專(zhuān)利名稱(chēng)：：確定、控制電阻的制作方法本申請(qǐng)是1995年2月15日申請(qǐng)的、申請(qǐng)序號(hào)為08/389,884的共同待決美國(guó)專(zhuān)利申請(qǐng)的部分繼續(xù)申請(qǐng)。以上提到的公開(kāi)的全文特意包括在這里以供參考，而不放棄其權(quán)利要求。本發(fā)明一般與焊接領(lǐng)域和焊接過(guò)程有關(guān)。更準(zhǔn)確地說(shuō)，本發(fā)明涉及在電阻焊接過(guò)程中用來(lái)確定和控制金屬合金冷卻速度的方法。單極脈沖焊(HPW)利用由單極發(fā)電機(jī)產(chǎn)生的大電流、低電壓，迅速用電阻把兩個(gè)零件之間的界面加熱到鍛接溫度。然后施加一個(gè)加壓力以在界面處產(chǎn)生鍛接焊。從產(chǎn)生脈沖到完成焊接僅需幾秒鐘。正在對(duì)HPW進(jìn)行研究，作為在管路建造中快速接長(zhǎng)管道的方法。特別誘人的是，用于包括J鋪設(shè)系統(tǒng)的深水海底管路建造系統(tǒng)。早期在API5LX-52碳鋼管路中的HPW焊接已經(jīng)表現(xiàn)出充分的抗拉強(qiáng)度，但表現(xiàn)出不能接受的低沖擊韌性。雖然單極焊接作為管路鋪設(shè)中的一種焊接過(guò)程具有巨大的潛力，但在焊接區(qū)必須可以可靠和重復(fù)地達(dá)到適當(dāng)?shù)臋C(jī)械性能。以前的研究表明API管路鋼的單極焊接在這一方面比較欠缺，特別是在實(shí)現(xiàn)可接受的沖擊韌性方面。在這方面，本發(fā)明的目的在于解決這些問(wèn)題。單極發(fā)電機(jī)是基于這樣一種原理垂直于磁場(chǎng)運(yùn)動(dòng)的導(dǎo)體在該導(dǎo)體兩端產(chǎn)生電位差。在這種發(fā)電機(jī)的一種類(lèi)型中，導(dǎo)體是一個(gè)盤(pán)，該盤(pán)垂直于由圍繞該盤(pán)的磁場(chǎng)線圈產(chǎn)生的磁場(chǎng)方向轉(zhuǎn)動(dòng)。在轉(zhuǎn)子外徑與轉(zhuǎn)子軸之間產(chǎn)生電位差。在該軸和轉(zhuǎn)子上的諸滑動(dòng)觸點(diǎn)用作電流收集裝置。關(guān)于本發(fā)明，采用這種“盤(pán)型”的發(fā)電機(jī)。在任何焊接過(guò)程中所考慮的重要問(wèn)題是焊接過(guò)程后被焊材料的完整性。這通常通過(guò)分析在焊接區(qū)域中和附近的試驗(yàn)焊接的金相性質(zhì)、和通過(guò)確定什么樣的焊前和焊后參數(shù)對(duì)于實(shí)現(xiàn)具有最佳參數(shù)的焊接是必需的來(lái)實(shí)現(xiàn)。這些參數(shù)必須視被焊材料的具體用途而定。本發(fā)明部分地起因于如下觀察焊接的金相性質(zhì)取決于被焊金屬的冷卻速度。本發(fā)明還部分地起因于如下認(rèn)識(shí)控制焊接區(qū)域中的金相組織，并由此控制焊接的機(jī)械性能和顯微組織性質(zhì)，具有很大的益處。本發(fā)明通過(guò)改變冷卻速度而不必借助于耗時(shí)的焊后熱處理來(lái)實(shí)現(xiàn)這一點(diǎn)。更具體地說(shuō)，本發(fā)明提供了已經(jīng)使用電阻焊接過(guò)程被焊接在一起的金屬和金屬合金的受控冷卻速度。電阻焊接，如同在這里所用的一樣，是指經(jīng)電極放電用電阻加熱金屬合金工件并把他們焊接在一起的過(guò)程。在本發(fā)明中特別感興趣的電阻焊接技術(shù)是單極鍛接焊技術(shù)。本發(fā)明通過(guò)改變連接到工件上的電極之間的距離，并由此改變電極與焊接界面之間的距離，來(lái)控制單極脈沖焊接過(guò)程中的兩個(gè)金屬工件的冷卻速度。前一距離稱(chēng)作電極間隙，而后一距離稱(chēng)作電極距離。焊后冷卻速度與熱傳導(dǎo)有關(guān)，并由管道和電極的實(shí)際尺寸確定，以銅電極作為冷卻期間的散熱片。在電極距離內(nèi)的材料體積當(dāng)電流通過(guò)它時(shí)被電阻加熱，由此對(duì)焊接界面的迅速冷卻形成一個(gè)熱障礙。這樣，通過(guò)增大電極間隙，可以延緩焊接區(qū)域(或加熱影響區(qū)域)的冷卻速度；反之，通過(guò)減小電極間隙，可以增大焊接界面的冷卻速度。增大電極之間的距離就加熱在焊接接縫各側(cè)更大體積的管道，并增長(zhǎng)了到焊接區(qū)域的傳導(dǎo)路徑，降低了冷卻速度。因此，通過(guò)調(diào)節(jié)電極間隙可以控制在電阻焊接過(guò)程中焊接界面的冷卻速度，并且通過(guò)分析改變電極間隙產(chǎn)生的加熱影響區(qū)域(HAZ)的金相性質(zhì)確定希望的冷卻速度。焊接區(qū)域是在加熱之前焊接界面處的一條狹窄區(qū)域(大約1mm)。HAZ是焊接區(qū)域各側(cè)顯微組織已經(jīng)改變的區(qū)域(大約5mm)。焊接的金相性質(zhì)主要取決于金屬材料已經(jīng)用電阻加熱和焊接之后其冷卻速度。這樣，可以通過(guò)在本發(fā)明中公開(kāi)的方法提高這些性能。更具體地說(shuō)，本發(fā)明能夠控制焊接區(qū)域的金相組織，由此控制焊接的機(jī)械性能。而且，還可以避免焊后熱處理，由此提高整個(gè)過(guò)程的速度。本發(fā)明在總的方面提供了一種方法和設(shè)備，用于控制金屬合金材料的脈沖焊接冷卻速度。這一冷卻速度取決于電極間隙，該間隙通過(guò)第一電極到焊接界面的距離加上第二電極到焊接界面的距離來(lái)測(cè)量。在本發(fā)明的實(shí)施例中，可以定位兩個(gè)電極，從而使焊接界面等距于兩個(gè)電極的每一個(gè)。然而，可以對(duì)這種布置進(jìn)行變更而不脫離本發(fā)明的精神和范圍。本發(fā)明的金屬工件可以是管道，盡管也可以焊接其他的導(dǎo)管結(jié)構(gòu)，如方管或平板。通過(guò)調(diào)節(jié)電極間隙，可以控制電極之間被焊導(dǎo)管段的冷卻速度。為了本發(fā)明該公開(kāi)的目的，可以認(rèn)為術(shù)語(yǔ)“管道”包括適當(dāng)形式的導(dǎo)管，包括管子。對(duì)于任何具體金屬或合金(即，鎳合金、鈦合金、鋼合金、金屬基體材料，等等。)取決于其元素組分和其最終目的。因此，通過(guò)試驗(yàn)具體材料和研究焊接界面對(duì)于各種電極間隙生成的金相性質(zhì)，可以確定該材料希望的冷卻速度。在一個(gè)最佳的一般方面，該系統(tǒng)包括一個(gè)單極發(fā)電機(jī)、一個(gè)保持要焊接的結(jié)構(gòu)的液壓?jiǎn)屋S壓力機(jī)、對(duì)該發(fā)電機(jī)的電氣接線，這些接線引導(dǎo)和連接到電極上，把電極設(shè)置成離開(kāi)焊接界面選定的距離，以提供希望的冷卻速度。在更詳細(xì)的方面，本發(fā)明屬于在單極焊接系統(tǒng)中的電阻焊接過(guò)程中，用來(lái)確定金屬合金管的冷卻速度的方法。該方法最好包括，對(duì)于單極焊接系統(tǒng)中的電阻焊接首先準(zhǔn)備一個(gè)第一管件和一個(gè)第二管件的端部，并使第一管件的端部與第二管件的端部相接觸以形成一個(gè)焊接界面。其次，把一個(gè)第一電極安裝到第一管件上，而把一個(gè)第二電極安裝到第二管件上，從而使第一電極與第二電極之間的距離確定一個(gè)電極間隙。該焊接界面通過(guò)經(jīng)第一電極和第二電極從一個(gè)單極發(fā)電機(jī)釋放能量而被用電阻加熱，以在焊接界面處焊接第一和第二管件，形成被焊接的管段。以周期性的時(shí)間間隔測(cè)量被焊接管段的溫度，以確定被焊接管段的冷卻速度。通過(guò)對(duì)重復(fù)的樣品調(diào)節(jié)電極間隙并對(duì)每一個(gè)樣品分析生成的金相性質(zhì)，可以確定冷卻速度的希望范圍。由此可以確定冷卻速度的希望冷卻速度或范圍。在另一個(gè)方面，本發(fā)明屬于在單極焊接系統(tǒng)中的電阻焊接過(guò)程中，用來(lái)控制金屬合金管的冷卻速度的方法。該方法最好包括，對(duì)于單極焊接系統(tǒng)中的電阻焊接準(zhǔn)備一個(gè)第一管件和一個(gè)第二管件的端部，并使第一管件的端部與第二管件的端部相接觸以形成一個(gè)焊接界面，分別把第一和第二電極安裝到第一和第二管件上，從而使第一電極與第二電極之間的距離確定一個(gè)電極間隙，選擇該電極間隙以提供希望的冷卻速度。該焊接界面通過(guò)經(jīng)第一電極和第二電極從一個(gè)單極發(fā)電機(jī)釋放能量而用電阻加熱，以焊接第一和第二管件而形成被焊接的管段。最后，以希望的冷卻速度冷卻被焊接的管段。如下附圖形成本說(shuō)明書(shū)的一部分，并包括在這里以說(shuō)明本發(fā)明的某些方面。通過(guò)參考這些附圖的一張或多張、結(jié)合這里給出的具體實(shí)施例的詳細(xì)描述，可以更好地理解本發(fā)明。圖1是示意圖，表示電阻焊接中的電極距離。圖2A表示可能用作管路材料的低合金碳鋼的連續(xù)冷卻相變(CCT)圖，把這種管路材料稱(chēng)作鋼A，是一種低碳、高錳鋼。其成分是0.06％C(碳)-1.95％Mn(錳)-0.29％Si(硅)-0.003％S(硫)-0.010％P(磷)-0.010％Mo(鉬)-0.25％V(釩)-0.037％Al(鋁)-0.008％N(氮)，在1100℃(華氏2012度)下奧氏體化6分鐘。圖2B表示可能用作管路材料的低合金碳鋼的連續(xù)冷卻相變(CCT)圖，把這種管路材料稱(chēng)作鋼B。其成分是0.15％C(碳)-0.9％Mn(錳)-0.4％Si(硅)-0.05％V(釩)-0.014％N(氮)；粒度ASTM11。圖3表示就一種碳鋼管道而論對(duì)于所試驗(yàn)的各種電極間隙在焊接界面附近的冷卻曲線。焊接423，1英寸電極間隙；焊接424，2英寸電極間隙；焊接425，3英寸電極間隙；以及焊接426，4英寸電極間隙。圖4表示對(duì)于3.0英寸的電極間隙在冷卻時(shí)在被焊管路段的范圍內(nèi)的溫度分布。開(kāi)口方塊，離焊縫1/8英寸；封閉方塊，離焊縫1/4英寸；開(kāi)口菱形，離焊縫1/2英寸；封閉菱形，離焊縫1英寸。圖5表示直的硬管段的冷卻曲線。開(kāi)口方塊，1英寸間隙，300安培磁場(chǎng)；封閉方塊，1英寸間隙，200安培磁場(chǎng)；開(kāi)口菱形，5英寸間隙，300安培電場(chǎng)。圖6表示離焊縫1/4英寸測(cè)到的代表性焊接和焊后冷卻曲線。開(kāi)口方塊，焊接脈沖；封閉方塊，焊后標(biāo)準(zhǔn)化的脈沖。圖7表示離開(kāi)焊縫各距離處標(biāo)準(zhǔn)化脈沖冷卻曲線。開(kāi)口方塊，離焊縫1/8英寸；封閉方塊，離焊縫1/4英寸；開(kāi)口菱形，離焊縫1/2英寸；封閉菱形，離焊縫1英寸。圖8表示在焊縫處和在焊縫兩側(cè)從焊縫到三英寸距離每四分之一英寸得到洛氏B硬度測(cè)量。圖1表示在電阻焊接中的可變電極距離。如同在這里所使用的那樣，在電阻焊接界面103與每個(gè)電極101之間的距離稱(chēng)作電極距離104。把電極間隙105定義為從一個(gè)第一電極到該焊接界面測(cè)得的距離與從一個(gè)第二電極到該焊接界面的距離之和。金屬合金工件102可以是管道，盡管其他的結(jié)構(gòu)，如方形管，也在本明的范圍內(nèi)考慮。通過(guò)沿工件102的中心線106移動(dòng)電極101并由此調(diào)節(jié)電極間隙，就可以調(diào)整被焊接工件102的冷卻速度。在加熱和冷卻時(shí)所發(fā)生的相變奧氏體晶粒生長(zhǎng)在鋼管的電弧焊接時(shí)，伴隨提高焊接沉積率的主要問(wèn)題是在加熱影響區(qū)域中奧氏體的迅速長(zhǎng)大，隨后是經(jīng)約920℃相變范圍的緩慢冷卻。通過(guò)化學(xué)方法和奧氏體粒度控制硬化度(Kirkwood，1987年)。得到均勻的奧氏體晶粒細(xì)化和避免混合的粒度的能力，是在受控的滾壓高強(qiáng)度、低合金(HSLA)鋼中獲得高韌性值的關(guān)鍵因素(DiMicco和DaVenport，1982年)。如同這里所用的那樣，金屬合金的晶粒粗化溫度是這樣一種溫度，在該溫度以上不溶淀析已不能抑制晶粒生長(zhǎng)。例如，鋁和鈮鋼合金的粗化溫度大約是1050-1100℃，而釩鋼合金可以在950℃粗化。珠光體在低碳鋼中所發(fā)現(xiàn)的碳含量范圍中，珠光體含量的變化對(duì)屈服強(qiáng)度幾乎沒(méi)有什么影響，而用來(lái)提高沖擊臨界溫度。在全珠光體鋼的調(diào)查中，確定了細(xì)化珠光體的層間隔能增加強(qiáng)度但降低了沖擊韌性(Lagneborg等，1985年)。相變溫度控制珠光體層間間隔，而與先前的奧氏體粒度無(wú)關(guān)。然而，發(fā)現(xiàn)破裂韌性很大程度上取決于奧氏體粒度，而珠光體團(tuán)尺寸幾乎沒(méi)有影響。珠光體中的低溫劈裂是沿著鐵素體{100}晶面，如同在鐵素體中那樣。到對(duì)于珠光體形成更完整的分析參考Ridley的述評(píng)(Ridley，1983年)。貝氏體Samuels(Samuels，1980年)把貝氏體定義為一種共析相變產(chǎn)物，這種產(chǎn)物包括通常在低于450-500℃以下的溫度形成的鐵素體和碳化物的細(xì)擴(kuò)散。在350℃以上的溫度形成的上貝氏體與在較低溫度形成的下貝氏體之間一般是有區(qū)別的。在火花焊接中，已經(jīng)觀察到，當(dāng)鋼的含碳量減小時(shí)，貝氏體在粗粒區(qū)的比例也減小。貝氏體相的鋼在拉伸試驗(yàn)時(shí)有產(chǎn)生連續(xù)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的傾向，而上貝氏體可以具有非常低的沖擊韌性(Fairchild，1987年)，在可比較的強(qiáng)度級(jí)上比下貝氏體小(Irvine和Pickering，1963年)。在貝氏體中鐵素體片的最大尺寸可以接近先前的奧氏體粒徑，并且改善貝氏體沖擊性能的有效方法是減小奧氏體粒度。在連續(xù)的冷卻應(yīng)用中，如在焊接中所發(fā)現(xiàn)的那樣，在微合金碳-錳鋼中已經(jīng)觀察到貝氏體的條結(jié)構(gòu)隨冷卻速度降低、以及所存在的先共析鐵素體的量的增加而粗化(Faulkner，1989年)。Thaulow等(Thaulow等，1987年)在研究微合金鋼時(shí)觀察到，他們所研究的所有鋼的結(jié)構(gòu)在t8/5＝25秒(t8/5是從800℃冷卻到500℃所需的時(shí)間)的冷卻速度下是上貝氏體。粒狀貝氏體表示鋼顯微組織含有大量的貝氏鐵素體母體，在貝氏鐵素體中包括有分散的馬氏體-奧氏體島(Shouhua等，1985年)。粒狀貝氏體與相同成分的但具有等軸鐵素體-珠光體的鋼相比，具有較高的強(qiáng)度和較低的沖擊韌性。在粒狀貝氏體中的奧氏體與鐵素體之間存在著KurdjumoV-Sachs關(guān)系(Hongsheng等，1985年)。在針狀鐵素體中，可以達(dá)到小于1微米的平均粒度。在貝氏體中所發(fā)現(xiàn)的高位錯(cuò)密度，比單獨(dú)這種晶粒細(xì)化給出了甚至更高的強(qiáng)度增加(Hulka等，1985年)。馬氏體在鋼中的馬氏體是一種亞穩(wěn)過(guò)渡相，具有在相當(dāng)?shù)偷臏囟认峦ㄟ^(guò)奧氏體的非擴(kuò)散相變而形成的體心四方晶體結(jié)構(gòu)。已經(jīng)發(fā)現(xiàn)馬氏體在{100}和{211}劈裂面上斷裂，并且通常在焊接和HAZ顯微組織中能發(fā)現(xiàn)馬氏體-奧氏體島。這些島在塑性破裂時(shí)起可變形顆粒的作用，而在鐵素體母體的斷裂時(shí)起不可變形顆粒的作用。淀析在研究釩微合金化的0.15％碳鋼時(shí)，Bepari(Bepari，1989年)確定淀析的體積比例及其尺寸或分布是造成鐵素體粒度細(xì)化的原因。通過(guò)由細(xì)碳化物或碳氮化物淀析抑止奧氏體晶界和亞晶界，來(lái)阻止再結(jié)晶和晶粒生長(zhǎng)。在鋼中由多種微合金元素形成的沉析是復(fù)雜的，在相同的鋼中存在有各種成分和組織形態(tài)。在HPW焊接中改進(jìn)韌性的方法在HPW中不使用導(dǎo)致最佳沖擊性能的填充金屬，有兩種可能實(shí)現(xiàn)的顯微組織針狀鐵素體和細(xì)晶粒的鐵素體-珠光體。選擇哪一種顯微組織最容易實(shí)現(xiàn)主要取決于被焊管道的化學(xué)成分。圖2表示可能用作管路材料的兩種低合金碳鋼的連續(xù)冷卻相變(CCT)圖，稱(chēng)作鋼A和鋼B。相變動(dòng)力學(xué)主要受這些鋼中的碳和合金變化的影響。具有非常低含碳量和相當(dāng)高含錳量的鋼，如圖2A中的鋼A，在奧氏體以中等冷卻速度冷卻時(shí)將形成針狀鐵素體顯微組織。這種鋼在必須在非常低的速度下冷卻才能得到鐵素體-珠光體顯微組織。如果這種鋼被單極焊接，則可以期望通過(guò)選擇焊接參數(shù)來(lái)提高焊接的韌性，從而快速地冷卻焊接區(qū)域，導(dǎo)致針狀鐵素體組織。具有中等含碳量的鋼，如在圖2B中的鋼B，在從奧氏體冷卻時(shí)將不形成韌性的針狀鐵素體組織。在這些鋼中更可能通過(guò)緩慢冷卻形成鐵素體-珠光體組織而實(shí)現(xiàn)韌性的顯微組織。但是必須記住，先前的奧氏體粒度對(duì)冷卻相變具有強(qiáng)烈的影響。為了實(shí)現(xiàn)細(xì)晶粒的鐵素體-珠光體組織，就要求先前的奧氏體粒度不能太大。在HPW中，焊接處的界面區(qū)域會(huì)變得非常熱，導(dǎo)致過(guò)分的奧氏體晶粒生長(zhǎng)。如果期望鐵素體-珠光體組織，則必須在冷卻時(shí)的相變之前細(xì)化這種奧氏體粒度。在HPW中可用來(lái)實(shí)現(xiàn)這一點(diǎn)的方法是施加壓力或變形。似是而非的是，如果在焊接冷卻周期期間施加足夠的壓力，大晶粒的奧氏體將充分地變形，或者再結(jié)晶成細(xì)晶粒的奧氏體，或者保持為大變形的奧氏體而具有大的表面積體積(Sv)比，提供了增大數(shù)目的鐵素體成核場(chǎng)合。甚至對(duì)于這種奧氏體晶粒細(xì)化而言，也期望對(duì)于相變到完全的鐵素體-珠光體，要求800-500℃的冷卻時(shí)間在一分鐘的量級(jí)上或更大。如果采用焊后正火處理，在單極焊接中也可以實(shí)現(xiàn)鐵素體-珠光體組織。在焊接區(qū)域已經(jīng)冷卻到500℃以下時(shí)，通過(guò)施加另外的單極脈沖能夠?qū)附訁^(qū)域進(jìn)行正火。這種正火脈沖必須具有足夠的電流密度，以便把焊接區(qū)域再加熱到奧氏體化的范圍而不超過(guò)晶粒粗化溫度，并且以后的冷卻速度必須慢得足以生成鐵素體-珠光體組織。如下實(shí)例包括在這里，以說(shuō)明本發(fā)明的最佳實(shí)施例。熟悉本專(zhuān)業(yè)的技術(shù)人員將會(huì)理解，在實(shí)例中公開(kāi)的技術(shù)表示按照本發(fā)明發(fā)現(xiàn)的技術(shù)在發(fā)明的實(shí)用性方面效果良好，因而可以理解為構(gòu)成其實(shí)用性的最佳模式。然而，按照本發(fā)明，熟悉本專(zhuān)業(yè)的技術(shù)人員會(huì)理解，在公開(kāi)的實(shí)施例中可以進(jìn)行多種變更而仍能得到相似或類(lèi)似的結(jié)果，而不脫離本發(fā)明的精神和范圍。實(shí)例I在這一研究的過(guò)程中，在API5LX-52碳鋼管路中易于產(chǎn)生圓周均勻的單極脈沖焊接。發(fā)現(xiàn)拉伸強(qiáng)度主要取決于發(fā)電機(jī)放電參數(shù)，并且對(duì)于要產(chǎn)生的全強(qiáng)度焊接需要一個(gè)極小的加壓位移。通過(guò)焊接過(guò)程參數(shù)變更來(lái)改變焊縫顯微組織和沖擊韌性。發(fā)現(xiàn)焊接冷卻速度主要取決于電極位置。發(fā)現(xiàn)單極脈沖正火是一種改善單極脈沖焊接沖擊韌性的可行方法。焊接方法一種典型的焊接工序一種典型的焊接工序包括如下步驟管端準(zhǔn)備把管段切削到4.5英寸的長(zhǎng)度(或更短，如果使用較短的電極外形)。車(chē)削管端以提供平行的端面和53微英寸均方根的光潔度。端面纏上保護(hù)帶，并把管道外表面噴砂和清理，以提供與電極的良好接觸。電極中管段的安裝把管段置于電極中，并上緊接觸指。圖1表示在本發(fā)明中使用的管段上的電極放置和電極距離。把每個(gè)電極成形為固定到銅-鈹板上的銅-鈹套筒，該銅-鈹板起基座的作用。在該套筒中切槽，從而使套筒成為同心環(huán)形指。把這些指的端部通過(guò)一個(gè)盤(pán)用一系列的頂緊螺釘固定到管件上，每一個(gè)電極指用一個(gè)頂緊螺釘。加工遠(yuǎn)離指的套筒內(nèi)徑，從而使套筒內(nèi)徑大于管件外徑，并且僅在指處接觸。一個(gè)絕緣盤(pán)置于電極基座與管件之間，以防止在這些點(diǎn)處的電氣接觸。一個(gè)絕緣插入件通常置于電極內(nèi)部，以在加壓期間限制允許的臺(tái)板運(yùn)動(dòng)。在壓力機(jī)中安裝電極-管件組件把上電極-管件組件用螺栓固定到豎式單軸壓力機(jī)的上臺(tái)板的底面上。把下電極管件組件置于下臺(tái)板上，并且使管段軸向?qū)?zhǔn)。然后，調(diào)整臺(tái)板以校正管件端面的平行對(duì)準(zhǔn)。臺(tái)板還用作從發(fā)電機(jī)到電極的電流通路的一部分。在這種布置中，電流從發(fā)電機(jī)經(jīng)母線網(wǎng)流到臺(tái)板，從臺(tái)板流到電極基座，然后從電極指流到工件。設(shè)定初始接觸壓力和加壓壓力對(duì)于初始接觸載荷設(shè)定用于液壓致動(dòng)壓力機(jī)的載荷，該初始接觸載荷是在焊接脈沖期間保持管端面之間的接觸壓力的載荷。在這時(shí)，在控制器上還設(shè)定加壓延遲和加壓載荷。加壓延遲確定在電流脈沖與施加加壓載荷之間將經(jīng)過(guò)多長(zhǎng)時(shí)間(0-10秒)。加壓載荷設(shè)定確定了加壓力或加壓壓力。使發(fā)電機(jī)加速和放電經(jīng)液壓馬達(dá)使發(fā)電機(jī)加速到放電速度以上的旋轉(zhuǎn)速度。使液壓馬達(dá)脫開(kāi)，并且當(dāng)發(fā)電機(jī)減速惰轉(zhuǎn)時(shí)，使發(fā)電機(jī)在預(yù)定的旋轉(zhuǎn)速度下放電。電流脈沖穿過(guò)電極和管件，在接觸的管表面處既提供體積加熱又提供界面加熱。在預(yù)定的延遲之后，由壓力機(jī)施加加壓載荷以完成焊接。焊接的估計(jì)拉伸強(qiáng)度對(duì)于產(chǎn)生的大多數(shù)焊接，進(jìn)行兩種拉伸試驗(yàn)。按照ASTM(美國(guó)材料試驗(yàn)學(xué)會(huì))A370選擇條狀試樣規(guī)范，確定拉伸試樣的尺寸。在兩英寸計(jì)量長(zhǎng)度中的試樣寬度標(biāo)稱(chēng)是0.500英寸，焊縫位于計(jì)量長(zhǎng)度的中心。一般地，在內(nèi)徑(ID)和外徑(OD)表面上不加工用于每次焊接的一個(gè)試樣，保留焊接唇邊和彎曲部分不動(dòng)。對(duì)于這些成形的試樣用來(lái)確定應(yīng)力值的計(jì)算橫截面積，是測(cè)量寬度與公稱(chēng)壁厚的乘積。在本研究中，一般使用3.5英寸公稱(chēng)OD的管件。一般通過(guò)加工ID和OD表面以除去焊接唇邊和彎曲部分，來(lái)為每次焊接準(zhǔn)備一個(gè)平直試樣。軸向切削樣品，從而使在試驗(yàn)期間的拉伸方向經(jīng)過(guò)與拉伸方向成直角的焊縫。這些試樣的最終厚度通常為0.390英寸。對(duì)于平直試樣用來(lái)確定應(yīng)力值的計(jì)算橫截面積是基于測(cè)得的計(jì)量寬度和厚度。在一臺(tái)InstronModel1125試驗(yàn)機(jī)架上以2毫米/分鐘的恒定十字頭速度進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。在試驗(yàn)期間，以100kN(千牛頓)的全比例載荷把延伸率曲線畫(huà)在座標(biāo)紙上。試驗(yàn)完成之后，從表格上讀出峰值載荷和低屈服點(diǎn)現(xiàn)載象載荷(在這里可適用的)。通過(guò)在試驗(yàn)后對(duì)上試樣和測(cè)量?jī)捎⒋缬?jì)量長(zhǎng)度的變化，確定失效后的延伸百分率。沖擊韌性在按照ASTMA370(10毫米×20毫米×55毫米)規(guī)范所確定尺寸的全尺寸試樣上，進(jìn)行擺錘V形缺口沖擊試驗(yàn)。用市場(chǎng)上專(zhuān)為這一目的制造的V形缺口切削機(jī)床切削缺口。用同一把拉刀在同一機(jī)床上切削所有試樣上的所有缺口。加工焊接試樣，從而使焊縫位于試樣的中心。在對(duì)應(yīng)于管件加工之前的內(nèi)直徑表面或外直徑表面的試樣側(cè)上切削V形缺口。在Tinius-Olsen沖擊試驗(yàn)機(jī)上在室溫下進(jìn)行該沖擊試驗(yàn)。對(duì)每次焊接準(zhǔn)備和試驗(yàn)兩個(gè)擺錘沖擊試樣，但以下情況例外，當(dāng)接合的焊接區(qū)域明顯寬度不足以完全跨過(guò)全尺寸擺錘試樣延伸時(shí)。顯微組織從每次焊接切出金相試樣，并安裝在膠木中。在常規(guī)的磨削和拋光之后，通過(guò)浸入5％硝酸乙醇腐蝕溶液中侵蝕試樣。在6.6X(倍)的放大倍數(shù)下拍得宏觀圖。這些宏觀圖用來(lái)在關(guān)于焊接輪廓和形狀、加熱影響區(qū)域的范圍和存在或不存在“白線”現(xiàn)象的焊接之間進(jìn)行比較。用100X放大倍數(shù)下拍得的宏觀圖，記錄在ID和OD處焊接邊緣的狀態(tài)。對(duì)于這些宏觀圖，把焊接試樣依次在240、320、400和600碳化硅砂紙上研磨，用6微米金鋼石粗拋光，并且最后用0.05微米氧化鋁拋光。通過(guò)浸入2％硝酸乙醇腐蝕溶液進(jìn)行侵蝕。通過(guò)一臺(tái)光學(xué)顯微鏡在ID和OD側(cè)拍得在焊縫處兩個(gè)管段之間的邊緣裂縫或接縫的基層照片。顯微組織一般在100X和200X放大倍數(shù)下，獲得每次焊接區(qū)域中心的光學(xué)微觀圖。焊接試樣用鋸從管件接縫鋸下，并先在端面銑床上加工，再安裝到膠木中。安裝的試樣先依次在240、320、400和600碳化硅砂紙上研磨，再用6微米金鋼石粗拋光，并且最后用0.05微米氧化鋁拋光。通過(guò)浸入2％硝酸乙醇腐蝕溶液進(jìn)行侵蝕。焊接冷卻溫度在選擇的焊接上，在焊接期間靠近焊接界面和生成焊縫處收集表面溫度。這是在離開(kāi)焊接界面的選定距離處，一般為1/8和/或1/4英寸，由點(diǎn)焊型K熱電偶所進(jìn)行的。數(shù)據(jù)收集在一臺(tái)YokogawaHokushinElectricModel3087-64PortableHybridRecorder上，該儀器是一臺(tái)多通道條帶記錄器，每個(gè)通道每5秒繪出一個(gè)數(shù)據(jù)。該記錄器正好在焊接電流脈沖放電之前啟動(dòng)，并收集數(shù)據(jù)直到被測(cè)溫度正好低于500℃。焊接電流脈沖的計(jì)時(shí)完全與記錄器的5秒數(shù)據(jù)收集速率無(wú)關(guān)。焊接電流放電可能在連續(xù)的數(shù)據(jù)點(diǎn)之間的任意點(diǎn)已經(jīng)開(kāi)始。為此，在建立測(cè)得溫度與電流脈沖之間的關(guān)系時(shí)有5秒的誤差裕量，并且在比較從不同焊接收集的數(shù)據(jù)時(shí)必須考慮這一點(diǎn)。實(shí)例II電極間隙對(duì)冷卻速度的影響為了確定電極位置對(duì)焊接區(qū)域冷卻特性的影響，完成一系列的焊接，在這些焊縫中從電極邊緣到焊接界面的距離從0.5到2.0英寸變化。K型熱電偶在離焊接界面0.125和0.25英寸的公稱(chēng)距離處被焊接到管件表面上。當(dāng)電極間隙增大時(shí)，在離開(kāi)界面的距離大于0.25英寸處增加另外的熱電偶。以電極離開(kāi)界面0.5英寸間隙產(chǎn)生的焊接，即焊接423，以3.0秒的加壓延遲加壓；在這個(gè)系列中其他的焊接都沒(méi)有加壓，在整個(gè)焊接和冷卻周期中都保持初始的接觸壓力。當(dāng)電極之間的間隙減小時(shí)，增大發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速(rpm-每分轉(zhuǎn))以補(bǔ)償電極之間增大的體積電阻。表1表示在本系列中以適當(dāng)?shù)暮附訁?shù)和熱電偶位置完成的焊接。電極間隙，如在這里使用的那樣，是電極前緣之間的距離。在所有情況下，焊接界面都位于電極之間的中心處。表1為確定電極間隙對(duì)冷卻速度的影響所完成的焊接</tables>在焊接期間靠近焊縫的溫度圖3是在對(duì)于焊接的最后環(huán)境讀數(shù)之后，離開(kāi)焊縫0.25英寸處的溫度作為時(shí)間的函數(shù)的曲線圖。如在圖3和表1中所示，包括有一到四英寸電極間隙的焊接數(shù)據(jù)，并且這些數(shù)據(jù)表明當(dāng)電極間隙增大時(shí)由于增大的體積電阻，焊接加熱有明顯的變化。當(dāng)電極間隙增大時(shí)，增大焊接放電轉(zhuǎn)速，以補(bǔ)償這一電阻，但從圖3可以看出，具有四英寸電極間隙的焊接變得不象其他焊接那樣熱。值得注意的是，溫度變化速率是電極間隙的函數(shù)。如可以看到的那樣，一般變化速率隨電極間隙減少而增加。焊接區(qū)域冷卻速度所常用的度量是從800℃下降到500℃所需的時(shí)間(t8/5)。表2列出了該系列焊接在離開(kāi)焊縫0.125和0.25英寸的點(diǎn)處作為電極間隙函數(shù)的t8/5。如在這些研究中所看到的那樣，電極位置顯著地影響焊接冷卻速度。表2對(duì)于變化的電極間隙焊接的冷卻時(shí)間(800℃-500℃)在電極之間的溫度分布對(duì)于在本研究中使用的電極外形而言，在焊接冷卻期間電極與管件保持接觸。鈹銅電極具有很高的導(dǎo)熱率，并且起散熱片的作用，增大了焊接區(qū)域冷卻速度。圖4是在焊接425冷卻期間表面溫度的曲線圖，電極間隙為3.0英寸。繪出離開(kāi)焊接表面0.125、0.25、0.5和1英寸處的表面溫度。這些研究表明，隨著離開(kāi)焊縫的距離增大，峰值溫度增高，并且靠近電極冷卻速度增大。在該曲線圖中，離開(kāi)焊接界面一英寸等于離開(kāi)電極前緣0.5英寸。加壓延遲的影響-4英寸電級(jí)電隙為了用較慢的冷卻速度估計(jì)加壓延遲對(duì)焊接的影響，用離開(kāi)焊縫每一側(cè)2.0英寸安裝的電極進(jìn)行一系列焊接。目的在于以降低的冷卻速度確定在加壓之后，加壓計(jì)時(shí)和位移對(duì)焊接區(qū)域顯微組織的影響。用于該系列焊接的放電轉(zhuǎn)速設(shè)定在3300rpm。初始接觸壓力是3.2ksi，并且把加壓壓力設(shè)定為12ksi。選定這一加壓壓力，來(lái)代替以前使用的20ksi，從而使總的加壓不會(huì)過(guò)大，因?yàn)椴皇褂眉訅鹤柚刮铩Ｓ糜谠撓盗泻附拥暮附訁?shù)和力學(xué)試驗(yàn)結(jié)果表示在表3中。來(lái)自焊接431的數(shù)據(jù)包括在該表中，盡管由于焊接夾具問(wèn)題在焊接界面的四分之一部分中產(chǎn)生過(guò)加熱和具部熔化，使該焊接成為非均勻焊接。用于力學(xué)試驗(yàn)的試樣從該四分之一部分外的焊接部分取得。表3對(duì)于4.0英寸電極間隙和變化的加壓延遲進(jìn)行的焊接焊后正火已經(jīng)認(rèn)為焊后正火是單極焊接恢復(fù)沖擊韌性的一種方法，并且在這些研究中，調(diào)查了單極發(fā)電機(jī)本身正火焊接區(qū)域的應(yīng)用。進(jìn)行早期單極焊接的預(yù)備爐正火，以表明焊后正火能改善這些焊接的沖擊韌性。在單極脈沖正火的焊接夾具中，使單極脈沖經(jīng)過(guò)管件的平直部分。接著該工序，在兩個(gè)管段之間使用以前證明能產(chǎn)生全強(qiáng)度焊接點(diǎn)的參數(shù)，產(chǎn)生單極焊接。然后，用來(lái)自單極發(fā)電機(jī)的單電流脈沖，對(duì)這些全尺寸單極焊接的管段進(jìn)行焊后正火，并估計(jì)正火焊點(diǎn)的顯微組織和機(jī)械性能。預(yù)備爐正火為了證明焊后正火對(duì)于改善單極焊接管件沖擊韌性具有潛力，用加熱爐正火和試驗(yàn)在該研究中使用的來(lái)自X-52管件鋼的早期單極焊接的擺錘V形缺口沖擊試樣。通過(guò)把加工的試樣在950℃下放在箱式加熱爐中九分鐘，隨后用空氣冷卻，來(lái)進(jìn)行加熱爐正火。在這種正火處理期間沒(méi)有控制試樣溫度，所以沒(méi)有溫度下的時(shí)間曲線。正火試樣的室溫?cái)[錘V形缺口沖擊能是54英尺-磅，比起7英尺-磅的一般焊接韌性有一定提高，但低于基料平均沖擊韌性81英尺-磅。平直管件的正火管件的平直段沒(méi)有焊接界面，在夾具中經(jīng)受脈沖，以確定用于單極正火的適當(dāng)放電轉(zhuǎn)速。在電極間隙為1.0和5.0英寸的條件下做這些正火試驗(yàn)。熱電偶安裝在電極之間的管件中部的表面上，并且以每5秒鐘為間隔記錄溫度讀數(shù)，而在緊接著放電脈沖之后的最初幾秒鐘連續(xù)地記錄。對(duì)于給定的電極間隙初始把放電速度設(shè)定得較低，然后在以后的脈沖中提高磁場(chǎng)電流設(shè)定，直到記錄到超過(guò)800℃的峰值溫度。在以后的諸脈沖之間允許管件和電極組件冷卻到低于50℃。對(duì)于5.0英寸電極間隙試驗(yàn)使用不同段的管件，而不用1.0英寸間隙試驗(yàn)的管段，但對(duì)于給定的電極間隙，在以后的諸脈沖之間不從夾具中取出管件。表4表示用于這些正火脈沖試驗(yàn)的放電速度、電極間隙、磁場(chǎng)電流和峰值表面溫度。表4固態(tài)管件正火試驗(yàn)</tables>平直管件脈沖后冷卻有兩種關(guān)系可以從表4中明白。減小磁場(chǎng)電流(并因此由轉(zhuǎn)子削減磁通量)需要增大放電轉(zhuǎn)速，以得到相同的峰值表面溫度。增大電極間隙也需要增大放電轉(zhuǎn)速，以得到可比的峰值表面溫度。加脈沖的管段的冷卻速度主要取決于電極間隙。圖5繪出對(duì)于固態(tài)管件試驗(yàn)SP7.3、SP8.2和SP11.5，作為時(shí)間函數(shù)的脈沖后溫度。當(dāng)電極間隙是1.0英寸時(shí)，溫度從800℃下降到500℃所需的時(shí)間在20秒的量級(jí)上；當(dāng)電極間隙增大到5.0英寸時(shí)，該時(shí)間增加到200秒。令人感興趣地注意到，在5.0英寸電極間隙的情況下，冷卻時(shí)溫度曲線在725℃與625℃之間改變斜率。這可能是因?yàn)榘l(fā)生在這一溫度范圍的冷卻相變。脈沖正火的平直管件的顯微組織5.0英寸電極間隙脈沖正火的、在電極之間的平直管件中部的顯微組織是晶粒細(xì)化的鐵素體-珠光體組織。在電極前沿附近的局部再結(jié)晶是顯然的，電極前沿的外部的微結(jié)構(gòu)是基料鐵素體-珠老體。機(jī)械性能準(zhǔn)備和試驗(yàn)來(lái)自以5.0英寸電極間隙加脈沖的固態(tài)管件的沖擊和拉伸試樣。試樣不是從以1.0英寸電極間隙加脈沖的固態(tài)管件制備的。脈沖正火的管件的沖擊和拉伸值相對(duì)于基料值有顯著改善，但失效后的延伸百分率例外。表5把脈沖正火的管件的沖擊和拉伸值與早期呈現(xiàn)的基料值進(jìn)行了比較。表5單極發(fā)電機(jī)脈沖之前和之后X52管件的機(jī)械性能<tablesid="table6"num="006"><tablewidth="868">UTS(ksi)％延伸率CVN(英寸-磅)基料89.1(平直)29(平直)81平均89.7(成形)32(成形)(8個(gè)樣本)脈沖之后(用5.0英寸電極間隙)91.6(平直)19(平直)115平均93.9(成形)18(成形)(在110和120英尺-磅的2個(gè)樣本)</table></tables>在最終拉伸強(qiáng)度和沖擊韌性的提高可以歸功于晶粒細(xì)化。必須注意，在拉伸試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)了令人感興趣的特征，基料試樣表現(xiàn)出較低的屈服點(diǎn)現(xiàn)象，而加脈沖的試樣沒(méi)有這一現(xiàn)象。這一點(diǎn)難以解釋?zhuān)蛟S是焊接夾具施加的恒定載荷導(dǎo)致足夠的不受阻止的位錯(cuò)，而克服了低屈服點(diǎn)現(xiàn)象。如下觀察使這一點(diǎn)更加復(fù)雜在脈沖正火的單極焊接中觀察到了這種低屈服點(diǎn)現(xiàn)象，要在下文說(shuō)明。加脈沖的焊后正火焊接在焊后施加脈沖，試圖提高沖擊韌性，兩個(gè)用1.0英寸電極間隙而一個(gè)用3.0英寸電極間隙。這些結(jié)果表示在表6中。注意到在使用3.0英寸電極間隙的情況下沖擊韌性的提高，盡管必須注意，在使用較小電極間隙的情況下，焊后脈沖加熱沒(méi)有表現(xiàn)出什么效果。焊接420是用1.0英寸電極間隙在焊后加脈沖，而焊接423是用3.0英寸電極間隙在焊后加脈沖。表6表示焊接和焊后脈沖參數(shù)及焊接415、420和423的測(cè)量值。這些焊接都是在以下條件下產(chǎn)生的，初始接觸壓力3.2ksi、20ksi的加壓壓力施加3.0秒并且有0.0625英寸的加壓位移時(shí)停止。在焊接420中的峰值溫度633℃明顯低于平直管件脈沖試驗(yàn)SP7.3中記錄的峰值溫度816℃(見(jiàn)表4)，即使發(fā)電機(jī)放電速度和磁場(chǎng)電流相同時(shí)也是如此。這歸因于在焊縫處由于移位凸出造成的橫截面積增加。表6焊接415、420和423的焊接和焊后脈沖參數(shù)機(jī)械性能-焊接423來(lái)自焊接423的拉伸試樣，以3.0英寸的電極間隙在焊后加脈沖，表現(xiàn)出良好的最終拉伸強(qiáng)度，盡管平直試樣拉伸強(qiáng)度稍低于基料值。來(lái)自焊接423的成形試樣以塑性模式在焊接區(qū)域外失效，象典型的焊縫415和420。來(lái)自焊接423的平直拉伸試樣在焊縫處失效，斷裂表面一側(cè)是平的，具有脆性斷裂的處觀，而另一側(cè)具有典型塑性斷裂的杯狀和錐狀形態(tài)。應(yīng)該注意到，在焊接423的拉伸試樣的載荷-延伸率曲線中，低屈服點(diǎn)現(xiàn)象是存在的?；系睦煸囼?yàn)表現(xiàn)出低屈服點(diǎn)行為，但這種特征在其他的單極焊接拉伸試驗(yàn)中是不存在的。對(duì)于成形試樣，焊接423具有70.5ksi的低屈服點(diǎn)；而對(duì)于平直試樣，具有65.0ksi的低屈服點(diǎn)。對(duì)于成形試樣，基料的低屈服點(diǎn)是62.4ksi，而對(duì)于平直試樣是60.5ksi。作為加焊后脈沖焊接423的結(jié)果，在擺錘V形缺口沖擊韌性方面有提高。45和49英尺-磅的沖擊值是本研究中試驗(yàn)的各種單極焊接表現(xiàn)最好的平均沖擊韌性，但不包括加熱爐正火的試樣。在焊接后加脈沖的焊接420，相對(duì)于焊接415在機(jī)械性能方面沒(méi)有提高，焊接415在焊后沒(méi)有加脈沖。不幸的是，焊后脈沖達(dá)到的峰值溫度，633℃，遠(yuǎn)低于要求的，并且沒(méi)有太明顯的效果。顯微組織在焊縫處有凸出，與類(lèi)似焊接參數(shù)的其他焊接一致。焊接邊緣比較光滑，在ID側(cè)的焊縫邊緣裂縫靠近表面終結(jié)。脈沖后冷卻以3、0英寸電極間隙施加到焊接423上的焊后正火脈沖，比以1.0英寸電極間隙施加的焊后脈沖，產(chǎn)生平得多的脈沖后冷卻曲線。焊接423的焊后脈沖冷卻曲線比焊接冷卻曲線平得多，盡管該焊接以1.0英寸電極間隙進(jìn)行，達(dá)到了高得多的峰值溫度。圖6繪出從焊接423經(jīng)離原焊接界面四分之一英寸安裝在管件外表面中的熱電偶得到的焊接和焊后脈沖的冷卻曲線。原焊接的t8/5是13秒，而焊后脈沖的t8/5是112秒。焊縫處的凸出是造成正火脈沖期間不均勻加熱的原因。焊接區(qū)域處橫截面積的增大導(dǎo)致焊接區(qū)域中的電阻加熱比兩側(cè)相鄰金屬的小。然而，在脈沖區(qū)域中的冷卻速度隨靠近電極而增大。這些效應(yīng)導(dǎo)致焊接區(qū)域被加熱到較低的峰值溫度，但以比相鄰區(qū)域低的速度冷卻。圖7繪出對(duì)于焊接423正火脈沖，經(jīng)離原焊縫不同距離處的表面熱電偶得到的脈沖后冷卻溫度。焊接423的洛氏硬度由從焊接423切下的試樣得到使用洛氏B級(jí)的硬度測(cè)定。把試樣切成縱條，并且試樣包括在兩側(cè)伸過(guò)電極位置的材料。在兩個(gè)切下側(cè)加工這個(gè)試樣以提供一個(gè)平的表面。然后，把一側(cè)在越來(lái)越細(xì)的、直到600粒號(hào)的碳化硅砂紙上研磨。在表面上在焊縫處，從焊縫到焊縫兩側(cè)三英寸距離的每四分之一英寸，進(jìn)行兩次洛氏B硬度測(cè)量。這種硬度測(cè)定結(jié)果繪在圖8中。峰值硬度值發(fā)現(xiàn)在電極范圍內(nèi)的剛開(kāi)始處，在焊縫任一側(cè)的1.5英寸處。這些區(qū)域也是在正火脈沖后可能已經(jīng)經(jīng)歷過(guò)最快冷卻速度的區(qū)域。電極位置電極之間的間隙大小對(duì)脈沖后的冷卻特性有很大影響，在電極之間的管件表面中部的冷卻速度隨電極間隙增大而減小。在焊接時(shí)，電極間隙從1.0增大到4.0英寸導(dǎo)致t8/5從13增加到102秒。在固態(tài)管段的脈沖后冷卻中發(fā)現(xiàn)了類(lèi)似的結(jié)果，其中電極電隙從1.0增大到5.0秒時(shí)，t8/5從20增加到200秒。增大電極間隙增加了電極之間的電阻，這就要求增大發(fā)電機(jī)的放電轉(zhuǎn)速，以達(dá)到相同的脈沖峰值電流。在電極之間管件增大的質(zhì)量導(dǎo)致體積加熱需要較大部分的脈沖能量。要加熱的質(zhì)量增加是引起冷卻速度減小的因素之一。另一個(gè)因素是電極本身，電極具有很高的導(dǎo)熱率，并起冷卻片的作用。增大電極間隙延長(zhǎng)了經(jīng)過(guò)的低導(dǎo)熱率的鋼管的傳導(dǎo)路徑。通過(guò)在電流脈沖以后除去電極可以更進(jìn)一步地減緩冷卻速度。這在工業(yè)焊接夾具中是一種選擇，在這種地方電極是氣動(dòng)或液壓致動(dòng)的。可以期望冷卻速度在某種程度上取決于焊接夾具和電極組件的設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)特征，以及尺寸因素，如管件壁厚，而這些應(yīng)該在設(shè)計(jì)過(guò)程中估計(jì)。本發(fā)明的工作已經(jīng)證明，簡(jiǎn)單地通過(guò)改變電極之間的間隔，就可以在大的量級(jí)上改變冷卻速度。在控制焊接后和/或焊后脈沖正火的冷卻速度方面，這可以是一個(gè)非常有效的工具。最佳冷卻速度可能將取決于要焊接管件的具休合金化學(xué)性質(zhì)。單極脈沖正火使用3.0英寸的電極間隙進(jìn)行焊后脈沖正火。在正火脈沖期間在焊縫處測(cè)得表面溫度的峰值為690℃，低于期望的900-950℃的最佳范圍。雖然焊接區(qū)域加熱較低，但從這種焊接切下的兩個(gè)擺錘V形缺口試樣的沖擊韌性是45和49英尺-磅；相對(duì)于以前同樣焊接的試樣有提高。可以在加焊后脈沖之前調(diào)節(jié)電極間隔，以在焊接區(qū)域提供想要的冷卻速度。在固態(tài)管件中，進(jìn)行作為本研究部分的脈沖試驗(yàn)，對(duì)于1.0英寸電極間隙，加到可比峰值溫度上的脈沖導(dǎo)致t8/5大約為20秒，而對(duì)于5.0英寸的電極間隙，t8/5為200秒。用3.0英寸電極間隙的焊后脈沖具有112秒的t8/5。由于電極具有很高的導(dǎo)熱率，所以越靠近電極，冷卻速度越大。在電流脈沖結(jié)束之后，從管件表面除去電極可以減小這種冷卻。在需要很快的冷卻速度的情況下，如為了在適當(dāng)化學(xué)成分的鋼中產(chǎn)生針狀鐵素體組織，可以縮短電極間隙，并使電極與管件表面相接觸，以加速冷卻。用到焊接界面的電極距離來(lái)控制焊接冷卻速度。在本發(fā)明中，確定了電極與焊接界面之間的距離從約0.5英到約2.0英寸變化時(shí)，導(dǎo)致t8/5從約13增加到102秒。對(duì)于這點(diǎn)有兩個(gè)可能的原因。第一，增大電極間隙導(dǎo)致在焊縫每一側(cè)有更大部分的管件經(jīng)受體積電阻加熱(增大加熱輸入)。第二，把很高導(dǎo)熱率的銅合金電極移離界面，還增長(zhǎng)了經(jīng)過(guò)低導(dǎo)熱率鋼的傳導(dǎo)路徑長(zhǎng)度，導(dǎo)致焊接處的溫度梯度減小。已經(jīng)發(fā)現(xiàn)，可以通過(guò)改變過(guò)程參數(shù)來(lái)獲得焊縫處的顯微組織的基本變更。延遲加壓導(dǎo)致“白線”的消除，“白線”是在焊縫處的薄鐵素體帶。增大加壓位移對(duì)于具有約1.0英寸電極間隙的焊接，對(duì)細(xì)化貝氏體顯微組織有明顯的影響。把電極間隙增大到約4.0英寸，降低了顯微組織中的貝氏體比例，而增大了先共析鐵素體的比例。單級(jí)脈沖正火是提高所研究鋼的沖擊韌性的可行方法。證明了脈沖正火直管段，能細(xì)化基料的顯微組織，并能大大地提高沖擊韌性。在最佳條件下脈沖正火焊接可以導(dǎo)致焊接具有明顯大于基料的沖擊韌性。根據(jù)本公開(kāi)不用過(guò)多的試驗(yàn)，就可以制造這里公開(kāi)和申請(qǐng)的設(shè)備，及采用這里公開(kāi)和申請(qǐng)的方法。雖然利用最佳實(shí)施例已經(jīng)描述了本發(fā)明的設(shè)備和方法，但對(duì)于熟悉本專(zhuān)業(yè)的技術(shù)人員，顯然可以對(duì)這里描述的設(shè)備、方法和方法的步驟或次序進(jìn)行變更，而不脫離本發(fā)明的概念、精神和范圍。對(duì)于熟悉本專(zhuān)業(yè)的技術(shù)人員明顯的所有替代和修改，都認(rèn)為在附屬的權(quán)利要求書(shū)所限定的精神、范圍和概念內(nèi)。參考資料如下參考資料，在對(duì)這里的描述提供示范性過(guò)程和其他詳細(xì)補(bǔ)充的范圍內(nèi)，特意包括在這里以供參考。Bepari，″Effectsofprecipatesonferritegrainsizein0.15％Csteels″，MaterialsScienceandTechnology，513-19，1989.(Bepari，“在0.15％碳鋼中沉積對(duì)鐵素體粒度的影響”，材料科學(xué)和技術(shù)，513-19，1989年。)DiMiccoandDavenport，″AusteniteRecrystallizationandGrainGrowthDuringtheHotRollingofMicroalloyedSteels″，ThermomechanicalProcessingofMicroalloyedAustenite，TheMetallurgicalsocietyofAIME，pp.59-81，1982.(DiMicco和Davenport，“在微合金鋼的熱軋期間奧氏體再結(jié)晶和晶粒生長(zhǎng)”，微合金奧氏體的熱處理，美國(guó)礦冶石油工程師學(xué)會(huì)的冶金學(xué)會(huì)，59-81頁(yè)，1982年。)Fairchild，″LocalBrittleZonesinStructuralWelds″，WeldingMetallurgyofStructuralSteels，editedbyJayKoo，TheMetallurgicalSociety，pp.303-318，1987.(Fairchild，“在結(jié)構(gòu)焊接中的局部脆性區(qū)域”，結(jié)構(gòu)鋼的焊接冶金，由JayKoo編輯，冶金學(xué)會(huì)，303-318頁(yè)，1987年。)Faulkner.″Influenceofphosphorusonweldheataffectedzonetoughnessinniobiummicroalloyedsteels″，MaterialsScienceandTechnology，51095-1101，1989.(Faulkner，“在鈮微合金鋼中磷對(duì)焊接加熱受影響區(qū)域沖擊韌性的影響”，材料科學(xué)和技術(shù)，51095-1101，1989年。)Honeycombe，″CarbidePrecipitationinFerrite″，PhaseTransformationsinFerrousAlloys.editedbyA.R.MarderandJ.I.Goldstein，TheMetallurgicalSoietyofAIME，pp.259-280，1983.(Honeycombe，“在鐵素體中碳化物沉積”，在鐵類(lèi)合金中的相變，由A.R.Marder和J.I.Goldstein編輯，美國(guó)礦冶石油工程師學(xué)會(huì)的冶金學(xué)會(huì)，259-280頁(yè)，1983年。)Hongshengetal.，″TheFormationandMorphologyofGranularBainiteandGranularStucture″，HSLASteelsMetallurgyandApplecations.Proc.ofInt.Conf.onHSLASteels，pp.359-367，Beijing，China，1985.Hongsheng等，“粒狀貝氏體和粒狀組織的形成和形態(tài)”，HSLA鋼冶金與應(yīng)用，關(guān)于HSLA鋼的國(guó)際會(huì)議會(huì)刊，359-367頁(yè)，北京，中國(guó)，1985年。)Hulkaetal.，″HighStrengthPipelineSteelsforArcticandSourEnvironmentProcessedUnderNon-severeRollingConditions″，HSLASteelsMetallurgyandApplications，Proc.ofInt.Conf.onHSLASteels，pp.475-484，Beijing，China，1985.(Hulka等，“在非急軋條件下處理的用于嚴(yán)寒和酸性環(huán)境的高強(qiáng)度管路鋼”，HSLA鋼冶金與應(yīng)用，關(guān)于HSLA鋼的國(guó)際會(huì)議會(huì)刊，475-484頁(yè)，北京，中國(guó)，1985年。)Kirkwood，″AViewpointontheWeldabilityofModernStructuralSteels″，WeldingMetallurgyofStructuralSteels，editedbyJayKoo，theMetallurgicalSociety，pp.21-44，1987.(Kirkwood，“關(guān)于現(xiàn)代結(jié)構(gòu)鋼的可焊性的觀點(diǎn)”，結(jié)構(gòu)鋼的焊接冶金，由JayKoo編輯，冶金學(xué)會(huì)，21-44頁(yè)，1987年。)Lagneborgetal.，″MicroalloyedFerrite-PearliteForgingSteelswithImprovedToughness″，HSLASteelsMetallurgyandApplications，Proc.ofInt.Conf.onHSLASteels，pp.863-873，Beijing，China，1985.(Lagneborg等，“具有改善韌性的微合金鐵素體-珠光體鍛鋼”，HSLA鋼冶金與應(yīng)用，關(guān)于HSLA鋼的國(guó)際會(huì)議會(huì)刊，863-873頁(yè)，北京，中國(guó)，1985年。)Ridley，″ThePearliteTransformation″，PhaseTransformationsinFerrousAlloys，editedbyA.R.MarderandJ.I.Goldstein，TheMetallurgicalSocietyofAIME，pp.201-236，1983.(Ridley，“珠光體相變”，鐵類(lèi)合金中的相變，由A.R.Marder和J.I.Goldstein編輯，美國(guó)礦冶石油工程師學(xué)會(huì)的冶金學(xué)會(huì)，202-236頁(yè)，1983年。)Samuels，″OpticalMicroscopyofCarbonSteels″，AmericanSocietyforMetals，MetalsPark，Ohio，p.36，1980.(Samuels，“碳鋼的光學(xué)顯微技術(shù)”，美國(guó)金屬學(xué)會(huì)，Metalspark，Ohio，36頁(yè)，1980年。)Shouhuaetal.，″DeformationandFractureofaMicroalloyed12SiMoVNbSteelwithGranularBainiteStructure″，HSLASteelsMetallurgyandAppications，Proc.ofInt.Conf.onHSLASteels，pp.113-120，Beijing，China，1985.(Shouhua等，“具有粒狀貝氏體組織的微合金12硅鉬釩鈮鋼的變形和斷裂”，HSLA鋼冶金與應(yīng)用，關(guān)于HSLA鋼的國(guó)際會(huì)議會(huì)刊，113-120頁(yè)，北京，中國(guó)，1985年。)Thaulowetal.，″TheHeat-AffectedZoneToughnessofLow-CarbonMicroalloyedSteels″，WeldingJournal，-266s-279s，1987.(Thaulow等，“低碳微合金鋼加熱影響區(qū)域的韌性”，焊接期刊，266s-279s，1987年。)權(quán)利要求1.一種用來(lái)在單極脈沖焊接系統(tǒng)中確定金屬合金管件冷卻速度的方法，包括使第一對(duì)管件的第一管件端部與第一管件端部相接觸，以形成一個(gè)焊接界面；把第一電極安裝在第一管件上而把第二電極安裝在第二管件上；把至少一個(gè)熱電傳感器安裝在靠近所述界面的每個(gè)管件上；通過(guò)從單極發(fā)電機(jī)經(jīng)所述電極和所述電極電隙釋放足夠的能量，加熱所述焊接界面，以形成焊接的管段；及在放電之后周期性的時(shí)間間隔用所述傳感器作指示，測(cè)量所述焊接管段的溫度，以確定用于焊接管段的冷卻速度。2.根據(jù)權(quán)利要求1所述的方法，其中，第二對(duì)管件的第一和第二電極相對(duì)于所述第一對(duì)電極和其各自的焊接界面運(yùn)動(dòng)，以便相對(duì)于所述第一對(duì)管件焊接的冷卻速度，改變第二對(duì)管件焊接的冷卻速度。3.根據(jù)權(quán)利要求1所述的方法，其中，熱電傳感器是熱電偶。4.一種在單極焊接系統(tǒng)中，用來(lái)控制電阻焊接過(guò)程中金屬合金管件冷卻速度的方法，包括定位第一所述管件的一個(gè)端部和第二所述管件的一個(gè)端部，以形成一個(gè)焊接界面；把一個(gè)第一可移動(dòng)電極安裝在所述第一管件上，而把一個(gè)可移動(dòng)的第二電極安裝在所述第二管件上，從而使所述第一電極與所述第二電極之間的距離限定一個(gè)電極間隙；通過(guò)相互相對(duì)運(yùn)動(dòng)所述電極調(diào)節(jié)所述電極間隙，以提供一個(gè)選定的冷卻速度；通過(guò)從一個(gè)單極發(fā)電機(jī)經(jīng)所述電極和所述電極間隙釋放能量，用電阻加熱所述焊接界面，以便在所述焊接界面處焊接所述第一和第二管件，以形成一個(gè)焊接管段；及讓所述焊接管段冷卻。5.根據(jù)權(quán)利要求4所述的方法，其中，為一個(gè)單極焊接系統(tǒng)中的電阻焊接準(zhǔn)備第一管件和第二管件的端部。6.一種端對(duì)端焊接兩個(gè)管段的方法，該方法包括在升高的焊接溫度下，用電阻焊接多組管段的兩個(gè)相對(duì)端；以不同的速度冷卻各組；及分析生成焊接的一種或多種金相性質(zhì)，以便提供使冷卻速度與每種該性質(zhì)有關(guān)系的冷卻參數(shù)。7.根據(jù)權(quán)利要求6所述的方法，其中，提供焊接電流給管段的電極相互以不同的電極間隙離開(kāi)，以改變冷卻速度。8.一種用來(lái)單極脈沖焊接給定管件端對(duì)端段的系統(tǒng)，該系統(tǒng)包括(a)在靠近要焊在一起的各段的端部，把一臺(tái)單極脈沖發(fā)電機(jī)的電極定位在兩段給定管件上，所述電極確定了一個(gè)橫跨所述端部的電極間隙；(b)以足夠的能量給電極加單極脈沖，以焊接諸段的端部；(c)測(cè)量生成焊接的冷卻速度；(d)對(duì)于不同對(duì)的所述管段和對(duì)于不同的所述電極間隙，重復(fù)步驟(a)-(c)；及(e)對(duì)于一種或多種金相性質(zhì)，分析生成的焊接，以提供與每一種所述生質(zhì)有關(guān)的所述冷卻速度的冷卻參數(shù)。9.根據(jù)權(quán)利要求8所述的方法，其中，該方法還包括把足夠的單極脈沖以低大約500℃的焊接溫度加到焊縫上，以便把焊縫再加熱到足以加速奧氏體晶體生長(zhǎng)但不會(huì)粗化晶粒的溫度；及在此后，以慢得足以在焊縫中產(chǎn)生鐵素體-珠光體組織的速度，冷卻再加熱的焊縫。10.根據(jù)權(quán)利要求8所述的方法，其中，如有必要，可以增大在單極脈沖中采用的電極間隙，以減緩焊接的冷卻速度，或者減小該電極間隙，以增大冷卻速度。11.一種在鋼管焊縫中增加鐵素體-珠光體組織的方法，該方法包括單極脈沖焊接兩段管件的相對(duì)端部，以形成包含奧氏體晶粒的焊接管件接縫；及在接縫冷卻期間，向焊接接縫施加足夠的壓力，以重新形成奧氏體晶?；驕p小其粒度。12.根據(jù)權(quán)利要求11所述的方法，其中，在焊接期間，焊接接縫被加熱到至少800℃的溫度。13.根據(jù)權(quán)利要求0所述的方法，其中，焊縫從約800℃冷卻到約500℃至少需要一分鐘的時(shí)間。14.一種控制金屬管件焊接的冷卻速度的方法，該金屬管件焊接是采用連接到管件上的電極，通過(guò)單極脈沖焊接產(chǎn)生的，該方法包括增大離開(kāi)焊接界面的距離，以減小冷卻速度；以及減小離開(kāi)焊接界面的距離，以增大冷卻速度。15.一種端對(duì)端焊接兩段管件的設(shè)備，包括液壓致動(dòng)的固定件，在焊接界面處支撐端對(duì)端的管段，并且是可致動(dòng)的，以便以不同的壓力把端部壓在一起；一個(gè)第一電極，以相對(duì)于第一所述管段可軸向調(diào)節(jié)的方式，可安裝到一個(gè)第一所述管段上；一個(gè)第二電極，以相對(duì)于第二所述管段可軸向調(diào)節(jié)的方式，可安裝到一個(gè)第二所述管段上；及一個(gè)單極脈沖發(fā)電機(jī)，連接到所述電極上，并且是可操作的，以把足夠的能量提供給電極從而在所述界面處焊接管段，以形成焊接的管段。16.根據(jù)權(quán)利要求15所述的設(shè)備，該設(shè)備還包括一個(gè)可操作的溫度傳感器，以便在所述管段上、在其所述電極與所述界面之間的一個(gè)選定位置處測(cè)量溫度。17.根據(jù)權(quán)利要求16所述的設(shè)備，該設(shè)備還包括一個(gè)基準(zhǔn)件，該基準(zhǔn)件使用于給定管件的焊接的金相參數(shù)，與電極相對(duì)于焊接界面的位置、由單極脈沖發(fā)電機(jī)供給的能量、及焊接形成后冷卻時(shí)溫度傳感器指示的溫度有關(guān)系。18.一種控制用單極脈沖焊接、焊接接合端對(duì)端的兩個(gè)管段的金相參數(shù)的方法，在該單極脈沖焊接中，能量經(jīng)安裝在管段上的電極傳輸?shù)焦芏?，所述方法包括以不同的焊接能量、電極間隙、和焊接冷卻速度，單極脈沖焊接給定管件的足夠多管段；對(duì)于給定金相參數(shù)的值分析形成的焊接；使所述值與所述能量、電極間隙和冷卻速度有關(guān)系；及根據(jù)這一關(guān)系，對(duì)于一對(duì)具體所述給定管件的所述焊接，控制所述參數(shù)的值。全文摘要本發(fā)明的系統(tǒng)包括:一個(gè)單極發(fā)電機(jī);一臺(tái)液壓?jiǎn)屋S壓力機(jī),以保持要被焊接的金屬合金(102);及以離開(kāi)焊接界面(103)的選定距離設(shè)置的電氣連接部分,以對(duì)正在焊接的金屬合金提供想要的冷卻速度。公開(kāi)了一種方法,在通過(guò)從單極發(fā)電機(jī)經(jīng)安裝到第一和第二管件(102)的每一個(gè)上的電極(101)釋放能量,用電阻加熱焊接界面(103)以形成焊接管段之后,在單極焊接系統(tǒng)中的電阻焊接過(guò)程中,用來(lái)確定金屬合金管件(102)的冷卻速度。以周期性的時(shí)間間隔,測(cè)量焊接管段的溫度,以確定焊接管段的冷卻速度。通過(guò)對(duì)重復(fù)的試樣調(diào)節(jié)電極間隙(105),和對(duì)每個(gè)試樣分析形成的金相性質(zhì),可以確定冷卻速度的想要范圍。在另外一個(gè)方面,公開(kāi)了一種方法,在焊接界面(103)用電阻加熱之后,通過(guò)改變電極間隙(105),控制金屬合金管件(102)的冷卻速度,以提供想要的冷卻速度,并讓焊接管件(102)段以想要的冷卻速度冷卻。文檔編號(hào)B23K11/02GK1175918SQ96191980公開(kāi)日1998年3月11日申請(qǐng)日期1996年2月15日優(yōu)先權(quán)日1995年2月15日發(fā)明者羅伯特·W·卡尼斯,米切爾·W·哈維勒,鮑爾·W·哈瑟申請(qǐng)人:德克薩斯州立大學(xué)董事會(huì)