齊麗華， 王 磊， 楊耀斌， 胡美娟，陳越峰， 何小東

（1. 中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院， 西安710077；2. 石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國家重點實驗室， 西安710077；3. 中國石油西部管道公司， 烏魯木齊830013）

0 前 言

近二十年來， 隨著石油和天然氣消費量的加速遞增， 我國管道建設(shè)得到了高速發(fā)展， 油氣輸送管線用鋼的強度等級和管徑逐漸增大， 管道輸送壓力逐漸提高， 從而對管道現(xiàn)場焊接技術(shù)提出了新的挑戰(zhàn)[1-2]。 國內(nèi)管道工程施工環(huán)焊工藝主要采用自保護藥芯焊絲半自動下向焊接方法以及自動焊的方法， 返修采用手工電弧焊焊接工藝[3-5]。其中， 80%以上的管道環(huán)焊縫采用自保護藥芯焊絲半自動焊接 （FCAW-S）[6-7]， 該種焊接方法在高鋼級管道焊接中存在諸多問題： ①藥芯焊材焊接的焊縫金屬組織均勻性較差， 導(dǎo)致與母材同一強度級別的焊絲拉伸性能比母材低； ②焊接熱輸入量大， 焊接熱影響區(qū)易出現(xiàn)軟化現(xiàn)象； ③自保護焊接會導(dǎo)致焊縫中的氮含量增高， 而AlN 的增加使得焊縫組織的脆性增大， 焊縫的韌性波動范圍增大， 會有極低值出現(xiàn)； ④半自動的手工操作方法， 更多地取決于焊工的焊接操作水平和責(zé)任心， 易導(dǎo)致焊接少層少道的現(xiàn)象增多， 使焊縫韌性會出現(xiàn)更多的極低值[8]。 采用上述方法焊接的焊縫沖擊韌性不僅與焊接熱輸入量有關(guān)， 還與焊縫的微觀組織尤其鏈狀M-A 組織、 AlN、Al2O3等析出物[9]及藥芯焊絲中稀土元素的大小及分布情況等因素有關(guān)。 因此， 為保證管道焊接接頭的力學(xué)性能， 有必要對影響自保護藥芯焊絲半自動焊接工藝的因素進行系統(tǒng)分析， 對提高管道工程環(huán)焊縫質(zhì)量及管道建設(shè)和安全運營具有重要的意義[10-11]。

1 化學(xué)成分及環(huán)焊工藝

環(huán)焊焊口的母材為X80 級管線鋼， 為低碳微合金高強度管線鋼， 管材規(guī)格為Φ1 219 mm×18.4 mm， 化學(xué)成分符合中國石油集團CDP-SNGP-PL-006-2014-3 《天然氣管道工程用鋼管技術(shù)規(guī)格書》 的要求。 根焊采用實芯焊絲， 直徑為1.2 mm； 填充蓋面焊采用自保護藥芯焊絲E81T8-Ni2， 直徑為2.0 mm。 X80 管線鋼管和焊絲的化學(xué)成分見表1， 焊接工藝參數(shù)見表2。

表1 X80 鋼級管線鋼管和自保護藥芯焊絲的化學(xué)成分 %

表2 管道自保護藥芯焊絲半自動焊接工藝參數(shù)

2 微觀組織和力學(xué)性能研究

對服役X80 管道工程的焊口進行破壞性檢測， 并從微觀組織和力學(xué)性能分布趨勢進行分析， 針對不同的組對錯邊缺陷， 結(jié)合環(huán)焊接頭的性能特點進行安全性綜合影響因素分析。

2.1 力學(xué)性能分析

圖1 為該管道項目服役環(huán)焊接頭破壞性焊口檢測的拉伸性能分析結(jié)果。 圖1 中橫坐標(biāo)為抽查的焊口數(shù)量， 縱坐標(biāo)為同一焊口不同區(qū)域的拉伸性能分布情況。 FCAW-S 焊口拉伸性能在610～740 MPa內(nèi)波動， 檢測試樣沒有去除余高， 低于公稱強度的環(huán)焊接頭斷裂位置在母材上， 即鋼管的縱向拉伸強度較低， 但都高于95%的公稱強度值。 同一焊口不同區(qū)間的強度波動幅度最大值為40 MPa， 其余焊口各區(qū)域的強度基本一致， 說明不同焊接位置焊接工藝參數(shù)的波動對焊口強度影響較小。

圖1 FCAW-S 破壞性焊口環(huán)焊接頭的拉伸性能分布趨勢

圖2 為環(huán)焊接頭焊口不同位置的焊縫和熱影響區(qū)沖擊性能分布趨勢。 圖2 中橫坐標(biāo)為抽查焊口數(shù)量， 縱坐標(biāo)為同一焊口0 點和3 點位置對應(yīng)的沖擊性能波動情況。 從圖2 （a） 可以看出， 焊縫中心的沖擊韌性波動較大， 為60～275 J， 各位置的韌性值分布趨勢相近。 由于焊接熱影響區(qū)韌性由焊縫和熱影響區(qū)組成（見圖2 （c））， 其韌性波動范圍明顯大于焊縫中心， 為60～325 J， 且同一焊口的HAZ 波 動范圍也遠(yuǎn)大于焊縫中心。

圖2 FCAW-S 破壞性焊口環(huán)焊接頭沖擊性能分布趨勢

2.2 微觀組織分析

根據(jù)焊接接頭宏觀性能統(tǒng)計數(shù)據(jù)， 針對具體的環(huán)焊接頭微觀組織進行金相和力學(xué)性能的進一步分析， 圖3 為環(huán)焊接頭不同部位的金相組織。

環(huán)焊接頭由焊縫、 熱影響區(qū)和母材組成，環(huán)縫主要由根焊、 層間焊縫和蓋面焊組織組成， 熱影響區(qū)由近熔合線的粗晶區(qū)和近母材的細(xì)晶區(qū)組成。 圖3 （a） 中位置b 為熔合線的粗晶區(qū)組織形態(tài)， 受焊接過程中高溫?zé)嵩从绊懀?最高溫度近1 350 ℃， 其組織晶粒大小不均， 長大的晶粒尺寸約為30～40 μm， 內(nèi)部為明顯的板條貝氏體組織。 在大晶粒晶界交叉處分布著大量的尺寸不均勻和形狀不規(guī)則的約10 μm 的細(xì)小晶粒， 小晶粒邊界存在較高的位錯密度， 如圖3 （b） 中箭頭所示。 大量的位錯釘扎作用使晶粒長大， 形成了粗晶區(qū)特有的晶粒不均勻的特征。 圖3 （a） 中位置c 為熱影響區(qū)細(xì)晶區(qū)組織形態(tài)， 該處焊接過程中最高溫度近900 ℃， 其組織晶粒細(xì)小， 尺寸約為5～10 μm， 晶粒邊界存在大量的位錯釘扎。 在圖3 （a） 中， 位置d 為焊縫蓋面焊組織， 該處的組織晶粒粗大， 尺寸為100 ～200 μm， 晶粒內(nèi)部存在大量的板條狀貝氏體組織和析出物。 板條貝氏體亞結(jié)構(gòu)粗大， 亞板條寬度近5 μm，表明該處的韌性很低。 圖3 （a） 中位置e 為焊縫填充焊層間組織形態(tài)， 該處的組織晶粒尺寸小于蓋面焊， 約為50～100 μm， 晶粒內(nèi)部的板條狀貝氏體組織更加細(xì)小、 均勻， 析出物均勻分布或釘扎在亞板條邊界， 提高了該處沖擊性能。 圖3 （a） 中位置f 為焊縫的根焊處組織， 該處為鐵素體， 晶粒尺寸約為10 μm， 且晶粒邊界存在大量的珠光體組織。

圖3 FCAW-S 焊口環(huán)焊接頭不同部位的金相組織

3 討論分析

由破壞性焊口統(tǒng)計數(shù)據(jù)分析結(jié)果可知，F(xiàn)CAW-G 工藝條件下焊口的沖擊韌性和拉伸性能差別很大， 這與金相組織分析得到的環(huán)焊接頭不同部位的組織和晶粒差別較大有關(guān)。 為進一步對FCAW-S 焊接工藝環(huán)焊接頭性能及其影響進行深入分析， 采用微拉伸測試方法對環(huán)焊接頭不同部位進行拉伸性能測試分析。 圖4 為焊口不同部位的微拉伸曲線分布。 由圖4 可知， 由于根焊與填充焊、 蓋面焊焊材的不同， 根焊部位的拉伸強度最低為450～550 MPa， 但其均勻延伸率顯著增加， 達(dá)到17%； 填充焊和蓋面焊部位的拉伸強度為630～710 MPa， 均勻延伸率約為0.06%～0.10%。 根焊的拉伸強度比填充焊和蓋面焊焊縫金屬的拉伸強度低約200 MPa， 為整個環(huán)焊接頭最薄弱的位置。 焊縫熱影響區(qū)熔合線附近的拉伸強度約為600 MPa， 遠(yuǎn)低于母材管體650 MPa 的縱向拉伸強度。

圖4 FCAW-S 焊口環(huán)焊接頭不同部位的微拉伸性能

硬度和強度有一定的對應(yīng)關(guān)系， 采用硬度云圖方法對環(huán)焊焊口的硬度分布進行分析， 如圖5所示。 由圖5 （b） 可見， 根焊區(qū)域整體的硬度分布最低， 僅為180HV0.5； 熱影響區(qū)靠近薄壁一側(cè)的硬度較高， 與母材相近， 約為280～300HV0.5，厚壁一側(cè)的硬度略低， 約為220HV0.5； 填充焊焊縫中心的硬度分布較為均勻， 約為220～240HV0.5， 略低于母材。 圖5 （c） 為0 點、 3 點和6 點不同位置填充焊的宏觀硬度曲線分布，可以看出， 不同焊接位置接頭兩側(cè)母材的硬度分布較為均勻， 約為220～260HV10， 焊縫中心的硬度均略有降低， 焊縫的根焊部位硬度最低， 約為170～200HV10， 為整個環(huán)焊接頭的薄弱環(huán)節(jié)。

圖5 FCAW-S 焊口環(huán)焊接頭硬度云圖和不同位置的硬度分布

圖6 為FCAW-S 環(huán)焊接頭的沖擊性能， 圖中0 點位置的沖擊韌性值顯著低于3 點位置的韌性。 由此可見， 0 點位置由于焊接熱輸入較大， 兩個焊口的沖擊性能波動大且出現(xiàn)了低值， 3 點位置的熱輸入較小， 其沖擊性能高且波動較小。

圖6 環(huán)焊接頭的沖擊性能

填充焊層局部微觀組織的掃描電鏡和透射電鏡照片如圖7 所示。 由圖7 （a） 可見， 因?qū)娱g焊縫金屬反復(fù)受熱， 晶界和亞晶界均出現(xiàn)明顯的鈍化現(xiàn)象， 且奧氏體晶界上的M-A 組織呈鏈狀積聚并長大， 這種鏈狀的M-A 組織削弱了晶粒間界面能。而晶粒內(nèi)部和貝氏體板條組織邊界彌散分布著大量的M-A 組織， 有利于提高焊縫的強度和韌性。分別選取填充焊交界處（圖3 （a） 中4#位置） 和填充焊層層間（圖3 （a） 中5#位置） 的焊縫金屬進行析出相研究， 如圖7 （b） 和圖7 （c） 所示。在同樣視野里， 填充焊層間的析出物明顯少于每道次焊層交界處的析出物， 即焊縫金屬在加熱和快速冷卻后， 析出物尺寸彌散細(xì)小， 有利于提高焊縫金屬的韌性。 但在每層填充焊的重復(fù)受熱區(qū)域， 該區(qū)域組織的M-A 鏈狀現(xiàn)象增多。 同時， 其析出物明顯增多和變大， 且分布不均勻， 填充焊交界處的析出物大小差異性很大， 降低了焊縫的韌性。

圖7 填充焊層局部微觀組織掃描電鏡照片和透射電鏡照片

4 結(jié) 論

（1） 通過微拉伸試驗和硬度云圖觀察得到，F(xiàn)CAW-S 環(huán)焊接頭的根焊強度和硬度遠(yuǎn)低于管體母材的強度和硬度， 為整個環(huán)焊接頭的薄弱環(huán)節(jié)。

（2） 焊接熱輸入量變化較大， 環(huán)焊接頭的沖擊韌性不穩(wěn)定， 焊縫0 點位置的韌性比3 點位置韌性低， 且波動較大。

（3） 填充焊層間鏈狀M-A 組織的分布形態(tài)、大小及析出物的大小和分布情況是引起焊縫韌性不穩(wěn)定的主要因素。

（4） 在高鋼級管道環(huán)焊焊材選擇方面， X80管道應(yīng)提高根焊焊材的強度， 避免低強匹配引起的應(yīng)力集中， 從而保證環(huán)焊接頭的安全服役。