊缝在焊后状态下具有 25-50%的铁素体，取决于稀释程度、热输入和冷却速度。由于双相钢从一出现就有良好的高温力学性能和优异的抗应力腐蚀开裂性能（在氯离子介质中）所以首先在与海水有关的行业中得到了应用。与一般奥氏体不锈钢相比，双相不锈钢具有更好的抗点蚀、缝隙腐蚀、晶间腐蚀、应力腐蚀的腐蚀性能，并具有更高的屈服强度、疲劳强度和优良的焊接性能。双相不锈钢的热影响区1280的过热区及焊缝。在焊接时，奥氏体能溶解于铁素体相中，冷却下来时则相反，发生铁素体向奥氏体相转变，焊接热循环冷却时间很短，造成奥氏体相转变不完全，易造成过量铁素体和粗晶，造成相比例不平衡。前已所述，双相不锈钢

50、耐应力腐蚀主要原因是适当的相比例。为此双相不锈钢焊接基本上于焊缝金属中的铁素体含量有关。铁素体固然能提高焊接接头的抗应力腐蚀能力，但过量铁素体则会导致焊缝金属脆化。所以焊接时不加填充丝，或加填充丝但母材过分稀释，就容易造成铁素体相过多。为了降低焊缝金属中的铁素体含量，考虑到钢的耐蚀性，靠将铬、钼含量来提高奥氏体数量是不可取的，一般采用加氮、增加镍含量两条途径来提高奥氏体相的数量。图 7-3-6 为焊缝金属中铁素体含量与Nieq(Ni 当量)的关系曲线。双相不锈钢耐蚀性优良，抗应力腐蚀开裂，又因其强度较高，在应力较高时可以减少材料用量，降低成本，所以双相不锈钢的主要应用在小管经的配管上。双相不锈

51、钢配管的基体往往是在制造过程中通过特殊固溶处理，得到：50A50F 的组织。但实际焊接过程中，焊缝及焊接热影响区（HAZ）组织会发生变化，在高温时，首先是单一铁素体在熔合线部位形成，随后冷却过程中，在 A 和 F 相界面上有粗大的马氏体形成，热影响区温度较高的部位铁素体比例增大，热影响区中 F 相增加量与该部位的温度及化学成分有关。热影响区中 F 相数量增大，常导致 C、N 固溶原子过饱和从而析出碳氮化合物 Cr（N，C）等，碳氮化合物析出部位在冷却速度较19图 7-3-6 焊缝金属中的铁素体含量与 Nieq 的关系曲线快时还会形成贫 Cr 区。双相不锈钢组织变化及各种相析出，使材料的抗蚀性、

52、冲击韧性明显下降。由于使用与母材相同的焊接材料时焊缝中的 F 相数量与抗腐蚀性能之间的关系。由于使用与母材相同的焊接材料时焊缝中的 F 相数量增加，因此常用高于母材成分中 Ni 含量（14）的焊接材料，这样可使焊缝中 F 相数量与基材大致相同。如果焊接材料中的 Mn含量过多，焊缝金属凝固时原有是高温单相 F 相，会变成高温 相，这样会造成焊缝中偏析过大，抗腐蚀性及韧性下降。双相不锈钢所用的焊接材料中往往含有 515%的 F 相，因此，要比常见的奥氏体不锈钢凝固开裂敏感性高。开裂敏感性与焊缝中每道焊接工步有关，同时也与焊接电源及材料中S、P 含量有关。每道焊道宽度深比应小于 3，这样有利于防止开

53、裂。对双相和超双相不锈钢的焊接工艺需要加以控制以保证焊缝性能符合适当的标准，焊接双相和超双相不锈钢的一般原则见图 7-3-7，某些特殊领域的焊接工艺控制被详细列于规程和应用标准。图 7-3-7 双相和超双相不锈钢的焊接要点20预热、层间温度及热输入控制如下：预热：通常不作要求，只有当材料温度低于 5C 或材料不干燥时才需要预热。层间温度：标准双相不锈钢的层间温度通常限制最高 150C，这符合 NORSOK M601,Shell ES106 和 ES124 标准。热输入：对于接头的填充焊道，在可以见到对双相不锈钢焊缝性能有显著影响之前可用到相当高的热输入。基于英国焊接研究所（TWI）的研究的 0

54、.5-2.5kJ/mm 的热输入范围已被推荐和采纳，但是上限值通常被限制在较低值。（6） 铜-镍合金的焊接Cu-Ni 合金具有非常好的抵抗海水腐蚀的能力和良好的机械性能, 根据其这一特点而将其用于平台上的工艺管线上。国外有一些 Cu-Ni 合金焊接的经验可以借鉴，但是，真正用于生产的成熟的焊接工艺比较少。由于 Cu-Ni 合金的热导率比碳钢大 7-11 倍，焊接时散热严重，焊接区难于达到熔化温度，并且在熔化温度时的表面张力比钢小 1/3，流动性比钢大 1-1.5 倍。表面成形能力差。焊接时母材难熔合，容易产生未熔透缺陷。因此应采用大线能量、高能束的焊接方法，并采取焊前预热等工艺措施。Cu-Ni

55、 合金焊缝及热影响区热裂倾向较大，其原因有以下几点：Cu-Ni 合金的线膨胀系数比低碳钢大 50%以上，因此焊接时产生较大的应力。熔池结晶过程中，铜能与其他杂质生成多种低熔点共晶组织，充满在晶界形成的薄弱面。凝固金属中的过饱和氢向金属的微间隙中扩散造成很大的压力。防止热裂纹的措施是控制母材中铅、铋的含量；在焊丝中加入 Si, Mn, P 等元素进行脱氧；采用能获得 + 双相组织的焊丝。焊接 Cu-Ni 合金时产生气孔的倾向严重，其原因有以下几点：铜在液态能溶解较多的氢，熔池凝固过程中氢的溶解度大大下降，过剩的氢未及时析出，便形成气孔。熔池中的氢和氧化亚铜产生下述反应Cu2O +2H=2Cu+H

56、2O(气)反应生成的水蒸气不溶于铜液中，熔池凝固时未及时溢出。防止产生气孔的措施是减少氢、氧的来源；用预热来延长熔池的存在时间，使气体易于析出；采用含铝、钛等强脱氧剂的焊丝。基于以上铜-镍合金的焊接特点，在焊接前应做好充分的准备工作：焊件表面清洗 吸附在焊丝、坡口及两侧 30mm 范围内表面的油污、水分及其他杂质和金属氧化物都必须进行仔细的清理，直至露出金属光泽，以防焊缝出现气孔。脱脂 目的在于去除表面的油污。脱脂溶液中苛性钠的质量分数为 5%-10%、水玻璃的质量分数为 2%-3%和肥皂的质量分数为 20%-50%。化学清洗 在质量分数为 8%的硫酸和 10%的重铬酸钾溶液中，或在质量分数为

57、 15%-20%的硝酸溶液中浸蚀去除氧化物，然后在流动的热水中洗涤干净。接头形式 接头相对热源应呈对称形，使其具备相同的传热条件，才能获得成形均匀的焊缝。（6） 低温钢的焊接1）低温钢的分类用于制造在-20-253低温下工作的焊接结构的专用钢材，称为低温钢，低温用钢可分为两类：21 铁素体加少量珠光体类，这类钢含碳量较低，属于低合金结构钢，使用温度在-70- -120 铁-锰-铝系列的单相奥氏体类，属于高合金钢，使用温度在-196- -2532）低温钢的焊接特点 铁素体型低温钢的焊接特点铁素体型低温钢属于低合金系统，含碳量较低，大都在0.06%.-0.2%范围之内，合金元素总含量为1/32 i

58、n.A.72（0.8mm）A.73任何增加A.74（注 3）A.75任何增加或减少A.76任何增加A.77增加值或A.78减少值A.791/16 in.A.80（1.6mm）A.8111）焊丝数目的变化A.82A.83XA.84XA.85XA.86A.8712）AWS A5.12所示钨极类型的变化A.88A.89A.90A.91A.92XA.93电参数A.9413）焊条（丝）每一种直径所用电流值的变化：A.95超出制造商推荐范围A.96增加或减A.97少值10%A.98增加或减A.99少值10%A.100增加或减A.101少值10%A.102增加或减A.103少值25%A.10414）电流类型

59、（交流或直流）或极性的变化以及A.105XA.106仅当使用合金焊剂A.107或调质钢材料时A.108XA.109XA.11059熔滴过渡模式（仅指GMAW）的变化A.11115）焊条（丝）每一种直径所用电压值的变化：A.112超出焊条制造商推荐范围A.113增加或减A.114少值7%A.115增加或减A.116少值7%A.117增加或减A.118少值7%A.119增加或减A.120少值25%A.12116）每一种焊丝直径的送丝速度增加或A.122降低（如果不由电流值控制）：A.123A.12410%A.12510%A.12610%A.12760A.128表 7-3-8（续）A.130方法1A

60、.129需重作评定的 PQR基本变素的改变A.131SMAWA.132SAWA.133GMAWA.134FCAWA.135GTAWA.13617）焊接行走速度的变化（要求线能量A.137控制者除外）：A.138A.139增加或减A.140少值15%A.141增加或减A.142少值25%A.143（注 4）A.144增加或减A.145少值25%A.146（注4）A.147增加或减A.148少值50%A.14918）线能量增加（注 5）：A.15010%A.15110%A.15210%A.15310%A.154任何增加（当A.155要求作夏比冲A.156击试验时）A.157保护气体A.15819）