何小東，高雄雄，David Han，池強(qiáng)，霍春勇，José B.Bacalhau

(1.中國(guó)石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院,石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安,710077；2.國(guó)際焊接研究中心,西安,710077；3.Companhia Brasileira de Metalurgia e Minera??o,Sao Paulo,04538-133,Brazil)

0 序言

長(zhǎng)距離管道輸送需要采用高強(qiáng)度管線鋼管.為了滿足X70 和X80 乃至更高鋼級(jí)管線鋼管的組織和性能要求，常使用C-Mn-Si-Mo-Nb 或C-Mn-Si-Cr-Nb 合金設(shè)計(jì)的熱機(jī)械控制軋制工藝.從二十世紀(jì)五十年代末開始，鈮微合金化技術(shù)極大地推動(dòng)了高強(qiáng)度管線鋼的發(fā)展和工程應(yīng)用[1-4].

高強(qiáng)度管線鋼焊接的關(guān)鍵問(wèn)題和挑戰(zhàn)是焊縫金屬的強(qiáng)度和韌性，以及影響焊接結(jié)構(gòu)整體性能的熱影響區(qū)惡化[5-6].在早期高鋼級(jí)管道建設(shè)中，由于管道焊接自動(dòng)化水平相對(duì)較低，國(guó)內(nèi)外X70 和X80高等級(jí)油氣管道工程環(huán)焊縫常采用焊條電弧根焊與自保護(hù)藥芯焊絲填充蓋面的組合焊接工藝.這些管道運(yùn)行一段時(shí)間后，常發(fā)生環(huán)焊縫斷裂失效.文獻(xiàn)[7]認(rèn)為環(huán)焊縫斷裂失效主要與沖擊韌性低有關(guān)，而且是由于Nb 元素含量影響管線鋼粗晶區(qū)中MA 組元的形態(tài)和韌性，應(yīng)盡量降低其含量[8-9].但也有研究表明，在相同焊接熱輸入下，由于未溶Nb(C，N)顆粒抑制了奧氏體晶粒長(zhǎng)大，高含量Nb元素HTP 管線鋼的粗晶熱影響區(qū)(heat affected zone,HAZ)沖擊韌性均高于低含量的Mn-Mo 管線鋼[10].鈮對(duì)環(huán)焊縫熱影響區(qū)的組織和性能的影響是一個(gè)非常復(fù)雜的問(wèn)題，有許多相互關(guān)聯(lián)的機(jī)制，也取決于鋼的化學(xué)成分和焊接參數(shù).盡管爭(zhēng)論一直存在，但強(qiáng)度匹配、韌性及熱影響區(qū)軟化對(duì)高強(qiáng)度管道環(huán)焊縫接頭的斷裂行為起著重要的影響作用[11].

文中采用焊條電弧焊(shielded metal arc welding,SMAW)和藥芯焊絲自保護(hù)焊(self-shielded flux cored arc welding,FCAW-S)組合焊接工藝，研究了兩種不同強(qiáng)度匹配的高鈮X80 環(huán)焊縫接頭的組織和性能，以促進(jìn)對(duì)高鋼級(jí)管道環(huán)焊縫失效機(jī)理的認(rèn)識(shí)和失效控制.

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為高鈮 X80 直縫埋弧焊接鋼管，直徑為762 mm，壁厚為14.1 mm，其化學(xué)成分和碳當(dāng)量見表1(其中Pcm為冷裂紋敏感指數(shù)).試驗(yàn)鋼管縱向拉伸屈服強(qiáng)度為616～ 618 MPa，抗拉強(qiáng)度為654～664 MPa，斷后伸長(zhǎng)率為35.5%～ 37.0%，-20 ℃標(biāo)準(zhǔn)夏比沖擊沖擊吸收能量平均值為304 J，維氏硬度為214～ 227 HV10.

表1 X80 試驗(yàn)鋼管的化學(xué)成分及碳當(dāng)量(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical composition and carbon equivalent of X80 steel pipe

環(huán)焊縫采用手工焊條電弧(SMAW)根焊與自保護(hù)藥芯焊絲(FCAW-S)填充蓋面的組合焊接工藝.焊接坡口及焊接順序如圖1 所示，坡口為V 形，單側(cè)坡口角度為22°～ 25°.采用E7018 +E81T8-Ni2J(標(biāo)記為UM)和E9016+E91T8-G(標(biāo)記為OM)兩種不同強(qiáng)度組合的焊接材料進(jìn)行環(huán)焊縫焊接.根焊、填充及蓋面焊接設(shè)備均為熊谷MPS-500.預(yù)熱溫度為100～ 150 ℃，層間溫度控制在60～100 ℃，根焊和熱焊為單層單道焊，填充和蓋面均為單層多道焊接，焊接工藝參數(shù)見表2.

圖1 焊接坡口形式及尺寸(mm)Fig.1 Welding groove type and size

表2 焊接工藝及參數(shù)Table 2 Welding method and process parameters

焊接完成后，采用X 射線探傷儀對(duì)環(huán)焊縫進(jìn)行無(wú)損檢測(cè)，以檢查是否存在可能影響后續(xù)力學(xué)測(cè)試結(jié)果的缺陷.再分別從UM 和OM 環(huán)焊縫上截取無(wú)焊接缺陷顯示的力學(xué)試樣和金相試樣.垂直環(huán)焊縫截取拉伸和夏比沖擊試樣，依據(jù)ASTM A370 測(cè)試環(huán)焊縫接頭的性能.條形拉伸試樣尺寸(長(zhǎng)度 ×寬度 × 厚度)為300 mm × 25.4 mm × 14.1 mm，且保留焊縫余高；圓棒拉伸試樣(長(zhǎng)度 × 直徑)為125 mm × 10 mm.夏比沖擊試樣的尺寸為55 mm ×10 mm × 10 mm，缺口分別位于焊縫中心、熔合線(fusion line,FL，其定義為夏比沖擊試樣缺口位于焊縫金屬和熱影響區(qū)各占50%處)、FL+1 和FL +2(分別代表缺口位于熱影響區(qū)FL+1 mm 和FL +2 mm 處).并用MEF4M 金相顯微鏡觀察了環(huán)焊縫接頭的微觀組織形貌，借助KB30BVZ-FA 維氏硬度計(jì)和數(shù)字圖像相關(guān)法(digital image correlation,DIC)分別測(cè)試了環(huán)焊縫接頭的硬度分布及拉伸載荷下的變形和斷裂過(guò)程，采用掃描電鏡觀察了拉伸試樣的斷口形貌.

2 結(jié)果及討論

2.1 強(qiáng)度及韌性

圖2 是兩種不同強(qiáng)度匹配的焊縫金屬與縱向管體的拉伸性能.由圖2 可知，采用E7018+E81T8-Ni2J 焊接的環(huán)焊縫，焊縫金屬的實(shí)際強(qiáng)度低于母材縱向抗拉強(qiáng)度，為低匹配環(huán)焊接頭；采用E9016 +E91T8-G 焊接的環(huán)焊縫為高強(qiáng)匹配接頭.

圖2 全焊縫金屬與縱向管體的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Tensile stress-strain curves of all-weld metal and longitudinal pipe body

圖3 是兩種強(qiáng)度匹配環(huán)焊縫接頭的抗拉強(qiáng)度對(duì)比.從圖3 可以看出，對(duì)于匹配為UM 的環(huán)焊縫接頭，保留焊縫余高的矩形試樣受拉伸載荷時(shí)，大多數(shù)情況下斷于母材，個(gè)別試樣斷于焊縫；但是若采用去除焊縫余高的圓棒拉伸試樣，則全部試樣斷于焊縫.而匹配為OM 的環(huán)焊接頭，在拉伸載荷下條形試樣和圓棒試樣均斷于母材.無(wú)論是哪種匹配，若接頭試樣斷于母材則其抗拉強(qiáng)度主要體現(xiàn)的母材拉伸性能.對(duì)于UM 匹配，斷于母材的接頭抗拉強(qiáng)度為635～ 652 MPa，波動(dòng)較大.其主要原因是焊縫金屬有較大變形，而管體的變形相對(duì)較小，形變強(qiáng)化程度也較低.OM 匹配時(shí)，斷于母材的接頭抗拉強(qiáng)度為654～ 664 MPa，波動(dòng)范圍很小，且與管體母材的實(shí)際抗拉強(qiáng)度基本一致.

圖3 不同強(qiáng)度匹配環(huán)焊縫接頭抗拉強(qiáng)度Fig.3 Tensile strength of girth weld joint with different strength matching

圖4 是兩種不同強(qiáng)度焊接材料所焊接的環(huán)焊縫接頭韌性對(duì)比.從圖4 可以看出，UM 匹配的環(huán)焊縫夏比沖擊吸收能量較為分散，其值為46～135 J；OM 匹配的環(huán)焊縫夏比沖擊吸收能量相對(duì)集中，其值為72～ 128 J.這兩種強(qiáng)度匹配的環(huán)焊縫夏比沖擊吸收能量平均值相當(dāng).與OM 匹配相比，由于受焊縫吸收能量離散性的影響，UM 匹配接頭熔合線(FL)處的夏比沖擊吸收能量也相對(duì)較離散.而FL+1 的夏比沖擊試樣缺口大部分位于粗晶區(qū)，雖然組織不均勻性導(dǎo)致韌性存在一定分散，且低于管體的夏比沖擊吸收能量(CVN 值)，但其最低值達(dá)141 J，平均值高達(dá)220 J.FL+2 的沖擊試樣缺口位于細(xì)晶區(qū)，其吸收能量相對(duì)集中，但仍低于管體母材縱向的沖擊吸收能量約40 J.

圖4 不同強(qiáng)度匹配FCAW-S 環(huán)焊接頭沖擊韌性Fig.4 Impact toughness of FCAW-S girth welded joints with different strength.(a) WM;(b) FL;(c) FL+1;(d) FL+2

2.2 顯微組織

圖5 是采用E81T8-Ni2J 和E91T8-G 兩種焊絲填充、蓋面所得到的焊縫和熱影響區(qū)的顯微組織.在管道環(huán)焊過(guò)程中，常采用多層多道焊接，后焊的焊道對(duì)上一焊道具有二次加熱的作用.多層多道焊接的環(huán)焊縫中針狀鐵素體組織并不明顯.從圖5 可知，雖然兩種強(qiáng)度匹配的焊縫組織均為粒狀貝氏體(granular bainite，GB)，但是采用E91T8-G 填充、蓋面焊接的焊縫，其GB 組織更細(xì)小，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度也較高.因此X80 管道環(huán)焊縫焊接采用E91T8-G 更易實(shí)現(xiàn)等強(qiáng)或高強(qiáng)匹配的接頭設(shè)計(jì)要求.

圖5 不同強(qiáng)度焊絲所得焊縫的顯微組織Fig.5 Microstructure of welds with different strength welding wires.(a) E81T8-Ni2J;(b) E91T8-G

圖6 是高鈮 X80 環(huán)焊縫熱影響區(qū)的顯微組織.由圖6 可知，熔合線(FL)附近粗晶區(qū)和細(xì)晶區(qū)的微觀組織為GB 和多邊形鐵素體(polygonal ferrite,PF)，高鈮 X80 管線鋼FCAW-S 環(huán)焊接頭的粗晶區(qū)和細(xì)晶區(qū)并未見存在影響沖擊韌性的MA 組元，但在熔合線附近的粗晶區(qū)存在明顯的組織不均勻性.在微合金高強(qiáng)度管線鋼中，C 和N 元素含量較低，(Ti,Nb)CN 化合物的析出量少，對(duì)奧氏體晶粒的長(zhǎng)大產(chǎn)生抑制作用也相對(duì)較弱.只是較少的固溶態(tài)鈮對(duì)一定量的奧氏體晶粒長(zhǎng)大產(chǎn)生抑制作用，部分晶粒得到細(xì)化，大角度晶界和小角度晶界的晶粒比例相當(dāng)，但呈現(xiàn)出不均勻特征[9].高鈮 X80 管道環(huán)焊接頭CGHAZ 的沖擊韌性下降的主要是粗晶區(qū)組織不均勻性所致.

圖6 高鈮X80 鋼FCAW-S 熱影響區(qū)顯微組織Fig.6 Microstructure for HAZ of FCAW-S welded joints of High Nb X80 steel.(a) CGHAZ;(b) FGHAZ

2.3 HAZ 軟化及不同強(qiáng)度匹配的應(yīng)變演化

焊接熱影響區(qū)軟化一般出現(xiàn)在900～ 1 000℃的兩相臨界區(qū)與細(xì)晶區(qū)的交界區(qū).對(duì)于現(xiàn)代低碳低合金TMCP 工藝高強(qiáng)度管線鋼，即使熱輸入相對(duì)較低，在焊接熱循環(huán)作用下熱影響區(qū)也可能存在軟化.軟化寬度和程度不僅受焊接方法、焊接工藝參數(shù)(熱輸入大小)影響，而且與管體的碳當(dāng)量、強(qiáng)度和軋制狀態(tài)有直接關(guān)系.圖7 是UM 和OM 兩種強(qiáng)度匹配環(huán)焊縫接頭的硬度分布云圖.從圖7 可知，采用E7018+E81T8-Ni2J 焊接的環(huán)焊縫硬度明顯低于兩側(cè)母材的硬度，而采用E9016+E91T8-G 焊接的環(huán)焊縫硬度略高于兩側(cè)母材.兩種強(qiáng)度匹配的焊縫、熱影響區(qū)及母材的硬度分布界限明顯，且熱影響區(qū)的硬度均低于母材的硬度，表明高鈮X80 熱影響區(qū)有一定程度的軟化，其寬度約為1.0～2.0 mm.

圖7 不同強(qiáng)度匹配FCAW-S 焊接接頭硬度云圖對(duì)比Fig.7 Comparison of hardness map of FCAW-S welded joints with different strength matching.(a) undermatching;(b) over-matching

高鈮 X80 熱影響區(qū)軟化主要是細(xì)晶區(qū)經(jīng)相變重結(jié)晶后，亞結(jié)構(gòu)和位錯(cuò)密度大幅減少，削弱了位錯(cuò)強(qiáng)化效果.一次及二次細(xì)晶區(qū)因MA 組元析出較少，(Ti,Nb)CN 固溶強(qiáng)化效果較弱，導(dǎo)致位錯(cuò)受到的阻礙作用降低，材料的變形抗力下降而出現(xiàn)軟化.雖然，試驗(yàn)所采用的X80 含有較高的Nb 元素，但其碳當(dāng)量相對(duì)較低，在采用較大熱輸入的焊接工藝時(shí)，熱影響區(qū)不可避免存在一定程度的軟化.

圖8 為不同強(qiáng)度匹配環(huán)焊接頭應(yīng)變及斷裂過(guò)程演化.從圖8a 可以看出，對(duì)于低強(qiáng)匹配(UM)的環(huán)焊縫接頭，在拉伸載荷下，由于焊縫蓋面焊余高的增強(qiáng)作用，應(yīng)變集中優(yōu)先在根焊和焊接熱影響區(qū)處產(chǎn)生.隨著載荷的增加，應(yīng)變從熱影響區(qū)擴(kuò)展到整個(gè)焊縫，并在焊縫上產(chǎn)生應(yīng)變集中，從而導(dǎo)致焊縫或熱影響區(qū)發(fā)生斷裂.而對(duì)于高強(qiáng)匹配(OM)的環(huán)焊縫接頭，在拉伸載荷下，雖然根焊和熱影響區(qū)最先出現(xiàn)應(yīng)變集中，但是隨著載荷的增加，應(yīng)變集中位置從根部焊縫和熱影響區(qū)轉(zhuǎn)移到母材上，并在母材上發(fā)生頸縮變形而斷裂，如圖8b.對(duì)比圖8a 和圖8b可知，UM 環(huán)焊縫接頭斷裂時(shí)的應(yīng)變約為50%，試樣斷裂后伸長(zhǎng)率為22%；而OM 環(huán)焊縫接頭斷裂的應(yīng)變約為76%，試樣斷后伸長(zhǎng)率為30%.

圖8 拉伸載荷下不同強(qiáng)度匹配環(huán)焊接頭應(yīng)變演化Fig.8 Strain evolution of matched ring welding joints with different strength under tensile load.(a)under-matching strength;(b) over-matching strength

帥健等人[12]認(rèn)為對(duì)于低匹配環(huán)焊縫，應(yīng)變最大位置是位于熱影響區(qū)與焊縫交界的外表面.這與實(shí)際低強(qiáng)匹配環(huán)焊縫接頭的DIC 拉伸試驗(yàn)結(jié)果不完全一致.不同強(qiáng)度匹配環(huán)焊接頭應(yīng)變及斷裂演化過(guò)程表明，無(wú)論低強(qiáng)匹配還是等強(qiáng)匹配，由于根部焊縫較窄，熱影響區(qū)存在一定程度的軟化，最先出現(xiàn)應(yīng)變集中的位置均位于根焊熔合區(qū)和蓋面焊兩側(cè)焊趾處及亞臨界熱影響區(qū)，并形成45°剪切帶.即使焊縫和熱影響區(qū)具有較好的韌性，隨載荷增加，低強(qiáng)匹配環(huán)焊縫上和熱影響區(qū)也不斷產(chǎn)生應(yīng)變累積，最終導(dǎo)致管道環(huán)焊接頭塑性斷裂失效.而等強(qiáng)或高強(qiáng)匹配接頭的應(yīng)變集中從根部焊縫和熱影響區(qū)轉(zhuǎn)移到母材.因此高強(qiáng)匹配的環(huán)焊縫接頭的變形能力大于低強(qiáng)匹配環(huán)焊縫接頭的變形能力.當(dāng)管道受到地震、滑坡等較大位移時(shí)，高強(qiáng)匹配環(huán)焊縫接頭的變形主要由管體母材提供，焊縫受到母材的保護(hù)，其變形較小.管道環(huán)焊接頭強(qiáng)度匹配設(shè)計(jì)和焊材選擇時(shí)，應(yīng)優(yōu)先采用等強(qiáng)或高強(qiáng)匹配設(shè)計(jì)，以避免地質(zhì)災(zāi)害或土壤沉降等外部載荷造成低強(qiáng)匹配環(huán)焊縫應(yīng)變累積而導(dǎo)致管道環(huán)焊縫斷裂失效.

圖9 為低強(qiáng)匹配環(huán)焊縫接頭斷口SEM 形貌.由圖9 可知，UM 低強(qiáng)匹配環(huán)焊接頭為塑性斷裂，斷口宏觀觀察無(wú)明顯焊接缺陷，其斷口形貌為韌窩狀，而非低韌性的脆性斷口.由于高強(qiáng)度管線鋼的屈強(qiáng)比較高，焊接接頭整體伸長(zhǎng)率較低，強(qiáng)度失配可能導(dǎo)致接頭發(fā)生低應(yīng)力脆性斷裂破壞.

圖9 低強(qiáng)匹配接頭拉伸試樣斷口SEM 形貌Fig.9 SEM photograph of tensile fracture of under matching strength joint

3 結(jié)論

(1)低強(qiáng)匹配和高強(qiáng)匹配的高鈮 X80 管道FCAW-S 環(huán)焊接頭均具有較好的沖擊韌性，二者的夏比沖擊吸收能量平均值相當(dāng)，粗晶區(qū)組織不均勻性導(dǎo)致韌性離散.

(2)無(wú)論是低強(qiáng)匹配還是等強(qiáng)或高強(qiáng)匹配，根部焊縫寬度較窄，熱影響區(qū)存在一定程度的軟化，應(yīng)變集中最先出現(xiàn)在環(huán)焊縫的根焊和熱影響區(qū).但對(duì)于高強(qiáng)匹配環(huán)焊縫接頭，隨著載荷的增加，應(yīng)變集中逐漸從根焊和熱影響區(qū)轉(zhuǎn)移到母材，管道承受軸向載荷和變形的能力大于低強(qiáng)匹配環(huán)焊接頭.

(3)對(duì)于低強(qiáng)匹配環(huán)焊接頭，當(dāng)載荷過(guò)大時(shí)，即使焊縫具有較好的韌性，也會(huì)因塑性應(yīng)變累積而發(fā)生斷裂.而高強(qiáng)匹配環(huán)焊縫接頭的變形主要由管體母材提供，降低了環(huán)焊縫應(yīng)變累積，能有效防止管道環(huán)焊縫過(guò)載而斷裂.