杜健輝,廖聰,李偉,施良政

(1.嶺南師范學(xué)院，廣東 湛江 524048；2.番禺珠江鋼管（珠海）有限公司，廣東 珠海 519050)

0 前言

在石油和天然氣工程中，鋼管材料的性能至關(guān)重要，特別是嚴(yán)酷環(huán)境下，需要具有高強(qiáng)度、高韌性和耐久性的材料，故材料改進(jìn)成為鋼材制造商及鋼管制造商共同努力的目標(biāo)。在這種背景下，阿爾及利亞客戶提出了需要驗(yàn)證API 5LX65M鋼管[1]。在阿爾及利亞方的客戶技術(shù)規(guī)格書中，除要求符合API 5L 45th PSL2規(guī)范外，還對材料的夏比V形缺口沖擊吸收能量提出了要求：考慮鋼管產(chǎn)品服役環(huán)境，沖擊試驗(yàn)溫度為-29 ℃，試樣位置為管體母材、焊縫中心、熱影響區(qū)，試驗(yàn)驗(yàn)收指標(biāo)為單個值≥ 49 J，平均值≥ 61 J。基于經(jīng)濟(jì)效益考慮，客戶在含鉬Mo，不特意添加金屬元素鈮Ni或低Ni含量的情況下，保證鋼板能滿足各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)，包括-29 ℃的夏比沖擊要求。有鑒于此，文中采用4種內(nèi)外焊匹配方案，包括H08DG，H08C及自行研制的MK65HGXIII焊絲的不同組合，對X65M級別鋼材進(jìn)行焊接工藝試驗(yàn)，研究其對焊接接頭的阻止及力學(xué)性能的影響，評價工藝試驗(yàn)結(jié)果是否符合客戶的技術(shù)要求及其他要求。

1 試驗(yàn)方法

試用4種焊絲匹配方案和X65M母管材料進(jìn)行焊接工藝試驗(yàn)。鋼管材料的化學(xué)成分見表1，X65M采用0.06C-中Mn系列 + 0.4Nb + 0.05Mo。

表1 母管材料的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù),%）

該鋼管材料滿足API 5L 45th PSL2對X65M的要求?？梢钥吹剑摴懿牧系奶己亢秃辖鸷慷急容^低，結(jié)合良好的熱機(jī)械軋制工藝，可以獲得細(xì)化的微觀組織。

根據(jù)母材的化學(xué)成分和焊縫低溫沖擊性能要求，擬定采用了低碳C的MnNiTiB，MnMoNiTiB和MnMoTiB合金系列焊絲，焊絲的化學(xué)成分設(shè)計(jì)詳見表2。

表2 焊絲材料的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù),%）

焊絲成分設(shè)計(jì)選用原則為：①添加Mn合金元素可以提高焊縫金屬的強(qiáng)度[2 - 3]；②添加微量元素鈦Ti、硼B(yǎng)，焊接時容易產(chǎn)生鈦元素的氧化物和氮化物，從而抑制先共析鐵素在晶界形核長大，同時為針狀鐵素體提供形核核心，有利于提高針狀鐵素體比例[4]；③添加鈮Ni合金元素，有助于提高焊縫中針狀鐵素體和細(xì)小的粒狀貝氏體鐵素體的含量，能夠增強(qiáng)焊縫金屬的強(qiáng)韌性[5 - 6]；④而添加適量的鉬Mo合金元素能降低相變溫度，推遲多邊形和塊狀鐵素體的轉(zhuǎn)變，延遲貝氏體轉(zhuǎn)變，促使針狀鐵素體轉(zhuǎn)變，并且同時可細(xì)化晶粒尺寸，降低韌脆轉(zhuǎn)變溫度[7 - 8]。

鋼管焊接工藝采用內(nèi)外單層多絲焊，內(nèi)焊一層一道三絲焊，外焊一層一道四絲焊，擬定內(nèi)外焊的方案。

內(nèi)焊和外焊的前絲采用DC-1500數(shù)字化直流埋弧焊機(jī)，內(nèi)焊中絲、后絲、外焊的中絲1、中絲2和后絲采用AC-1500數(shù)字化交流埋弧焊機(jī)。

焊接工藝參數(shù)見表3。焊接前，需要把在試樣板上開X形坡口，裝配前坡口及附近應(yīng)無影響焊接質(zhì)量的雜物[9]。裝配間隙1.0 mm，錯邊0.8 mm，在試件的背面首先采用氣保焊進(jìn)行預(yù)焊[10]。

表3 焊接工藝參數(shù)

焊接后，分析焊接接頭成分，觀察其金相微觀組織，測定顯微硬度和夏比V形缺口試驗(yàn)[11]。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 焊縫成分分析

表4是不同焊絲方案焊縫熔敷金屬的化學(xué)成分分析結(jié)果。

表4 焊縫熔敷金屬的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù),%）

2.2 宏觀組織分析

由于篇幅原因，文中只通過圖1列出N04焊絲方案所焊的X65M管線鋼接頭的顯微組織。

圖1 N04焊絲的焊縫和熱影響區(qū)（粗晶區(qū)）的顯微組織

如圖1a所示，外焊縫、焊縫根部、內(nèi)焊縫各區(qū)域內(nèi)的金相組織分布基本均勻較為一致，晶內(nèi)主要為細(xì)小的針狀鐵素體（AF）組織，在局部區(qū)域存在多邊形鐵素體（PF）和準(zhǔn)多邊形鐵素體（QF）組織，以及少量的珠光體（P）組織。焊縫金屬中AF含量可達(dá)70%～85%，PF和QF含量約為5%～10%，剩余部分為P。其中針狀鐵素體主要以多位向、相互交錯分布，猶如筐籃的編織結(jié)構(gòu)，其晶界呈現(xiàn)大角度界面，有利于提高微裂紋擴(kuò)展阻力，使焊縫具有良好的低溫強(qiáng)韌性[12]。

對于外焊縫、焊縫根部、內(nèi)焊縫3個區(qū)域，焊縫根部區(qū)域的組織均勻性稍差，主要是由于其處于中部，在前后內(nèi)外焊接時，屬于二次加熱區(qū)域，會造成一定的物相偏析（不排除有成分偏差的可能性），再其次其處于焊縫中心，二次加熱，冷卻速度相對內(nèi)外焊縫降溫較慢，會促成晶粒長大，所以其晶粒與內(nèi)外焊縫相比會偏大[13]。內(nèi)焊縫的組織均勻性最好，主要是受外焊縫焊接時加熱溫度的影響有“退火”功能，其組織更均勻。

如圖1b所示，內(nèi)焊、外焊、焊縫根部3個位置的熱影響區(qū)，晶界內(nèi)主要為多邊形鐵素體（PF）和準(zhǔn)多邊形鐵素體（QF）組織，并以無序界面的多邊形和不規(guī)則的粗大塊狀存在，呈現(xiàn)網(wǎng)狀分布。在局部區(qū)域出現(xiàn)了少量的層片狀形態(tài)的珠光體，且原始晶界中出現(xiàn)的M-A島狀組織。這種鐵素體 + 珠光體的組織形式，致使熱影響區(qū)性能惡化。

內(nèi)焊、外焊、焊縫根部3個位置的熱影響區(qū)區(qū)域相比較而言，內(nèi)焊熱影響區(qū)組織均勻性相對較好，原始奧氏體晶粒度大小相對較小，主要是由于焊接熱輸入小。而外焊、焊縫根部熱影響區(qū)因?yàn)閷儆诟邿彷斎牖蚨渭訜釁^(qū)域，導(dǎo)致熱影響區(qū)性能下降。

2.3 硬度試驗(yàn)

根據(jù)技術(shù)要求，參照ASTM E384—2011el標(biāo)準(zhǔn)《材料的努氏和維氏硬度標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法》[14]。焊接接頭按圖2標(biāo)識的點(diǎn)進(jìn)行取樣，數(shù)據(jù)圖2所示，可以看到，焊縫中心的熱影響區(qū)硬度最高，熱影響區(qū)的硬度最低，最大硬度為232 HV10，最小硬度為188 HV10，均滿足阿爾及利亞市場的客戶技術(shù)要求最大允許硬度不超過250 HV10的要求。

圖2 不同焊絲的焊接接頭硬度分布

2.4 夏比沖擊試驗(yàn)

如圖3所示，從4種焊絲焊接的焊縫接頭中，截取焊縫和熱影響區(qū)制作夏比V形缺口試樣，每種焊絲測試5個試樣，分別是20，0，-29，-40，-60 ℃。參照ASTM A370—2012a標(biāo)準(zhǔn)《鋼產(chǎn)品機(jī)械性能試驗(yàn)的方法與定義》，對熱影響區(qū)和焊縫處取試樣，在JBD-30D 低溫沖擊機(jī)上進(jìn)行多個溫度的夏比沖擊試驗(yàn)[15]。

圖3 焊接接頭的夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)對焊縫和熱影響區(qū)沖擊驗(yàn)收值：在-29 ℃條件，沒有規(guī)定塑性剪切面積值，只要求單個大于49 J，平均值大于61 J，見表5。從4套焊絲匹配方案中可以看出，N03的焊縫沖擊沒有通過技術(shù)要求，其他均可滿足技術(shù)要求。不含Mo鋼板匹配的4種基本的焊絲合金成分的夏比沖擊試驗(yàn)過渡曲線可知， N04（MnMoNiTiB）合金系保證了較大體積分?jǐn)?shù)的細(xì)晶針狀鐵素體和低的氮含量，所以N04合金系和N02 和N03（MnMoNi + MnMoTiB）合金系接近上平臺區(qū)（常溫區(qū)間）韌性值比N01（MnNiTiB）合金系高，轉(zhuǎn)變溫度也更低，N02 和N03（MnMoNi + MnMoTiB）組合合金系在低溫波動較大。從經(jīng)濟(jì)性上看，N01方案滿足技術(shù)要求，同時價格在4個方案中是最低的。

3 結(jié)論

（1）采用4種不同化學(xué)成分的焊絲對X65M管線鋼進(jìn)行焊接試驗(yàn)，其中N01，N02，N04均為滿足：在-29 ℃條件，要求焊縫中心、熱影響區(qū)沖擊吸收能量單個值≥ 49 J，平均值≥ 61 J，其中N04方案富余量最大。從經(jīng)濟(jì)性上看，N01方案滿足技術(shù)要求，同時價格在4個方案中是最低的。

（2）文中含鉬Mo的X65M鋼板匹配的4種焊絲方案中，MnNiTiB合金系的低溫沖擊性能好于組合式的MnMoNiTiB + MnMoTiB合金系和MnMoNiTiB系。