窄间隙熔化极气体保护焊(GMAW)具有焊接效率高、材料消耗少、残余应力低等优势^[1,2]，在船舶、海工装备、压力管道等大型厚壁结构焊接中的应用越来越多^[3,4]。为获得足够的坡口侧壁熔深^[5]，人们开发了多种焊接工艺方法，典型的包括摆动/摇动电弧焊接法^[6,7]、旋转电弧焊接法^[8,9]、超窄间隙焊接法^[10]。其中，机械式摇动/旋转电弧稳定性好，相应的研究和应用较多。

在旋转电弧研究方面，Sugitani等^[11]提出了齿轮传动式高速旋转电弧系统，在50 Hz电弧旋转频率下，实现了12 mm坡口间隙、235 mm超厚钢板焊接，但存在传动机构复杂、齿轮噪声大、导电嘴易磨损等问题；Wang等^[12]和Yang等^[13]分别采用空心轴电机驱动的偏心导电嘴和偏心套筒式旋转电弧，解决了齿轮驱动存在的问题；Guo等^[14]将旋转电弧技术用于窄间隙熔化极活性气体保护(MAG)横焊，揭示了横焊熔滴过渡、熔池流动和焊缝成形规律；Costa等^[15]将旋转电弧用于压力容器高强钢MAG焊接，通过旋转电弧细化焊缝组织，提高了窄间隙焊接接头的力学性能。为了提高电弧可控性，解决旋转电弧工艺存在的坡口侧壁熔深与焊缝底部熔深协同增大难、空间位置焊接难等突出问题，Wang等^[7,16]通过折弯导电杆使电弧圆弧形摇动，精准调控电弧在坡口内的热力分布，在较大焊缝熔深下实现了窄间隙MAG平焊和立焊。利用摇动电弧的热力调控能力，Cui等^[17]、Bao等^[18]和Xu等^[19]分别实现了摇动电弧的横焊、仰焊和全位置焊接，并研究了电弧行为和焊缝成形现象。可见，从工艺上看，摇动电弧适应性更强。

为了进一步提升窄间隙焊接熔敷速率，人们提出了单粗丝、双丝及多丝焊接法。单粗丝焊时，在较大焊接热输入下，Yang等^[20]将缆式粗丝^[21]用于窄间隙高效MAG焊接，但缆式焊丝自旋转电弧对改善坡口侧壁熔深效果有限，并且缆式焊丝制作成本高；Zhu等^[22]通过单股粗丝和缆式粗丝摇动电弧，在改善粗丝焊缝成形的同时，提高了窄间隙焊接效率。双丝或多丝焊时，可采用单电弧或双电弧工艺。其中，双电弧工艺效率较高^[23,24]，但焊接热输入较大，易引起接头组织粗化，导致接头性能下降；填丝辅助的单电弧工艺，在较低焊接热输入下，既可提高窄间隙焊接效率，还可细化焊接接头组织，提高接头疲劳寿命和抗拉强度^[25,26]，但不摆动电弧超窄间隙焊接时，焊缝深宽比较大，易导致热裂纹和未熔合缺陷^[27,28]。通过在窄间隙坡口内摇动电弧，可改善焊缝成形^[29]，并可通过在坡口内预埋冷丝^[22]或使冷丝与摇动电弧同步摆动^[30]，使焊接效率分别提高约112%和120%，协同提升了窄间隙焊接质量和效率。可见，与单粗丝和双电弧工艺相比，单电弧冷丝工艺可在较低焊接热输入下实现高效窄间隙焊接，并能通过电弧摇动/摆动改善焊缝成形，应用前景较好。但是，在单电弧焊时，预埋冷丝工艺难以使多根焊丝长直平铺，冷丝同摆工艺坡口间隙会限制冷丝摆幅，导致长焊缝预埋冷丝焊和深坡口摆动冷丝焊的实用性下降。

上述关于窄间隙GMAW方面的研究，主要侧重于通过调控电弧热力特性改善焊缝成形、通过增加焊接熔敷速率提升焊接效率，但在关于接头组织和性能与焊接工艺之间的内在关系以及冷丝摆幅对焊缝组织均匀性和焊接效率的影响方面的研究较少。为解决深坡口焊接应用中坡口间隙对冷丝摆幅限制的问题，并通过优化窄间隙焊接工艺改善接头组织和性能，提高工艺实用性，本工作在发挥旋转/摇动电弧促进窄间隙坡口侧壁熔合作用的同时，利用填丝辅助工艺的高焊接效率特性，提出可变幅摆动冷丝辅助的旋转/摇动电弧窄间隙MAG焊接工艺方法，研究电弧旋转频率、冷丝送进速率以及冷丝与摇动电弧的横向摆动协同率(η)对焊缝成形的影响规律，并通过光学显微镜(OM)、电子背散射衍射(EBSD)分析以及力学性能实验，研究冷丝辅助下旋转/摇动电弧窄间隙焊接接头组织和力学性能的演变机制，阐明冷丝辅助下旋转/摇动电弧焊接效率特性，为窄间隙MAG工艺的选用、接头形性调控提供理论依据，促进窄间隙焊接工艺的高效高质量应用。

图1所示为冷丝辅助旋转/摇动电弧窄间隙MAG焊接系统原理图，该系统主要包括主丝机构、冷丝机构和控制器，如图1a所示。主丝机构由送丝机1和焊炬构成，焊炬又包括电弧运动机构、碳刷和导电杆机构，碳刷导入电弧电流(I_a)；冷丝机构由送丝机2、冷丝摆动器以及导丝机构组成；可编辑逻辑控制器(PLC)通过预设参数，实现对电弧旋转/摇动运动和冷丝摆动的数字化控制。其中，导电杆机构包括两种形式：一种是折弯导电杆机构，如图1b所示，由折弯角度为β的折弯导电杆和导电嘴构成，用于摇动电弧焊，其电弧摇动半径为r₁；另一种是偏心导电嘴式导电杆机构，如图1c所示，由直导电杆和偏心距为e的偏心导电嘴构成，用于旋转电弧焊，其电弧旋转半径为r₂。本工作中，β = 8°，e = 2.0 mm。

主丝从送丝机1送出，依次穿过电弧摆动机构和碳刷后，从导电杆机构斜向伸出。摇动电弧焊时，电弧运动机构驱动折弯导电杆机构(图1b)，带动主丝末端电弧以0~5 Hz的频率作往复式圆弧形摇动，电弧摇动轨迹如图1a中的红实线箭头所示；旋转电弧焊时，电弧运动机构驱动偏心导电嘴式导电杆机构(图1c)，带动电弧以25~100 Hz的频率单向旋转运动，电弧旋转轨迹如图1a中红虚线箭头所示。通过摇动或旋转，可在窄间隙坡口内调控电弧热力横向分布，促进坡口侧壁熔合，同时避免在坡口底部形成指状熔深。

冷丝从送丝机2送出，在穿过冷丝摆动器和导丝机构后，以α为30°的俯角斜向插入电弧和熔池，并在电弧热和熔池热的共同作用下向熔池过渡，从而在焊接速率V_w下实现冷丝辅助的旋转/摇动电弧窄间隙MAG焊。摇动电弧焊时，根据电弧运动机构提供的电弧位置信号，控制器使冷丝跟随电弧作同向同频同侧壁停留时间的横向直线协同摆动，冷丝摆幅可调，冷丝摆动轨迹如图1a中蓝实线箭头所示；旋转电弧焊时，本实验研究表明，冷丝摆动对窄间隙焊缝组织均匀性无显著影响，因此冷丝不摆动，此时η = 0 (见2.1节)。

本工作进行了直流电弧平位置窄间隙单层焊和多层焊实验。单层焊时，为方便测量焊缝底部熔深，试件由3块DH36钢板点焊而成，左右侧板尺寸(长×宽×厚，下同)为200 mm × 20 mm × 18 mm，底板尺寸为200 mm × 60 mm × 20 mm，坡口间隙为12 mm，试件横截面示意图如图2a所示。多层焊时，试件由左右侧板和垫板点焊而成，如图2b所示，左右侧板尺寸为500 mm × 150 mm × 25 mm，垫板尺寸为500 mm × 60 mm × 25 mm，坡口间隙为12 mm。此外，焊接保护气为Ar-20%CO₂ (体积分数)，单层焊保护气流量为25 L/min，多层焊时因坡口较深，保护气流量增大至40 L/min；主丝和冷丝均为ER50-6实心钢焊丝，直径为1.2 mm，焊丝和母材的化学成分如表1所示。

焊接实验参数如表2所示。其中，电弧焊能量参数包括：I_a、电弧电压(U_a)、V_w；摇动电弧焊时，电弧摇动参数包括：电弧摇动频率(f_S)、r₁、电弧横向摇动幅值(d_arc)、电弧在坡口侧壁处停留时间(t_s)；旋转电弧焊时，电弧旋转参数包括：电弧旋转频率(f_R)、r₂；冷丝工艺参数包括：冷丝摆幅(d_aw)、冷丝送进速率(V_f2)。此外，焊炬高度为20 mm。

图2b所示为多层焊接头组织和性能实验取样图，其中试板轧制方向(RD)与V_w方向相同，ND为试板轧制面法向，TD为试板横向。参照中国船级社《材料与焊接规范》，采用线切割制备试样：在焊缝长度方向的中部，截取焊缝金属拉伸试样1个，拉伸段直径和长度分别为10和50 mm；在焊缝中心及熔合线(FL)位置，截取Charpy V型缺口冲击试样各3组，尺寸为55 mm × 10 mm × 10 mm，缺口深度为2 mm；在接头横向上，分别截取EBSD试样和接头金相试样各1个，尺寸分别为60 mm × 50 mm × 5 mm和60 mm × 50 mm × 25 mm。其中，拉伸试样拉伸段和冲击试样均位于试件板厚中部区域，其上下边缘距试件上下表面均为7.5 mm。

接头微观组织分析实验包括接头金相和EBSD观测实验。两种试样预处理时，经240~2000号水磨砂纸逐级研磨去除氧化层，采用粒度为3.5 μm的金刚石抛光膏机械抛光至无可见划痕。接头金相观察时，试样经4% (体积分数)硝酸酒精溶液腐蚀9 s后，用微距数码相机拍摄接头宏观照片，用Axio Observer.3m倒置OM观察接头微观组织特征。EBSD实验时，常温下将EBSD试样置于HClO₄ + C₂H₆O混合液(体积比1∶9)中，施加25 V电压和800 mA电流持续约20 s进行电解抛光后，采用配有EBSD系统的MIRA场发射扫描电镜(SEM)对试样扫描观测，加速电压20 kV，扫描步长1.0 μm，再通过Aztec crystal软件处理EBSD原始数据，获取晶界取向、晶粒尺寸、织构等晶体学信息。

接头力学性能实验包括焊缝金属拉伸和接头冲击实验。采用SHT4106数字化万能拉伸试验机在常温下进行焊缝拉伸实验，记录力-位移曲线，据此计算应力-应变曲线、焊缝金属抗拉强度和伸长率；采用JB-300B冲击试验机进行接头冲击实验，测定接头FL区和焊缝中心区0 ℃时的冲击吸收功。

图3所示为冷丝辅助摇动/旋转电弧运动轨迹。冷丝辅助摇动电弧焊时，电弧在坡口左右侧壁之间相对于焊炬往复摇动，同时焊炬带动电弧以V_w前移，相应的电弧相对于试件的运动轨迹如图3a中的红色曲线所示。在电弧的一个摇动周期t_i -t_j -t_k -t_l -t_m 中，弧线段t_i -t_j 表示电弧从左侧壁摇动到右侧壁的运动过程，弧线段t_k -t_l 表示电弧从右侧壁摇动到左侧壁的运动过程，直线段t_l -t_m 和t_j -t_k 分别表示电弧在左、右侧壁停留期间的移动轨迹。

同时，冷丝可跟随电弧作同向同频同侧壁停留时间的横向直线协同摆动，摆动轨迹如图3a中的蓝色线所示。其中，η = d_aw / d_arc。η = 0时，d_aw = 0 mm，表示冷丝不摆动；0 η 1时，冷丝与主丝作不等幅值的协同摆动；η = 1时，冷丝与主丝同步摆动；η ≤ 0.5时，表示冷丝小摆幅摆动。其中，在侧壁停留期间，电弧对坡口侧壁的热力作用增强，促进形成足够的坡口侧壁熔深；冷丝协同摆动可搅拌熔池，随着η增大，冷丝对熔池的吸热作用范围增大，避免因冷丝局部吸热引起的骤冷效应，从而改善焊缝成形和组织均匀性。

冷丝辅助旋转电弧焊时，冷丝不摆，冷丝运动轨迹如图3b中的蓝色线所示。同时，电弧相对于焊炬单向旋转，当焊炬带动电弧以V_w前移时，电弧相对于试件的运动轨迹如图3b中的红色曲线所示，电弧相对于试件的瞬时速率为v_r。其中，c_i -c_pi -e_pi -c_j 、c_j -c_pj -e_pj -c_k 和c_k -c_pk -e_pk -c_l 表示电弧的连续3个旋转周期，相应地c_i 、c_j 、c_k 和c_l 为电弧旋转周期的起点/终点，e_pi 、e_pj 和e_pk 为电弧运动至近右侧壁时的极值点，c_pi 、c_pj 和c_pk 为电弧相邻旋转周期运动轨迹之间的交点。在焊接过程中，电弧旋转频率快，每个旋转周期内，电弧运动的前段主要加热熔池前方坡口，后段则重复加热熔池，在图3b中用红色虚线表示重复加热段，相应地连续3个旋转周期的重复加热段分别为e_pi -c_pi 、e_pj -c_pj 和e_pk -c_pk。为了定量评价电弧对熔池的重复加热程度，沿焊接方向将相邻周期电弧旋转轨迹终点之间的距离定义为重复加热间隔(δ)，其表达式为：

式中，t_R为电弧旋转周期。随着f_R增大，δ减小，电弧旋转对熔池的重复加热作用程度增强，减缓了熔池和焊缝冷却速率，可能引起接头晶粒的长大。此外，增大f_R还会减小电弧瞬时线能量(q_arc，表达式见式(2))，相应地每个旋转周期内电弧对熔池和母材的热输入减少，使熔池和焊缝冷却速率加快，可抑制接头晶粒长大。也就是说，旋转电弧的熔池和焊缝冷却速率受δ和q_arc两方面因素制约，从而影响接头组织性能。

式中，P_arc为电弧功率，q_left和q_right分别为电弧旋转至运动轨迹左极点和右极点时的电弧瞬时线能量，V_t为电弧旋转至极值点时相对于焊炬的瞬时线速度。

根据式(1)和(2)，可得到δ、q_left、q_right与f_R之间的关系，如图4所示。当f_R从25 Hz增大至100 Hz时，δ、q_left和q_right分别减小。受V_w的影响，V_r在坡口左侧大于坡口右侧，相应地q_left略低于q_right，但相差微小；当f_R = 25和50 Hz时，q_right仅比q_left分别高1.52%和0.75%。特别是，当f_R ≥ 50 Hz时，三者变化趋势均明显减缓，说明此时f_R的影响减弱。因q_right略高，在后续的FL区组织和性能实验时，选取右侧FL区为观测对象。

在不同V_f2下，d_aw对摇动电弧窄间隙MAG单层焊缝成形的影响如图5所示。电弧摇动时，在坡口两侧壁停留期间和摇动加减速阶段，电弧瞬时线能量较高，导致图5中焊缝横截面底部均出现双峰形熔深。冷丝不摆(d_aw= 0 mm)时，随着V_f2从0增大至5 m/min，冷丝对坡口中心附近处的熔池吸热作用增强，使得焊缝中心底部熔深从2.27 mm减小为1.10 mm，峰谷差增大，如图5a~c所示。在V_f2 = 5 m/min条件下，当d_aw = 0 mm时，冷丝在坡口中部吸热更多，加快了焊缝局部冷却，导致在底部FL附近焊缝中出现了明显的不均匀组织，如图5c中方框内区域所示；当d_aw增大至2 mm，即η = 25%时，冷丝吸热范围略有增大，但仍存在明显的非均匀组织，如图5d所示；当d_aw增大至4 mm，即η = 50%时，焊缝底部双峰略有减小，峰谷差从1.56 mm减小为1.50 mm，且焊缝中非均匀组织消失，如图5e所示。此外，添加冷丝还可提升焊接熔敷速率。如图6所示，在主丝送进速率V_f1 = 11.3 m/min下，随着V_f2从0增大至5 m/min，焊接熔敷速率(即单位时间内主丝和辅丝的总熔化量，W_pt)^[30]从6.02 kg/h显著增大至8.68 kg/h，焊接熔敷速率增长率(即相对于冷丝送丝速率为0时的焊接熔敷速率增量百分比，ζ)^[30]提升了44.2%。表明通过冷丝协同摆动，在改善焊缝形状和组织均匀性的同时，还可显著提升焊接效率。

V_f2和f_R对冷丝辅助旋转电弧窄间隙MAG单层焊缝成形的影响如图7所示。在25 Hz以上高速旋转电弧作用下，熔池搅拌充分，避免了冷丝过渡金属的局部集聚，即使在冷丝不摆动(d_aw = 0 mm，即η = 0)时，从焊缝横截面上也未观察到明显的不均匀组织，如图7b~e所示。在V_f2=3 m/min下，随着f_R从25 Hz增大至100 Hz，q_arc减小，并且每个旋转周期内电弧力的冲量减小、电弧向下挖掘能力下降，导致焊缝底部熔深减小。同时，随着f_R增大，熔池与坡口侧壁之间的热对流作用增强，且焊丝干伸长段离心力增大使焊丝外甩，增大了电弧实际旋转半径，导致坡口侧壁熔深反而增大，如图7b~e所示；焊丝端部熔滴离心力也相应增大，促进熔滴过渡和主丝熔化^[12]，当f_R = 50 Hz时V_f1达到11.6 m/min，略高于摇动电弧焊。与冷丝辅助50 Hz旋转电弧焊相比，当V_f2 = 0 m/min (单丝焊)时，不存在冷丝吸热作用，焊缝底部熔深和坡口侧壁熔深均相对较大，如图7a所示。

与摇动电弧焊(图5)相比，因旋转电弧对熔池后方存在重复加热作用(见2.1节)，使熔池冷却减缓，导致旋转电弧焊接头坡口侧壁热影响区(HAZ)宽度明显增大；旋转电弧焊缝未形成底部双峰和非均匀组织，但坡口侧壁熔深和底部熔深均较小，使得通过增大冷丝送进速率提高焊接效率的能力变小，实际上当V_f2超过3 m/min、50 Hz旋转电弧多层焊时，因底部熔深过小导致层间未焊透，在V_f2为3 m/min时的W_pt仅增大至7.77 kg/h，ζ较单丝焊时提高了25.7%。

总体上，在冷丝辅助下，与旋转电弧焊相比，摇动电弧焊时可同时获得较大的坡口侧壁熔深和焊缝底部熔深，且坡口侧壁热影响区明显变窄；冷丝送进速率增大至5 m/min时，摇动电弧焊缝仍具有足够的熔深，并在冷丝摆动协同率增大至50%后，即可获得均匀的焊缝组织，此时摇动电弧焊接效率比单丝焊提高了44.2%，在工艺上冷丝辅助摇动电弧焊优势更为明显。此外，与已报道的冷丝同摆^[30]相比，本工作显著降低了冷丝横向摆动协同率，可解决在深坡口焊接应用中坡口间隙对冷丝摆幅限制的问题。

冷丝辅助旋转/摇动电弧窄间隙MAG多层焊接头形貌如图8所示。图中，RA表示单丝旋转电弧，SA表示单丝摇动电弧，CW表示冷丝；试件坡口间隙为12 mm、坡口深度25 mm，每个多层焊接头的填充焊和盖面焊工艺参数相同；图8a和b中的旋转电弧多层焊参数分别与图7a和c相同，图8c和d的摇动电弧多层焊参数分别与图5a和b相同。为了在添加冷丝时也能使多层焊层间焊透，根据图7所示的旋转电弧单层焊焊缝成形结果，多层焊时f_R选为50 Hz，但当V_f2超过3 m/min时，旋转电弧多层焊出现了层间未焊透，因此摇动电弧和旋转电弧多层焊时V_f2均选为3 m/min，以方便对比分析两者接头组织和性能。

根据1.2.2节所述的接头性能实验取样方法，拉伸试样拉伸段的横截面位置如图8c和d中的黄色虚线圆所示，相应的焊缝金属拉伸试样和接头冲击试样均仅涉及多层焊填充层。每层填充焊(除底层L₁外)包含非再热焊缝金属区、焊缝再热热影响区、坡口侧壁热影响区，L₁还包括坡口底部热影响区。如图8b所示，第三层焊缝L₃包括非再热焊缝金属区WM_NRH3和第四层焊缝L₄在第三层焊缝L₃中形成的再热热影响区RHAZ₄₃，类似地，RHAZ₃₂为第三层焊缝在第二层焊缝L₂中形成的再热热影响区。以焊缝金属拉伸试样为例，根据其拉伸段横截面在焊缝填充层中的位置(如图8c和d中的黄色虚线圆所示)，单丝焊和填丝辅助焊时，试样分别涉及多层焊的L₃~L₅和L₂~L₄。因在每个多层焊接头中每层填充焊缝组织类似，后续组织分析时仅以第三层焊缝L₃及其形成的热影响区为例，其组织观测区包括侧壁FL区①、非再热焊缝区②、焊缝再热热影响区③，如图8a所示。

可见，多层焊接头填充焊缝成形均匀，盖面焊无咬边，焊缝层间和坡口侧壁熔合良好，超声检验接头无缺陷，表明焊接工艺稳定性好；与旋转电弧多层焊接头相比，摇动电弧填充焊缝宽度明显较大，表明摇动电弧焊时坡口侧壁熔深更大、工艺适应性更强。此外，添加冷丝时，如图8b和d所示，对于25 mm坡口深度，旋转电弧和摇动电弧每层单道焊均用5层即已焊满；未添加冷丝时，如图8a和c所示，焊接熔敷速率仅取决于主丝送进速率，焊接效率相对较低，两种工艺均需要6层才焊满，相应地，焊接道数增加了20.0%。

针对图8所示的窄间隙多层焊接头，观察了第三层焊缝L₃右侧FL区①的微观组织，如图9所示。在毗邻FL的焊缝区域WM_FL3，金属组织类似，主要由沿晶界生长的粒界铁素体(GBF)和细小的晶内针状铁素体(AF)组成，呈垂直于FL生长的柱状晶结构，如图9a~d所示。如粗晶热影响区(CGHAZ)放大图(图9a1~d1)所示，在FL附近的CGHAZ，由粒状贝氏体(GB)、板条状贝氏体(LB)、侧板条铁素体(FSP)以及少量的GBF组成，其中GB和LB韧性较差(LB相对较好)，使该区域成为接头最薄弱部位。

在CGHAZ中，组织占比与焊接工艺紧密相关。旋转电弧焊时，旋转电弧对熔池后方存在重复加热现象(见2.1节)，减缓了熔池冷却速率，使得RA焊CGHAZ出现了较多的GB，如图9a1所示；在RA中添加冷丝CW后，熔池冷却相对加快，导致在冷丝辅助旋转电弧(RA + CW)焊接头CGHAZ中GB减少、同时LB增多(图9b1)，可提升组织韧性。与旋转电弧工艺相比，摇动电弧焊时，不存在电弧对熔池的重复加热现象，熔池冷却速率相对较快，导致SA焊CGHAZ出现了与RA + CW工艺类似的组织，以LB/GB的混合组织为主，同时FSP增多(图9c1)，有利于提升韧性；在SA中添加冷丝(SA + CW)后，进一步加快了熔池冷却，使得CGHAZ中的贝氏体基体铁素体长大，形成大量互锁长条形LB组织，GB较少(图9d1)。可见，与旋转电弧工艺相比，摇动电弧焊接接头CGHAZ中GB减少、LB增多，添加冷丝后这种变化更明显，组织韧性更好。

为了分析FL附近区域的晶体学特征，针对图9a~d接头区域进行了EBSD分析。不同工艺下观测区域① (图8)的反极图(IPF)、极图(PF)和晶粒取向差分析如图10所示。从IPF (图10a~d)可见，因旋转电弧焊接熔池冷却较慢，CGHAZ宽度达到约282.5 μm，明显比摇动电弧条件下的宽，FL附近本层焊缝WM_FL3柱状晶和CGHAZ等轴晶明显粗大，但冷丝影响并不显著。

根据IPF，基于等效圆直径，采用子集分别计算WM_FL3和CGHAZ区域的加权平均晶粒尺寸，如图10e所示。在WM_FL3区域，RA焊缝平均粒径为19.7 μm，添加冷丝后熔池冷却加快，RA + CW焊缝粒径降为18.7 μm，略有细化；与旋转电弧相比，电弧摇动频率较低，使熔池左右两侧交替凝固，并因摇动电弧对熔池无重复加热作用，导致电弧在近坡口侧壁处停留期间对熔合线附近组织产生了两方面的影响：一方面，使得电弧对侧的母材熔合线附近液态金属凝固时冷却速率加快、柱状晶变小；另一方面，使得电弧同侧的已凝固焊缝中柱状晶受电弧加热作用，柱状晶内晶粒粗化，相应的RA焊缝晶粒为22.9 μm，但冷丝辅助后晶粒细化为18.5 μm。在CGHAZ区域，RA平均粒径为28.0 μm，添加冷丝后，熔池冷却加快，使CGHAZ高温停留时间变短，RA + CW工艺后的粒径降为21.2 μm；与旋转电弧相比，摇动电弧熔池冷却较快，SA和SA + CW工艺后的CGHAZ粒径分别降为20.3和20.7 μm。可见，添加冷丝后，WM_FL3区晶粒细化，并可显著抑制旋转电弧焊CGHAZ区域晶粒长大。

在上述IPF图中叠加晶界后，可统计WM_FL3和CGHAZ的晶界取向差分布，如图10f和g所示。图中，取向差为2°~15°的晶界为小角度晶界(LAGB)，取向差 15°的晶界为大角度晶界(HAGB)，两者占比之和为100%。考虑HAGB会增加裂纹扩展阻力、影响组织韧性，下文重点分析HAGB变化规律。在WM_FL3区域(图10f)，RA和RA + CW工艺中HAGB占比均为68.2%，而SA和SA + CW工艺中HAGB占比分别为70.9%和70.1%，相应增加量分别为2.7%和1.9%，与上述冷丝辅助WM_FL3晶粒细化(图10e)协同，可促进SA + CW工艺中WM_FL3韧性提升；在CGHAZ区域(图10g)，与旋转电弧相比，摇动电弧对坡口侧壁无重复加热作用，FL附近母材热积累少，使HAGB占比均降低，其中添加冷丝后熔池冷却更快，使得SA + CW工艺中HAGB降低更明显(降低了19.1%)，从而降低了该区域组织韧性^[31,32]，与上述因摇动电弧工艺CGHAZ晶粒减小(见图10e)引起的韧性提升作用，共同影响该区域组织韧性。可见，相对于旋转电弧工艺，摇动电弧WM_FL3区HAGB占比增加、CGHAZ区HAGB占比则降低，推断电弧运动方式(旋转/摇动)对WM_FL3和CGHAZ区域HAGB的影响作用相反，而电弧运动方式在晶界取向差方面对FL区冲击功(包括部分WM_FL3和部分HAZ)影响较小；相对于WM_FL3区，CGHAZ区HAGB占比较少，促进了裂纹在该区扩展。

组织中的晶粒生长取向分布也会影响焊接接头性能。图10a1~d1和a2~d2分别为FL附近的WM_FL3和CGHAZ在{100}、{110}和{111}晶面族上的PF。图中，晶面上颜色越趋向于红色，表示织构强度越高，说明晶粒沿该面择优生长。在WM_FL3区域(图10a1~d1)：RA焊缝中(图10a1)，相对于{110}和{111}面，在{100}面上红色块较多，表明晶粒沿{100}面择优生长，最大织构强度为3.90；RA添加冷丝后(图10b1)，在{100}、{110}和{111}面上焊缝晶粒织构强度分布相对均匀，且最大织构强度降为3.50，表明晶粒择优生长取向变弱；SA焊缝中(图10c1)，焊缝晶粒沿{111}面择优生长，最大织构强度为3.40；SA添加冷丝后(图10d1)，与旋转电弧类似，晶粒在3个面上的织构强度分布相对均匀，最大织构强度降为2.75。另一方面，在CGHAZ区域(图10a2~d2)：相对于RA (图10a2)，冷丝辅助RA (图10b2)时晶粒择优生长取向不明显；在SA中添加冷丝后，最大织构强度由SA的3.36 (图10c2)增至SA + CW工艺的4.46 (图10d2)。

不同焊接接头在WM_FL3和CGHAZ区的最大织构强度如图10h所示。在WM_FL3区，焊缝组织由液态凝固结晶，晶粒沿热流方向生长并受熔池冷却速率影响，因此旋转电弧和摇动电弧焊缝晶粒在织构强度上变化趋势相似；其中，SA工艺最大织构强度低于旋转电弧工艺，添加冷丝后，焊缝组织最大织构强度进一步降低，表明摇动电弧焊缝晶粒生长取向随机性较强，组织各向同性好。在CGHAZ区，金属组织通过固态相变再结晶，受焊接热循环作用使该区发生奥氏体-贝氏体相变，形成具有特定晶粒取向的贝氏体组织^[33,34]。与RA工艺对比，SA接头CGHAZ区域LB占比偏多，导致晶粒织构强度较高，使组织各向同性降低；添加冷丝后，接头CGHAZ区形成更多的长条互锁且紧密排列的LB组织(图9d1)，使晶粒沿{100}和{111}面生长取向增强(图10d2)，导致织构强度进一步增大。可见，相对于旋转电弧工艺，摇动电弧WM_FL3区最大织构强度减小，CGHAZ区最大织构强度则增大，推断电弧运动方式(旋转/摇动)对WM_FL3和CGHAZ晶粒生长取向的影响作用相反，电弧运动方式在晶粒生长取向方面对FL区冲击功影响较小。综上分析，FL区冲击功主要取决于组织类型和晶粒尺寸。

焊缝区低倍显微组织观察如图11a~d所示，包含4个区域：第三层(本道)焊缝中部非再热区WM_C3，第三层焊缝在第二层焊缝中形成的粗晶再热热影响区CGRHAZ₃₂和细晶再热热影响区FGRHAZ₃₂，以及第二层(前道)焊缝中部非再热区WM_C2，其中CGRHAZ₃₂和FGRHAZ₃₂构成了RHAZ₃₂，如图11b中的箭头所示；高倍显微组织观察时，以RA焊缝为例，包括WM_C3、CGRHAZ₃₂和FGRHAZ₃₂区域，如图11a1~a3所示。

可见，在上述4个区域中，旋转电弧和摇动电弧焊缝的组织类型相似。其中，WM_C3区组织为长条形柱状晶，主要包含AF和沿原奥氏体晶界析出的GBF；CGRHAZ₃₂区组织呈等轴晶，显微组织类型与WM_C3区类似，而FGRHAZ₃₂区主要由细小多边形铁素体(PF_m)构成。在本道焊缝对前道焊缝再热作用下^[35]，RHAZ₃₂区域组织相较于WM_C3区明显细化。与旋转电弧工艺相比，摇动电弧对熔池后方无重复加热作用，温度梯度/凝固速率(G / R)比值较低，WM_C3区柱状晶变细，且RHAZ₃₂区宽度变窄，但冷丝作用不显著。这种相对于旋转电弧焊缝RHAZ₃₂区变窄的趋势，与2.2节中母材热影响区的变化规律类似，进一步证实了旋转电弧存在重复加热作用。

对图11a中WM_C3区(对应图8中的②区) EBSD分析结果如图12所示。从IPF可见，与旋转电弧(图12a和b)相比，摇动电弧熔池冷却较快，使得摇动电弧焊缝WM_C3区柱状晶细化(图12c和d)，但冷丝影响不显著。根据IPF，计算不同工艺下焊缝WM_C3区的加权平均晶粒尺寸，如图12e所示。RA焊缝粒径为24.1 μm，添加冷丝后熔池冷却加快，粒径细化为21.9 μm，细化率为9.1%。与RA工艺相比，摇动电弧熔池冷却较快，SA焊缝WM_C3区粒径细化为15.7 μm，细化率达35.0%；添加冷丝后，焊缝WM_C3区粒径进一步降为14.7 μm，细化率为6.4%。可见，相比于冷丝辅助，电弧摇动对焊缝WM_C3区晶粒细化作用更显著。

在上述IPF中叠加晶界后，统计出焊缝WM_C3区的晶界取向差分布，如图12f所示。RA和RA + CW工艺中，HAGB占比分别为67.6%和66.7%。相比于旋转电弧对熔池的单向搅拌，摇动电弧往复搅动熔池，促进晶粒间交错结晶，使得HAGB占比增多。相应地，在SA和SA + CW工艺中，HAGB占比分别增大至74.3%和71.6%，较RA和RA + CW工艺的增加量分别为6.7%和4.9%。添加冷丝后，熔池冷却加快，晶粒细化，使RA + CW和SA + CW焊缝WM_C3区的HAGB占比均略有下降。可见，电弧运动方式在WM_C3区HAGB的形成中占主导因素，电弧摇动提高了HAGB占比。

焊缝WM_C3区在{100}、{110}和{111}晶面族上的PF如图12a1~d1所示。对于RA和RA + CW工艺，如图12a1和b1所示，焊缝晶粒均沿{100}面择优生长，最大织构强度分别为3.44和3.47；相对于旋转电弧，摇动电弧焊缝晶粒织构强度在3个面上分布相对均匀，如图12c1和d1所示，且最大织构强度分别降为2.49和2.56，表明晶粒择优生长取向变弱。4种焊缝WM_C3区的最大织构强度对比如图12g所示。与旋转电弧工艺相比，摇动电弧熔池冷却较快，使其焊缝中易形成类等轴晶组织(图12c和d)，导致摇动电弧焊缝WM_C3区织构强度明显降低。添加冷丝后，熔池流动性下降，且冷丝吸热使熔池中部过冷度增大，促进晶粒沿冷却较快方向长大，导致WM_C3区织构强度均略有增大。总体上，摇动电弧焊缝晶粒织构强度的降低，与上述摇动电弧的WM_C3晶粒细化(图12e)和HAGB占比提升(图12f)作用协同，可提高摇动电弧WM_C3区强韧性；添加冷丝后，晶粒细化促进性能进一步提升，但HAGB占比降低、最大织构强度略有增大，会弱化这种作用。

对焊缝再热粗晶区CGRHAZ₃₂ (对应图8的③区)的EBSD分析结果如图13所示。从IPF (图13a~d)可见，在旋转电弧和摇动电弧焊缝CGRHAZ₃₂区，近色块区域晶粒取向相近，每个区域呈等轴晶状，其中摇动电弧CGRHAZ₃₂区具有相近晶粒取向的区域较大。根据IPF，计算出焊缝CGRHAZ₃₂区的加权平均晶粒尺寸，如图13e所示。RA焊缝粒径为15.6 μm，添加冷丝后，焊缝晶粒细化为14.9 μm，细化率为4.5%；与旋转电弧相比，SA焊缝CGRHAZ₃₂区粒径降为12.6 μm，添加冷丝后，焊缝CGRHAZ₃₂区粒径降至12.0 μm，细化率为4.8%。可见，在CGRHAZ₃₂区，电弧运动方式和冷丝添加对晶粒度的影响趋势与WM_C3区类似。

焊缝CGRHAZ₃₂区的晶界取向差分布如图13f所示。对于RA和RA + CW工艺，HAGB占比分别为69.9%和70.8%；相对于旋转电弧工艺，在本道焊缝热作用前，SA和SA + CW工艺中前道焊缝HAGB占比较高(图12f)，推测因此使摇动电弧CGRHAZ₃₂区HAGB占比分别提高至76.6%和74.1%，相应增加量分别为6.7%和3.3%，可提升摇动电弧工艺CGRHAZ₃₂强韧性。

焊缝CGRHAZ₃₂区在{100}、{110}和{111}晶面族上的PF如图13a1~d1所示。对于RA和RA + CW工艺，焊缝晶粒织构强度在3个晶面上分布均相对均匀，且最大织构强度相近，分别为1.50和1.64，晶粒择优生长取向不明显；对于SA和SA + CW工艺，焊缝晶粒织构强度在3个晶面上分布均相对均匀，但最大织构强度分别为1.98和1.71，相对于旋转电弧工艺、晶粒择优生长取向变强。不同工艺焊缝CGRHAZ₃₂区的最大织构强度如图13g所示。在本道焊缝L₃对前道焊缝L₂的再热作用下，该区在重新奥氏体化再结晶过程中形成等轴晶组织，相变时在原始焊缝HAGB处晶界能高，推断有利于晶粒沿特定取向长大，从而使晶粒织构强度增大。相对于旋转电弧焊，摇动电弧焊缝WM_C3区的HAGB占比较高(图12f)，表明其他填充层焊缝非再热区的HAGB占比也较高，相应地因在第二层焊缝CGRHAZ₃₂的原始HAGB占比较高，导致CGRHAZ₃₂晶粒织构强度偏高；添加冷丝后，焊缝非再热区的HAGB占比降低(图12f)，导致其CGRHAZ₃₂晶粒织构强度随之下降，提升了组织各向同性。

根据以上分析，在晶粒尺寸和晶界取向差方面，电弧运动方式(旋转/摇动)和冷丝添加对WM_C3和CGRHAZ₃₂区的影响趋势类似：相对于旋转电弧工艺，电弧摇动可细化晶粒、提高HAGB占比，有利于提升组织强韧性；但在晶粒生长取向方面，其影响趋势相反，会弱化这种提升作用。

窄间隙焊接接头的焊缝拉伸实验结果如图14所示。如图14a焊缝拉伸应力-应变曲线所示，在弹性阶段，因母材和焊丝相同，材料刚性差异较小，不同工艺焊缝拉伸曲线基本重合；从弹性阶段过渡到屈服阶段，如图14a中插图可见，相对于旋转电弧焊缝，SA焊缝拉伸上、下屈服点均较高，添加冷丝后屈服强度和抗拉强度进一步提高。

不同焊接工艺下焊缝的抗拉强度和伸长率如图14b所示。根据前述组织分析(见第3.2.2和3.2.3节)，WM_C3和CGRHAZ₃₂强韧性主要取决于晶粒尺寸和组织类型，而FGRHAZ₃₂组织类型相似、晶粒度差异小，但FGRHAZ₃₂区域宽度会影响焊缝强韧性。在WM_C3和CGRHAZ₃₂区域，每种工艺下组织类型相似，晶体形态各异(WM_C3区为柱状晶，CGRHAZ₃₂为等轴晶)，但相对于旋转电弧焊，摇动电弧焊缝晶粒粒径较小；在FGRHAZ₃₂区域，组织为多边形铁素体，硬度较低、塑性较好，电弧摇动导致其区域更窄。相应地，摇动电弧焊缝强度总体较高，其SA焊缝抗拉强度为621.6 MPa，伸长率为30.7% (图14b)，相对于RA (抗拉强度为601.3 MPa，伸长率为33.4%)，焊缝强度提升3.4%，伸长率降低量为2.7%。

冷丝添加使WM_C3和CGRHAZ₃₂区域组织细化，但对FGRHAZ₃₂区域组织影响不明显，导致焊缝强度相应提高。SA + CW焊缝抗拉强度为637.6 MPa，伸长率为31.1% (图14b)，相对于SA工艺，焊缝强度提升2.6%，但冷丝辅助下WM_C3组织最大织构强度微升，而CGRHAZ组织最大织构强度明显下降(图13g)，导致伸长率反而提高0.4%；相对于RA焊缝，RA + CW焊缝抗拉强度为613.9 MPa，提升2.1% (图14b)，且因在WM_C3和CGRHAZ₃₂组织最大织构强度同时提高(图12g和13g)，强化了晶界滑移阻力，抑制了塑性变形，使伸长率降低了2.1% (图14b)。可见，添加冷丝后，提升了旋转电弧和摇动电弧焊缝的抗拉强度，其中摇动电弧焊时的提升作用更明显；与RA工艺相比，SA + CW焊缝抗拉强度提高了6.0%。

窄间隙焊接接头FL区和焊缝区的冲击功如图15所示。根据前述对接头FL区金相观察及EBSD组织分析(见3.1节)，FL区冲击韧性受WM_FL3和CGHAZ组织韧性的影响，主要取决于组织类型和晶粒尺寸。RA焊接接头FL区冲击功为111.6 J，与RA相比，摇动电弧熔池冷却较快，导致CGHAZ区韧性较好的FSP和LB含量提高(图9e和g)，且晶粒明显细化，相应地SA焊接接头FL区冲击功提高了20.9 J，提升了18.7%。

添加冷丝后，熔池冷却加快，旋转电弧CGHAZ区韧性较差的GB含量降低(图9e和f)，同时FL附近两区域晶粒细化且HAGB占比提升，使RA + CW焊接接头冲击功提高至128.7 J，较RA焊提升了15.3%；摇动电弧CGHAZ区形成大量的互锁长条形LB抑制裂纹扩展，与FL附近WM_FL3区晶粒明显细化协同，使SA + CW焊接接头冲击功提高至171.6 J，较SA焊提升了29.5%。可见，冷丝添加后，提升了旋转电弧焊和摇动电弧焊接头FL区韧性，其中摇动电弧焊时的提升作用更显著；与RA工艺相比，SA + CW焊接接头FL区韧性提高了53.8%。

第三层焊缝中部非再热区WM_C3以及RHAZ₃₂区的组织特性，如3.2.2和3.2.3节所述，共同决定窄间隙焊接接头焊缝区冲击韧性。根据金相观察及EBSD组织分析(见3.2节)，在WM_C3和CGRHAZ₃₂区，电弧运动方式和冷丝辅助会影响晶粒尺寸、HAGB占比和晶粒织构强度，并相应影响焊缝韧性；在FGRHAZ₃₂区，其金属组织类型和结构相似，电弧运动方式和冷丝辅助对焊缝韧性的影响主要取决于对区域宽度变化的影响。

焊接接头焊缝区冲击功如图15所示。相对于RA工艺，采用SA工艺时，一方面，在WM_C3和CGRHAZ₃₂区域，晶粒织构强度变化趋势相反、对焊缝韧性影响弱化；另一方面，因晶粒细化、HAGB占比提高，可提升该焊缝两区域韧性，但再热热影响区(CGRHAZ₃₂和FGRHAZ₃₂)明显变窄(图11c)，导致焊缝韧性总体略有下降。添加冷丝后，旋转电弧焊时，WM_C3和CGRHAZ₃₂区域晶粒细化，CGRHAZ₃₂区域HAGB占比升高，同时再热热影响区略变宽，但两区域晶粒织构强度增大，且在WM_C3区域HAGB占比降低，导致焊缝韧性总体下降16.2 J；摇动电弧焊时，WM_C3和CGRHAZ₃₂区域晶粒细化，CGRHAZ₃₂区域晶粒织构强度降低，同时FGRHAZ₃₂区域变宽(图11d)，但两区域晶粒HAGB占比明显降低，且在WM_C3区晶粒织构强度增大，导致焊缝韧性总体下降11.6 J。可见，摇动电弧焊缝韧性略低，添加冷丝后进一步降低。

总体上，不同工艺下窄间隙焊接接头焊缝金属的拉伸强度(均高于母材)和0 ℃冲击功(均远大于47 J)，都满足性能要求。其中，电弧摇动和冷丝添加使焊缝区冲击韧性略有下降，但能提升窄间隙焊接接头焊缝强度和FL区冲击韧性，特别是冷丝辅助摇动电弧显著提升了接头FL区冲击韧性，可解决焊接接头薄弱区域韧性低的问题，相应提高了焊接接头整体韧性裕量。

(1) 提出了可变幅摆动冷丝辅助的旋转/摇动电弧窄间隙MAG焊接工艺。添加冷丝后，旋转/摇动电弧焊缝成形稳定，焊接效率可分别提高25.7%和44.2%。与旋转电弧焊相比，冷丝辅助摇动电弧焊时，同时获得了较大的坡口侧壁熔深和焊缝底部熔深，且接头HAZ和焊缝再热区窄；冷丝送进速率增至5 m/min时，摇动电弧焊缝仍具有足够的熔深，并在冷丝横向摆动协同率增至50%后，焊缝组织均匀。相应地，在较小摆幅冷丝辅助下，协同提升了旋转/摇动电弧焊接效率和工艺实用性，摇动电弧优势更明显。

(2) 揭示了冷丝辅助旋转/摇动电弧窄间隙焊接接头组织的演变规律。相对于旋转电弧焊，摇动电弧焊熔池冷却较快，细化焊缝中部晶粒，促进CGHAZ板条贝氏体生成、晶粒细化、HAGB占比降低，但CGHAZ晶粒择优竞争生长使织构强度增加；电弧摇动往复搅拌熔池，使焊缝晶粒间交错结晶，HAGB占比提升、织构强度降低。冷丝添加后，熔池冷却加快，焊缝晶粒细化，CGHAZ形成大量互锁长条贝氏体。相应地，电弧摇动和冷丝添加改善了接头组织，组织类型和晶粒尺寸主导接头强韧性。

(3) 阐明了电弧运动方式和冷丝添加对窄间隙焊缝强度和接头韧性的影响机制。相对于旋转电弧，单丝摇动电弧焊缝中部晶粒细化，CGHAZ缩窄、组织韧化，使焊缝强度和熔合线区冲击韧性提升，但焊缝再热热影响区明显变窄、焊缝冲击韧性下降；添加冷丝后，其强度和FL区韧性显著提升，但因焊缝HAGB占比下降、非再热焊缝区织构强度增大，焊缝韧性反而降低。总体上，冷丝添加提高了旋转/摇动电弧接头强韧性，且摇动电弧焊接头熔合线区冲击韧性更优，协同提升了窄间隙焊接效率和性能。