CN117506082B - 一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法 - Google Patents
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Abstract
本发明涉及一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法，焊前不预热，直接采用半自动混合气体保护熔化极弧焊正面打底焊接，打底焊后不清根，先采用自动埋弧焊进行正面填充与盖面层焊接，然后采用自动埋弧焊进行背面填充与盖面层焊接，焊后不进行缓冷热处理。本发明具有如下优点：能显著缩短焊接生产周期且获得同时具备高强度、高塑性和高韧性的对接焊接接头，正火态DH36‑Z35大厚板焊接后，焊接接头屈服强度ReH≥455MPa，抗拉强度Rm≥547MPa，断后伸长率A≥38.9%，‑20℃焊缝KV2≥118J，‑20℃热影响区KV2≥154J，‑40℃焊缝KV2≥18J，‑40℃热影响区KV2≥57J，强度和塑性高于正火态DH36‑Z35母材，强度、塑性和韧性远高于相关产品制造标准。
Description
技术领域
本发明属于金属材料焊接技术领域，具体涉及一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法。
背景技术
风电机组（以下简称风机）是海上风电的核心装备之一，其承载基础的安全可靠性直接关乎着整个风电系统的安全。风机承载基础包括上部和下部承载基础两部分，上部基础主要为钢制塔架，下部基础主要有固定式基础（重力式、负压桶式、桩基础、导管架等）和漂浮式基础两类，其中，钢管桩这种单桩基础是目前国内外海上风机应用最广泛的下部承载基础形式，占比~80%。近年来，随着近海海域可利用空间的渐趋饱和，海上风电开发向深远海发展成为必然，对风机承载基础的力学性能提出更高要求：高强度、高塑性和高韧性。
深远海大容量风机承载基础-管桩和塔架为典型的大拘束度高承载焊接结构，其结构特点是大：大厚度、大直径、大长度和大质量，如国能集团渤中 500MW海上风电 8.5MW风机管桩长度 71 米，总质量~1020t，最大壁厚和外径分别为85mm 和 7.5m；塔架长度 114米，总质量~550t，最大壁厚和外径分别为 47.5mm和 7.5m。随着大叶片、大容量风机的不断发展和海上风电进一步向深远海进军，管桩和塔架也越来越大，直径超过 11m，壁厚超过120mm，长度超过 130m，管桩质量超过 2400t，塔架质量超过 900t。管桩和塔架的基本制造工序主要为：（1）钢板下料和焊接坡口加工→（2）外形与尺寸检验→（3）钢板压边、卷圆→（4）筒体外形与尺寸（周长、同轴度、椭圆度等）检验→（5）筒体纵焊缝焊接→（6）焊接检验（焊缝外观与尺寸、UT 无损检测）→（7）筒体环焊缝焊接→（8）焊接检验（焊缝外观与尺寸、UT 无损检测）→（9）筒体-法兰组焊装配→（10）焊接装配质量检验→（11）焊接→（12）焊接检验（焊缝外观与尺寸、UT 无损检测）和产品结构精密性检验（关键点是法兰同轴度、平面度和内倾度）→（14）表面防腐处理及其检验。
管桩和塔架材质多为 355MPa 级 DH36、DH36-Z35 和 Q355ND-Z35 低合金高强钢，从材料焊接性分析，上述低合金高强钢碳当量 Ceq 不高，如DH36-Z35Ceq 为 0.45，有一定的淬硬倾向，但材料熔化焊焊接性尚好。针对具体产品的结构焊接性分析，产品结构尺寸加大，如厚度加大，势必严重恶化其结构焊接性：一方面，产品结构尺寸加大，焊接拘束度增大，熔化焊时不均匀的局部加热和冷却使焊接部位在结构自身及外部拘束下无法自由膨胀收缩而导致很大的焊接应力，显著增大焊接热裂和冷裂倾向；另一方面，产品结构尺寸加大，结构散热快会导致焊缝和焊接热影响区 HAZ（Heat affected zone-HAZ）焊接冷却速度过大而出现异常的贝氏体组织甚至马氏体淬硬组织而恶化塑性和韧性，同时，在拘束应力较大和扩散氢含量较高的情况下，必须采取焊前预热、焊后缓冷热处理等措施以防止冷裂纹的产生。因此，上述低合金高强钢大厚度板对接焊时，目前国内外应用最为广泛的焊接制造技术是采用全焊透的双面多层多道埋弧自动焊以及半自动气体保护熔化极弧焊打底+埋弧自动焊双面填充与盖面焊接。为抑制焊接裂纹、软化淬硬部位并改善焊接接头（包括焊缝和 HAZ）组织以提高焊接接头综合力学性能，上述低合金钢中厚板（≥40mm）要进行焊前预热（预热温度通常为 80~120℃）和焊后缓冷热处理（缓冷热处理温度通常为~200℃，保温 1小时），并严格控制焊接层间温度。为确保根部良好的熔透性以及焊接缺陷和力学性能控制，双面多层多道埋弧自动焊焊时，背面焊接前通常要进行碳弧气刨清根和机械打磨，获得良好的焊接坡口以及去除渗碳层（渗碳层严重恶化塑性和韧性），半自动气体保护熔化极弧焊打底+埋弧自动焊双面填充与盖面焊接时，打底焊通常也要进行碳弧气刨清根和机械打磨。针对碳弧气刨清根和机械打磨，由于会造成烟雾和粉尘污染，加长焊接周期、降低焊接生产效率和增加生产成本，因此，取代或者取消碳弧气刨清根得到研究开发，如文献CN107442891A 公开了一种中厚板纵、环缝焊接接头及焊接工艺，埋弧双面焊，机械清根代替碳弧气刨；文献 CN106944724A 公开了一种埋弧焊全熔透不清根焊接方法，在坡口背面设置不清根衬垫。用机械方法或衬垫取代碳弧气刨清根，一定程度上减少了污染，但操作技术难度增加或不可行（很多产品无法放置和去除衬垫），生产效率降低，应用非常有限。文献CN108788507A 公开了一种中等厚度钢板（厚度 30mm）的对接焊接工艺，双面焊接，正面药芯焊丝二氧化碳气体保护焊打底后进行埋弧焊焊接，反面无需清根直接埋弧焊，但钢板材质与焊接后的力学性能未述及。针对焊前预热，由于其需要提供较多设备、能源、人工等投入才能完成，生产成本高且生产周期长，因此，取消焊前预热的焊接技术也得到研发，如文献CN109967842B 公开了一种 EH36 高强度钢厚板（厚度≤64mm）的不预热埋弧焊方法，半自动 CO2 气体保护焊在 X 型焊接坡口处完成定位焊，定位焊缝长 50mm，焊缝间距300mm，埋弧双面焊，虽取消焊前预热，但焊接中采用碳弧气刨和机械打磨清根，实施例中经过焊接工艺评定测试，焊接接头抗拉强度≥490MPa，弯曲试验在弯芯直径 4a 下弯曲 180°接头试样表面的开口缺陷长度≤3mm 或没有开口缺陷，冲击温度- 20℃下接头各区域平均冲击功≥34J，该文献未述及焊接接头的断后伸长率力学性能指标。迄今，尽管已有中厚钢板不清根和不预热焊接技术的文献报道，但是，受到传统焊接流程的制约，上述 355MPa 级低合金高强钢中厚板焊接中的焊前预热、焊后缓冷热处理以及打底焊清根这三个主要的焊接制造环节并未全部取消，要么是单单只取消了打底焊清根，要么单单只是取消了焊前预热，同时全部取消焊前预热、焊后缓冷热处理以及打底焊清根的短流程焊接技术还是空白。对于深远海大容量风机承载基础-管桩和塔架这类 355MPa 级低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构而言，由于其大厚度、大直径、大长度和大质量特性，焊前预热和焊后缓冷热处理要保证预热、焊后缓冷热处理温度以及加热区域的准确性，技术操作比较繁杂，生产制造周期和成本大幅度增加。另外，对于金属材料而言，强度与塑性和韧性通常呈倒置关系，而焊接接头往往是整个焊接结构中性能最薄弱的环节，因此，保证焊接质量并获得同时具有高强度、高塑性和高韧性的焊接接头也是目前大拘束度高承载焊接结构亟待解决的技术难题。针对以上存在的技术难题，研究开发出低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法，焊前不预热，打底焊不清根，焊后不缓冷热处理，且获得高强度、高塑性和高韧性力学特性的对接焊接接头，具有重要的工业应用意义，应用前景非常广阔。
发明内容
本发明的目的是为了克服以上的不足，提供一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法，突破传统焊接制造流程制约，发明一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法：焊前不预热，半自动混合气体熔化极弧焊打底焊后不清根直接进行埋弧自动焊填充与盖面层焊接，焊后不缓冷热处理，能显著缩短焊接生产周期且获得同时具备高强度、高塑性和高韧性的对接焊接接头，正火态 DH36-Z35 大厚板焊接后，焊接接头屈服强度 ReH≥455MPa，抗拉强Rm≥547MPa，断后伸长率 A≥38.9%，-20℃焊缝 KV2≥118J，-20℃热影响区 KV2≥154J，-40℃焊缝 KV2≥18J，-40℃热影响区KV2≥57J，强度和塑性高于正火态 DH36-Z35 母材，强度、塑性和韧性远高于相关产品制造标准。
本发明的目的通过以下技术方案来实现：一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法，焊前不预热，直接采用半自动混合气体保护熔化极弧焊正面打底焊接，打底焊后不清根，先采用自动埋弧焊进行正面填充与盖面层焊接，然后采用自动埋弧焊进行背面填充与盖面层焊接，焊后不进行缓冷热处理。
本发明的进一步改进在于：获得高强度、高塑性和高韧性的对接焊接接头，正火态DH36-Z35 大厚板焊接后，焊接接头屈服强度 ReH≥455MPa，抗拉强度Rm≥547MPa，断后伸长率 A≥38.9%，-20℃焊缝 KV2≥118J，-20℃热影响区KV2≥154J，-40℃焊缝 KV2≥18J，-40℃热影响区 KV2≥57J，强度和塑性高于正火态 DH36-Z35 母材。
本发明的进一步改进在于：基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计对接接头坡口形状与尺寸：双面 V 型非对称坡口，正面坡口角度 50°~60°，背面坡口角度70°~80°，钝边 2mm，正面坡口深度=2/3 母材厚度-2（单位 mm），焊接间隙 0。
本发明的进一步改进在于：基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计焊接顺序：半自动混合气体保护熔化极弧焊正面打底焊后直接进行埋弧自动焊正面填充层和盖面焊接，然后进行埋弧自动焊背面填充层和盖面焊接。
本发明的进一步改进在于：基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计焊层数与道数：半自动混合气体熔化极弧焊正面打底焊接 1 层，熔敷 2~3 道；埋弧自动焊正面填充层和盖面层数 S 正=正面坡口深度（单位 mm）/（9.2~10.8mm），埋弧自动焊背面填充层和盖面层数 S 背=背面坡口深度（单位mm）/（4.6~5.4mm），焊道数逐层递增 1，填充层第一层熔敷 2 道，第 2 层熔敷3 道，第 S 层熔敷 S+1 道。
本发明的进一步改进在于：基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计各焊层与焊道的焊接线能量：半自动混合气体熔化极弧焊正面打底焊焊接线能量 15.18~17.19KJ/cm；埋弧自动焊正面和背面填充焊第 1 层焊接线能量分别为 30.48~32.43KJ/cm和 29.46~31.46KJ/cm，正面和背面填充焊第S+1 层焊接线能量 Es+1 与第 1 层呈线性递增关系：Es+1=（1+0.0361×s）×E1；埋 弧 自 动 焊 正 面 和 背 面 盖 面 层 焊 接 线能 量 分 别 为 34.25~36.23KJ/cm 和31.43~33.43KJ/cm。
本发明的进一步改进在于：半自动混合气体熔化极弧焊保护气为70%Ar+30%CO2，直流反接，焊丝为 GB ER50-6，直径Φ2mm；埋弧自动焊正面填充层和盖面层焊接，直流反接，焊丝为 GB H10Mn2，直径Φ5mm，焊剂为GB/T 5293F5A2-H10Mn2。
本发明的进一步改进在于：对接纵缝两端分别用手工电弧焊固定一副引弧板和一副熄弧板，引弧板和熄弧板尺寸 120mm×120mm，厚度、材质、热处理状态、焊接坡口与焊接产品一致。
本发明与现有技术相比具有以下优点：
1、基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计焊接方法与程序：焊前不预热，半自动混合气体熔化极弧焊打底焊后不清根直接进行埋弧自动焊填充与盖面层焊接，焊后不缓冷热处理。本发明突破传统焊接制造流程制约，发明一种高效的短流程焊接制造方法，焊前不预热，半自动混合气体熔化极弧焊打底焊后不清根直接进行埋弧自动焊填充与盖面层焊接，焊后不缓冷热处理，显著缩短焊接流程和生产周期，焊接生产效率高且降低生产成本。
2、基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计焊接坡口形状与尺寸、焊接顺序、焊接层数与道数及其对应的焊接线能量，可获得同时具备高强度、高塑性和高韧性的焊接接头。正火态 DH36-Z35 大厚板焊接后，焊接对接接头屈服强度 ReH≥455MPa，抗拉强度Rm≥547MPa，断后伸长率A≥38.9%，-20℃焊缝 KV2≥118J，-20℃热影响区 KV2≥154J，-40℃焊缝KV2≥18J，-40℃热影响区 KV2≥57J，强度和塑性高于正火态 DH36-Z35 母材，强度、塑性和韧性远高于深远海大容量风机承载基础-管桩和塔架等产品的制造标准。
本发明所设定的技术方案，对大厚度 DH36-Z35 低合金高强钢制深远海大容量风机承载基础-管桩和塔架这类大拘束度高承载焊接结构而言，焊缝区主要由细小的针状铁素体 AF 构成，焊接热影响区窄且组织中粗晶区由上贝氏体 UB和粒状贝氏体 GB 构成，细晶区由细小等轴铁素体 F、针状铁素体 AF 和珠光体P 构成，由于焊缝区细小的针状铁素体 AF 具有“互锁交织”状连续结构，焊接热影响区窄且组织晶粒细小，能够有效组织裂纹扩展，因此焊接接头（包括焊缝和 HAZ）具有高强度高塑性高韧性，另外，多层多道焊接时，后一焊层或焊道对前一焊层或焊道有热处理作用，细化组织，从而改善焊接接头的强度、塑性与韧性。
3、本发明设计的焊接间隙为 0，焊接装配便捷，焊接坡口钝边 2mm 为优化设计，可以保证半自动混合气体保护熔化极弧焊焊接正面打底层时全焊透而又不出现焊穿；本发明采用双面 V 型非对称坡口设计，利用正面和背面焊接时导致的焊接变形和焊接应力最大程度地相互抵消，正面坡口角度小于背面坡口角度，且背面坡口深度为母材厚度的 1/3，即正面埋弧焊填充与盖面层数多于背面，但厚度方向相同尺寸时背面焊接熔敷量多于正面，综合的结果可获得良好的焊接变形与应力调控，有利于避免焊接裂纹等缺陷和提高焊接接头力学性能。
4、本发明的正面与背面的填充、盖面层焊接连续进行，即正面焊接完成后，再进行背面焊接，与为控制焊接变形与应力而经常采用的正面与背面焊接交替进行的焊接工艺（比如正面焊接 1 层，背面焊接 1 层，再背面焊接 1 层，正面焊接 1 层……）比较，焊接生产效率明显提高。
5、按照 NB/T 47014-2011《承压设备焊接工艺评定》，本发明所述的低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法，适用于最大厚度 200mm的 355MPa 级DH36、EH36 和 Q355 等低合金高强钢对接焊接，适用范围广，可应用于压力容器、石油化工、船舶和海洋工程等领域的高承载焊接结构。
附图说明
图 1 为本发明实施例 1 焊缝组织光学显微镜图像；
图 2 为本发明实施例 1 焊缝组织扫描电镜图像；
图 3 为本发明实施例 1 热影响区（粗晶区）组织光学显微镜图像；
图 4 为本发明实施例 1 热影响区（粗晶区）组织扫描电镜图像；
图 5 为本发明实施例 1 热影响区（细晶区）组织光学显微镜图像；
图 6 为本发明实施例 1 热影响区（细晶区）组织扫描电镜图像。
具体实施方式
为了加深对本发明的理解，下面将结合实施例和附图对本发明作进一步详述，该实施例仅用于解释本发明，并不构成对本发明保护范围的限定。
在本发明的描述中，需要理解的是，术语指示方位或位置关系，如为基于附图所示的方位或位置关系，仅为了便于描述本发明和简化描述，而不是指示或暗示所指的结构或单元必须具有特定的方位，因此不能理解为对本发明的限制。
管桩和塔架是深远海大容量风机关键承载基础，其承载安全可靠性直接关乎着整个风电系统的安全。某 400MW 深远海风电 9MW 风机管桩长度~112m，总质量~1600t，最大壁厚和外径分别为 96mm 和 8.8m，由 54 个筒节组成；风机塔架长度~115m，总质量~680t，最大壁厚和外径分别为 60mm 和 8.5m，由 51 个筒节组成。管桩和塔架材质均为舞阳钢铁有限责任公司所产正火态 DH36-Z35 钢板，其出厂质量证明书表明：屈服强度 ReH438MPa，抗拉强度 Rm 533MPa，断后伸长率 A 28.5%，-20℃KV2≥205J。产品焊接工艺评定按照 NB/T 47014-2011《承压设备焊接工艺评定》执行（NB/T 47014-2011 规定，对接焊缝拉伸试样如果断裂在焊缝或者熔合线以外的母材上，其抗拉强度值不低于本标准规定的母材抗拉强度最低值的 95%，可认为试验符合要求；对接焊缝试件的弯曲试样弯曲到规定的角度后，其拉伸面上的焊缝和 HAZ 内，沿任何方向不得有单条长度大于 3mm的开口缺陷；焊接接头每个区 3 个标准试样为一组的 KV2 平均值应符合设计文件或相关技术文件规定，且≥24J）。管桩和塔架产品技术条件规定，产品所用钢板符合 GB/T 712-2011《船舶及海洋工程用结构钢》规定（GB/T 712-2011 规定 DH36-Z35 力学性能：ReH≥355Mpa，Rm 490~630MPa，A≥21%，钢板厚度 50~70mm时-20℃KV2 纵向≥41J，横向≥27J；钢板厚度 70~150mm 时，-20℃KV2 纵向≥50J，横向≥34J）。
一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法，焊前不预热，直接采用半自动混合气体保护熔化极弧焊正面打底焊接，打底焊后不清根，先采用自动埋弧焊进行正面填充与盖面层焊接，然后采用自动埋弧焊进行背面填充与盖面层焊接，焊后不进行缓冷热处理。获得高强度、高塑性和高韧性的对接焊接接头，正火态 DH36-Z35 大厚板焊接后，焊接接头屈服强度ReH≥455MPa，抗拉强度 Rm≥547MPa，断后伸长率 A≥38.9%，-20℃焊缝KV2≥118J，-20℃热影响区 KV2≥154J，-40℃焊缝 KV2≥18J，-40℃热影响区KV2≥57J，强度和塑性高于正火态 DH36-Z35 母材，强度、塑性和韧性远高于相关产品制造标准。
该发明基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计焊接方法与程序、焊接坡口形状与尺寸、焊接层数与道数及其对应的焊接线能量，才可获得高强度高塑性高韧性的焊接接头。
基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计焊接顺序：半自动混合气体熔化极弧焊正面打底焊后直接进行埋弧自动和正面填充层和盖面焊接，然后进行埋弧自动化背面填充层和盖面焊接。
基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计对接接头坡口形状与尺寸：双面V 型非对称坡口，正面坡口角度 50°~60°，背面坡口角度70°~80°，钝边 2mm，正面坡口深度=2/3 母材厚度-2（单位 mm），焊接间隙 0。
基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计焊层数与道数：半自动混合气体熔化极弧焊正面打底焊接 1 层，熔敷 2~3 道；埋弧自动焊正面填充层和盖面层数 S 正=正面坡口深度（单位 mm）/（9.2~10.8mm），埋弧自动焊背面填充层和盖面层数 S 背=背面坡口深度（单位 mm）/（4.6~5.4mm），焊道数逐层递增 1，填充层第一层熔敷 2 道，第 2 层熔敷 3 道，第 S 层熔敷 S+1道。
基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计各焊层与焊道的焊接线能量：半自动混合气体熔化极弧焊正面打底焊焊接线能量15.18~17.19KJ/cm；埋弧自动焊正面和背面填充焊第 1 层焊接线能量分别为30.48~32.43KJ/cm 和 29.46~31.46KJ/cm，正面和背面填充焊第 S+1 层焊接线能量 Es+1 与第 1 层呈线性递增关系：Es+1=（1+0.0361×s）×E1；埋弧自动焊正面和背面盖面层焊接线能量分别为 34.25~36.23KJ/cm 和 31.43~33.43KJ/cm。
基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计半自动混合气体熔化极弧焊保护气为 70%Ar+30%CO2，直流反接，焊丝为 GB ER50-6，直径Φ2mm；埋弧自动焊正面填充层和盖面层焊接，直流反接，焊丝为 GB H10Mn2，直径Φ5mm，焊剂为 GB/T 5293F5A2-H10Mn2。
基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计埋弧自动焊正面与背面的填充、盖面层焊接连续进行，即正面焊接完成后，再进行背面焊接，与为控制焊接变形与应力而经常采用的正面与背面焊接交替进行的焊接工艺（比如正面焊接 1 层，背面焊接 1 层，再背面焊接 1 层，正面焊接 1 层……）比较，焊接生产效率明显提高。
对接纵缝两端分别用手工电弧焊固定一副引弧板和一副熄弧板，引弧板和熄弧板尺寸 120mm×120mm，厚度、材质、热处理状态、焊接坡口与焊接产品一致。
本发明中对于 355MPa 级低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构的焊接制造，无焊前预热，半自动混合气体熔化极弧焊正面打底层焊接后不清焊根直接采用埋弧自动焊进行正面以及背面的填充、盖面层焊接，焊接后不进行缓冷热处理，要获得高质量的高强度高塑性高韧性焊接接头，必须解决一系列技术问题。本发明基于弹塑性力学理论，采用ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟，系统研究焊接预热温度及其预热区域大小、焊后缓冷热处理温度和保温时间以及加热区域大小、焊接坡口形状与尺寸、打底焊清根与否、焊接顺序、焊接层次与道次及其对应的焊接线能量等系列关键焊接参量对焊接应力与变形以及焊接接头组织与力学性能的影响规律；基于上述有限元模拟计算和焊接热模拟结果，设计无焊前预热、半自动混合气体熔化极弧焊正面打底层焊接后不清焊根直接采用埋弧自动焊进行正面以及背面的填充和盖面层焊接、焊接后不进行缓冷热处理的短流程焊接技术进行焊接试验，通过光学显微镜、扫描电镜、X 射线衍射观察测定分析焊接接头微观组织和相结构，对焊接接头进行力学性能测试，分别参照 GB/T228.1-2010《金属材料拉伸试验第一部分：室温试验方法》、GB/T 232-2010《金属材料弯曲试验方法》、GB/T 229-2020《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》对焊接接头进行拉伸、弯曲和低温（-20℃、-40℃）冲击试验，评价焊接接头的强度、塑形和韧性；基于焊接试验结果修正有限元模拟计算和焊接热模拟结果，优化系列焊接参量再次进行焊接试验，反复多次，最后获得一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法。
大厚度钢板对接焊接，有很多种坡口形式（单面坡口和双面坡口、对称型坡口和非对称型坡口、V 型坡口、U 型坡口等），一种坡口有很多种坡口尺寸，坡口形式与尺寸设计很复杂，不同的坡口形式及其尺寸，对焊接接头的质量和力学性能至关重要，另一方面也影响着焊接效率和成本。例如，过大的坡口截面，焊接熔敷量大，生产效率低焊接成本高，且热输入大，导致焊缝和热影响区组织粗大力学性能差；过小的坡口截面，焊接可达性差，易出现未熔合、夹渣等焊接缺陷。为获得高质量的高强度高塑性高韧性焊接接头，本发明基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计对接接头坡口形状与尺寸：双面 V 型非对称坡口，正面坡口角度 50°~60°，背面坡口角度 70°~80°，钝边 2mm，正面坡口深度（单位 mm）=母材厚度（单位 mm）2/3-2mm，焊接间隙 0。
大尺寸大质量焊接结构的焊接装配很困难，而装配质量对焊接质量有重大的影响，本发明设计的焊接间隙为 0，焊接装配便捷；焊接坡口钝边 2mm 为优化设计，可以保证半自动混合气体熔化极弧焊焊接正面打底层时全焊透而又不出现焊穿；双面 V 型非对称坡口设计，利用正面和背面焊接时导致的焊接变形和焊接应力最大程度地相互抵消（焊接过程中由于焊接件的拘束度在不断变化，焊接所导致的焊接应力和变形非常复杂）。正面坡口角度小于背面坡口角度（正面坡口角度 50°~60°，背面坡口角度 70°~80°），且正面坡口深度（单位 mm）=母材厚度（单位 mm）2/3-2mm，即正面填充与盖面层数多于背面，但厚度方向相同尺寸时背面焊接熔敷量多于正面，综合的结果可获得良好的焊接变形与应力调控，有利于避免焊接裂纹等缺陷和提高焊接接头力学性能。大厚度钢板对接焊接，焊接层数与道数同样对焊接接头的质量和力学性能至关重要，也影响着焊接效率和成本。例如，焊接层数与道数多，焊接效率低，但焊接层数与道数少，焊接热输入大，导致焊缝和热影响区组织粗大力学性能差。针对固定的坡口形式与尺寸，焊接层数与道数存在最优的设计。本发明基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计焊层（道）数：半自动混合气体熔化极弧焊正面打底焊接 1 层，熔敷 2~3 道；埋弧自动焊正面填充层和盖面层数 S 正=正面坡口深度（单位 mm）/（9.2~10.8mm），埋弧自动焊背面填充层和盖面层数 S 背=背面坡口深度（单位 mm）/（4.6~5.4mm），焊道数逐层递增 1，填充层第一层熔敷 2 道，第 2 层熔敷 3 道，第S 层熔敷 S+1 道。
因为焊接线能量对焊接温度场有决定性的影响作用，因此，大厚度钢板对接焊时，各焊层和焊道的焊接线能量对焊接质量尤其焊接接头的力学性能至关重要。由于上述低合金高强钢供货状态通常选择为正火态，熔化焊时必须充分考虑 HAZ 的脆化与软化问题，HAZ 过热区温度高，导致奥氏体晶粒显著长大和一些难溶质点溶入，转变产物形成魏氏组织及其它塑性低的混合组织和 M-A组元等而导致脆化，焊接热循环作用下，加热时原来在正火状态下弥散分布的TiC、VC 等溶解到奥氏体中，削弱了它们抑制奥氏体晶粒长大及细化晶粒的作用，在冷却过程中又因 Ti-V 扩散能力很低，来不及析出而固溶在铁素体内，阻碍交叉滑移进行，导致铁素体硬度升高、韧性降低。另外，焊接热循环作用下，热影响区母材原始的正火状态被破坏，局部可能出现软化问题。本发明基于弹塑性力学理论，采用ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计各焊层（道）焊接线能量：半自动混合气体熔化极弧焊正面打底焊焊接线能量 15.18~17.19KJ/cm；埋弧自动焊正面和背面填充焊第 1 层焊接线能量分别为30.48~32.43KJ/cm 和29.46~31.46KJ/cm，正面和背面填充焊第 S+1 层焊接线能量 Es+1与第 1 层呈线性递增关系：Es+1=（1+0.0361×s）×E1；埋弧自动焊正面和背面盖面层焊接线能量分别为 34.25~36.23KJ/cm 和 31.43~33.43KJ/cm。
上述阐明的是，在本发明技术方案中，焊前不预热，打底焊不清根，焊后不缓冷热处理，对于大厚度低合金高强钢多层多道焊接而言，必须统一地将接头坡口形状与尺寸、焊接顺序、焊接层数与道数及其对应的焊接线能量作为一个整体进行精准设计，这对获得高强度高塑性高韧性力学性能尤为重要。不同的制造方案，对焊接接头焊接质量和力学性能有至关重要的影响。对于深远海大容量风机承载基础-管桩和塔架这类 355MPa 级低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构而言，要得到本发明的短流程焊接制造方法，单“凭经验”是行不通的，简单的理论研究与分析也是远远不够的，因此，必须将理论研究分析和实践有机结合，通过理论计算与模拟，系统研究焊接预热温度及其预热区域大小、焊后缓冷热处理温度和保温时间以及加热区域大小、焊接坡口形状与尺寸、打底焊清根与否、焊接顺序、焊接层次与道次及其对应的焊接线能量等系列关键焊接参量对焊接应力与变形以及焊接接头组织与力学性能的影响规律，结合温度、应力、变形等参量测定、性能测试和组织观察分析，掌握焊接制造工艺-产品刚度（部件组焊将导致制造过程中产品的刚度变化，而应力和变形与刚度密切相关）-应力状态-变形-焊缝与 HAZ 组织-力学性能的内在关联性，为设计无焊前预热、打底焊不清焊根、焊后不缓冷热处理的短流程焊接技术提供理论支撑，再通过实际的焊接试验对理论计算与模拟进行调整和修正，优化系列焊接参量再次进行焊接试验，反复多次，最后才能获得一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法。
实施例1
某 400MW 深远海风场 9MW 风机塔架的筒节（厚度 60mm，外径 8.5m）直板拼缝，两块钢板尺寸（长×宽×厚）均为 15000mm×2000mm×60mm，材质为舞钢 DH36-Z35 低合金高强钢（正火态），对接接头。基于弹塑性力学理论，采用ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计出焊接接头坡口形状与尺寸：双面 V 型非对称坡口，正面坡角 50°，背面坡角 70°，正面坡口深度38mm，背面坡口深度 20mm，钝边 2mm，装配不留焊接间隙。
直板拼缝一端加一副引弧板，另外一端加一副焊接试板和一副熄弧板，引弧板和熄弧板尺寸（长×宽×厚）均为 120mm×120mm×60mm，焊接试板尺寸（长×宽×厚）为400mm×140mm×60mm，引弧板、熄弧板和焊接试板的材质、热处理状态和焊接坡口与焊接产品一致。
基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计出焊接层数和道数：半自动混合气体 GMAW 正面打底焊接 1 层共 2 道，SAW 正面和背面填充焊均为 4 层：第 1 层熔敷2 道，第 2 层熔敷 3 道，第 3 层熔敷 4 道，第 4层熔敷 5 道；SAW 正面和背面盖面焊均为 1 层 6 道。
基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计出各焊层和焊道的焊接线能量，半自动混合气体 GMAW 正面打底焊：焊接弧压 28.5V，焊接电流 253A，焊接速度 28.5cm/min，焊接线能量 15.18KJ/cm；SAW 正面填充焊：填充第 1 层时，焊接弧压 31V，焊接电流680A，焊接速度 41.5cm/min，焊接线能量 30.48KJ/cm；填充第 2 层时，焊接弧压 30.5V，焊接电流 695.5A，焊接速度 40.3cm/min，焊接线能量 31.58KJ/cm；填充第 3 层时，焊接弧压 32.2V，焊接电流 685A，焊接速度 40.5cm/min，焊接线能量 32.68KJ/cm；填充第 4层时，焊接弧压 32.5V，焊接电流 693A，焊接速度 40cm/min，焊接线能量 33.78KJ/cm；SAW正面盖面焊：焊接弧压 33.5V，焊接电流 656A，焊接速度 38.5cm/min，焊接线能量34.25KJ/cm。SAW 背面填充焊：填充第 1 层时，焊接弧压 29.5V，焊接电流 674A，焊接速度40.5cm/min，焊接线能量 29.46KJ/cm；填充第 2 层时，焊接弧压 30.1V，焊接电流 703A，焊接速度 41.6cm/min，焊接线能量 30.52KJ/cm；填充第 3 层时，焊接弧压 30.4V，焊接电流 718.5A，焊接速度 41.5cm/min，焊接线能量 31.58KJ/cm；填充第 4 层时，焊接弧压31.4V，焊接电流 719A，焊接速度 41.5cm/min，焊接线能量 32.64KJ/cm；SAW 背面盖面焊：焊接弧压 33V，焊接电流 627A，焊接速度 39.5cm/min，焊接线能量 31.43KJ/cm。
焊接完成后，经检验，焊接质量符合产品技术要求。
结合附图 1-6，特别是图 2、4 和 6 扫描电镜照片，可以很清晰看出，本发明实施例 1 焊接接头的焊缝区主要由大量细小针状铁素体 AF、条带状先共析铁素体PF和侧板条铁素体FSP构成，焊接热影响区粗晶区和细晶区组织差异明显：粗晶区由上贝氏体 UB、粒状贝氏体 GB、珠光体 P 和少量马氏体 M 构成，细晶区由细小等轴铁素体 F 和大量珠光体P 构成，且细晶区铁素体 F 和珠光体 P 发生了明显的聚集偏析，呈长条带状分布。由于焊缝区细小的针状铁素体 AF 具有“互锁交织”状连续结构，焊接热影响区窄且组织晶粒细小，且粗晶区出现高强度高硬度马氏体 M，能够有效阻碍裂纹扩展，因此焊接接头（包括焊缝与焊接热影响区）具备高强度高塑性高韧性。
对焊接试板进行力学性能测试，分别参照 GB/T 228.1-2010《金属材料拉伸试验第一部分：室温试验方法》、GB/T 232-2010《金属材料弯曲试验方法》、GB/T229-2020《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》进行拉伸、弯曲和-20℃甚至更严苛条件（-40℃）下低温冲击试验，结果见表 1-1~1-3。比对舞钢出具的 DH36-Z35钢板质量证明书和 GB/T 712-2011《船舶及海洋工程用结构钢》，实施例 1 所得某400MW 深远海风场9MW 风机塔架的筒节直板拼缝焊接接头综合力学性能优异，具备高强度高塑性高韧性，焊接接头强度和塑性高于正火态母材，虽然焊缝和 HAZ 韧性低于正火态母材，但焊接接头（包括焊缝与 HAZ）强度、塑性和韧性远高于相关制造标准要求。
表 1-1 某型 9MW 风机塔架筒节对接纵缝焊接接头力学性能（拉伸）
表 1-2 某型 9MW 风机塔架筒节对接纵缝焊接接头力学性能（弯曲）
表 1-3 某型 9MW 风机塔架筒节对接纵缝焊接接头力学性能（-20℃、-40℃低温冲击）
实施例2
某 400MW 深远海风场 9MW 风机管桩筒节（厚度 96mm，外径 8.8m）的对接纵缝，材质为舞钢 DH36-Z35 低合金高强钢（正火态）。基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计出焊接接头坡口形状与尺寸：双面 V 型非对称坡口，正面坡角 50°，背面坡角70°，正面坡口深度 62mm，背面坡口深度32mm，钝边 2mm，装配不留焊接间隙。
直板拼缝一端加一副引弧板，另外一端加一副焊接试板和一副熄弧板，引弧板和熄弧板尺寸（长×宽×厚）均为 120mm×120mm×96mm，焊接试板尺寸（长×宽×厚）为450mm×150mm×96mm，引弧板、熄弧板和焊接试板的材质、状态和焊接坡口与焊接产品一致。
基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计出焊接层数和道数：半自动混合气体 GMAW 正面打底焊接 1 层共 3 道，SAW 正面和背面填充焊均为 6 层：第 1 层熔敷2 道，第 2 层熔敷 3 道，第 3 层熔敷 4 道，第 4 层熔敷 5道，第 5 层熔敷 6 道，第 6层熔敷 7 道；SAW 正面和背面盖面焊均为 1 层 8 道。
基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计出各焊层（道）焊接线能量，半自动混合气体 GMAW 正面打底焊：焊接弧压 29V，焊接电流 260A，焊接速度 28cm/min，焊接线能量 16.16KJ/cm；SAW 正面填充焊：填充第 1 层时，焊接弧压 31.5V，焊接电流682.5A，焊接速度 41cm/min，焊接线能量 31.46KJ/cm；填充第 2 层时，焊接弧压 31V，焊接电流 701A，焊接速度 40cm/min，焊接线能量 32.6KJ/cm；填充第 3 层时，焊接弧压31.5V，焊接电流 714A，焊接速度40cm/min，焊接线能量 33.73KJ/min；填充第 4 层时，焊接弧压 32.4V，焊接电流 717.5A，焊接速度 40cm/min，焊接线能量 34.87KJ/cm；填充第 5层时，焊接弧压 34V，焊接电流 706A，焊接速度 40cm/min，焊接线能量 36KJ/cm；填充第 6层时，焊接弧压 34V，焊接电流 710A，焊接速度 39cm/min，焊接线能量37.14KJ/min；SAW正面盖面焊：焊接弧压 34V，焊接电流 656.5A，焊接速度38cm/min，焊接线能量 35.24KJ/cm。SAW 背面填充焊：填充第 1 层时，焊接弧压 30V，焊接电流 677A，焊接速度 40cm/min，焊接线能量 30.46KJ/cm；填充第2 层时，焊接弧压 30.5V，焊接电流 707A，焊接速度41cm/min，焊接线能量31.56KJ/cm；填充第 3 层时，焊接弧压 31V，焊接电流 720A，焊接速度 41cm/min，焊接线能量 32.66KJ/cm；填充第 4 层时，焊接弧压 31.9V，焊接电流712.5A，焊接速度 40.4cm/min，焊接线能量 33.76KJ/cm；填充第 5 层时，焊接弧压32.5V，焊接电流 720.5A，焊接速度 40.3cm/min，焊接线能量 34.86KJ/cm；填充第 6层时，焊接弧压 33.2V，焊接电流 722A，焊接速度 40cm/min，焊接线能量35.96KJ/cm；SAW 背面盖面焊：焊接弧压 32V，焊接电流 684A，焊接速度40.5cm/min，焊接线能量 32.43KJ/cm。焊接完成后，经检验，焊接质量符合产品技术要求。
对焊接试板进行力学性能测试，分别参照 GB/T 228.1-2010《金属材料拉伸试验第一部分：室温试验方法》、GB/T 232-2010《金属材料弯曲试验方法》、GB/T229-2020《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》进行拉伸、弯曲和-20℃甚至更严苛条件（-40℃）下低温冲击试验，结果见表 2-1~2-3。比对舞钢出具的 DH36-Z35钢板质量证明书和 GB/T 712-2011《船舶及海洋工程用结构钢》，实施例 2 所得某 400MW 深远海风场 9MW 风机管桩筒节的对接纵缝综合力学性能优异，具备高强度高塑性高韧性，焊接接头强度和塑性，以及 HAZ韧性高于正火态母材，虽然焊缝韧性低于正火态母材，但焊接接头（包括焊缝与 HAZ）强度、塑性和韧性远高于相关制造标准要求。
表 2-1 某型 9MW 风机管桩对接纵缝焊接接头力学性能（拉伸）
表 2-2 某型 9MW 风机管桩对接纵缝焊接接头力学性能（弯曲）
表 2-3 某型 9MW 风机管桩对接纵缝焊接接头力学性能（-20℃、-40℃低温冲击）
实施例3
某 400MW 深远海风场的 9MW 风机管桩两节筒节（厚度 96mm，外径 8.8m）的对接环缝，材质为舞钢 DH36-Z35 低合金高强钢（正火态）。基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计出焊接接头坡口形状与尺寸：双面 V型非对称坡口，正面坡角 60°，背面坡角80°，正面坡口深度 62mm，背面坡口深度 32mm，钝边 2mm，装配不留焊接间隙。
基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS 有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计出焊接层数和道数：半自动混合气体 GMAW 正面打底焊接 1 层共 3 道，SAW 正面和背面填充焊均为 6 层：第 1 层熔敷2 道，第 2 层熔敷 3 道，第 3 层熔敷 4 道；第 4 层熔敷 5道，第 5 层熔敷 6 道，第 6层熔敷 7 道；SAW 正面和背面盖面焊均为 1 层 8 道。基于弹塑性力学理论，采用 ABAQUS有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计出各焊层和焊道焊接线能量，半自动混合气体 GMAW 正面打底焊：焊接弧压29.5V，焊接电流267A，焊接速度 27.5cm/min，焊接线能量 17.19KJ/cm；SAW 正面填充焊：填充第 1 层时，焊接弧压 32V，焊接电流 684A，焊接速度 40.5cm/min，焊接线能量32.43KJ/cm；填充第 2 层时，焊接弧压 31.6V，焊接电流 700A，焊接速度39.5cm/min，焊接线能量 33.6KJ/cm；填充第 3 层时，焊接弧压 32.1V，焊接电流 713A，焊接速度 39.5cm/min，焊接线能量 34.77KJ/cm；填充第 4 层时，焊接弧压 33.2V，焊接电流 718A，焊接速度39.8cm/min，焊接线能量 35.94KJ/cm；填充第 5 层时，焊接弧压 33.5V，焊接电流 720A，焊接速度 39cm/min，焊接线能量 37.11KJ/cm；填充第 6 层时，焊接弧压 33.9V，焊接电流704A，焊接速度37.4cm/min，焊接线能量 38.28KJ/cm；SAW 正面盖面焊：焊接弧压 34.5V，焊接电流 665A，焊接速度 38cm/min，焊接线能量 36.23KJ/cm。SAW 背面填充焊：填充第 1层时，焊接弧压 30.5V，焊接电流 679A，焊接速度 39.5cm/min，焊接线能量 31.46KJ/cm；填充第 2 层时，焊接弧压 30.7V，焊接电流 708A，焊接速度40cm/min，焊接线能量32.6KJ/cm；填充第 3 层时，焊接弧压 31.6V，焊接电流717A，焊接速度 40.3cm/min，焊接线能量 33.73KJ/cm；填充第 4 层时，焊接弧压 32.5V，焊接电流 717A，焊接速度 40.1cm/min，焊接线能量 34.87KJ/cm；填充第 5 层时，焊接弧压 32.2V，焊接电流 715.5A，焊接速度 38.4cm/min，焊接线能量 36KJ/cm；填充第 6 层时，焊接弧压 33.4V，焊接电流713.5A，焊接速度38.5cm/min，焊接线能量 37.14KJ/cm；SAW 背面盖面焊：焊接弧压 34V，焊接电流 639A，焊接速度 39cm/min，焊接线能量 33.43KJ/cm。
焊接一副试板焊接，焊接试板尺寸（长×宽×厚）为 450mm×150mm×96mm，材质及热处理状态、坡口形状与尺寸和焊接规范与上述管桩两节筒节的对接环缝完全一致。
焊接完成后，经检验，焊接质量符合产品技术要求。
对焊接试板进行力学性能测试，分别参照 GB/T 228.1-2010《金属材料拉伸试验第一部分：室温试验方法》、GB/T 232-2010《金属材料弯曲试验方法》、GB/T229-2020《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》进行拉伸、弯曲和-20℃甚至更严苛条件（-40℃）下低温冲击试验，结果见表 3-1~3-3。比对舞钢出具的 DH36-Z35钢板质量证明书和 GB/T 712-2011《船舶及海洋工程用结构钢》，实施例 3 所得某 400MW 深远海风场 9MW 风机管桩两节筒节的对接环缝焊接接头综合力学性能优异，具备高强度高塑性高韧性，焊接接头强度和塑性高于正火态母材，虽然焊缝和 HAZ 韧性低于正火态母材，但焊接接头（包括焊缝与 HAZ）强度、塑性和韧性远高于相关制造标准要求。
表 3-1 某型 9MW 风机管桩两筒节对接环缝焊接接头力学性能（拉伸）
表 3-2 某型 9MW 风机管桩两筒节对接环缝焊接接头力学性能（弯曲）
表 3-3 某型 9MW 风机管桩两筒节对接环缝焊接接头力学性能（-20℃、-40℃低温冲击）
本行业的技术人员应该了解，本发明不受上述实施例的限制，上述实施例和说明书中描述的只是说明本发明的原理，在不脱离本发明精神和范围的前提下，本发明还会有各种变化和改进，这些变化和改进都落入要求保护的本发明范围内。本发明要求保护范围由所附的权利要求书及其等效物界定。
Claims (5)
1.一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法，其特征在于，焊前不预热，直接采用半自动混合气体保护熔化极弧焊正面打底焊接，打底焊后不清根，先采用自动埋弧焊进行正面填充与盖面层焊接，然后采用自动埋弧焊进行背面填充与盖面层焊接，焊后不进行缓冷热处理；
基于弹塑性力学理论，采用ABAQUS有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计对接接头坡口形状与尺寸：双面V型非对称坡口，正面坡口角度50°~60°，背面坡口角度70°~80°，钝边2mm，正面坡口深度=2/3母材厚度-2，正面坡口深度单位mm，焊接间隙为0；
基于弹塑性力学理论，采用ABAQUS有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计焊层数与道数：半自动混合气体熔化极弧焊正面打底焊接1层，熔敷2~3道；埋弧自动焊正面填充层和盖面层数S正=正面坡口深度/9.2~10.8，单位，正面坡口深度单位为mm，埋弧自动焊背面填充层和盖面层数S背=背面坡口深度/4.6~5.4，背面坡口深度单位为mm，焊道数逐层递增1，填充层第一层熔敷2道，第2层熔敷3道，第S层熔敷S+1道；
基于弹塑性力学理论，采用ABAQUS有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计各焊层与焊道的焊接线能量：半自动混合气体熔化极弧焊正面打底焊焊接线能量15.18~17.19KJ/cm；埋弧自动焊正面和背面填充焊第1层焊接线能量分别为30.48~32.43KJ/cm和29.46~31.46KJ/cm，正面和背面填充焊第S+1层焊接线能量Es+1与第1层焊接线能量E1呈线性递增关系：Es+1=（1+0.0361×s）×E1；埋弧自动焊正面和背面盖面层焊接线能量分别为34.25~36.23KJ/cm和31.43~33.43KJ/cm。
2.根据权利要求1所述一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法，其特征在于，获得高强度、高塑性和高韧性的对接焊接接头，正火态DH36-Z35大厚板焊接后，焊接接头屈服强度ReH≥455MPa，抗拉强度Rm≥547MPa，断后伸长率A≥38.9%，-20℃焊缝KV2≥118J，-20℃热影响区KV2≥154J，-40℃焊缝KV2≥18J，-40℃热影响区KV2≥57J，强度和塑性高于正火态DH36-Z35母材。
3.根据权利要求2所述一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法，其特征在于，基于弹塑性力学理论，采用ABAQUS有限元焊接热循环和焊接应力以及力学性能模拟计算、焊接热模拟并通过实际焊接试验修正，精准设计焊接顺序：半自动混合气体保护熔化极弧焊正面打底焊后直接进行埋弧自动焊正面填充层和盖面焊接，然后进行埋弧自动焊背面填充层和盖面焊接。
4.根据权利要求3所述一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法，其特征在于，半自动混合气体熔化极弧焊保护气为70%Ar+30%CO2，直流反接，焊丝为GBER50-6，直径Φ2mm；埋弧自动焊正面填充层和盖面层焊接，直流反接，焊丝为GB H10Mn2，直径Φ5mm，焊剂为GB/T 5293F5A2-H10Mn2。
5.根据权利要求4所述一种低合金高强钢大拘束度高承载焊接结构短流程焊接制造方法，其特征在于，对接纵缝两端分别用手工电弧焊固定一副引弧板和一副熄弧板，引弧板和熄弧板尺寸120mm×120mm，厚度、材质、热处理状态、焊接坡口与焊接产品一致。
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