超聲沖擊對海洋工程大厚度高強(qiáng)鋼焊接殘余應(yīng)力的影響

朱海洋，劉 川，鄒家生

(江蘇科技大學(xué)先進(jìn)焊接技術(shù)省級重點實驗室，江蘇鎮(zhèn)江212003)

目前海洋石油開采已從淺海向深海、冰海區(qū)域拓展，因此海洋工程上焊接結(jié)構(gòu)所用材料厚度越來越大，強(qiáng)度越來越高.隨著材料強(qiáng)度級別的提高和厚度的增大，焊接溫度和應(yīng)變不均勻性變得更加嚴(yán)重，焊接殘余應(yīng)力呈現(xiàn)出高幅值和分布復(fù)雜的特點.殘余應(yīng)力易產(chǎn)生裂紋，降低接頭的抗應(yīng)力腐蝕能力，顯著影響結(jié)構(gòu)的疲勞性能和服役壽命［1］.因此，研究焊接殘余應(yīng)力的調(diào)控與消除對于提高結(jié)構(gòu)的服役性能意義重大.傳統(tǒng)的應(yīng)力調(diào)控方法如熱處理、噴丸、熔修法、振動時效和錘擊等工藝已經(jīng)在大型結(jié)構(gòu)中廣泛使用且應(yīng)力調(diào)控效果明顯［2］，但對于海洋平臺之類具有大量短焊縫的大厚度高強(qiáng)度鋼復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)，以上方法實施起來具有明顯的局限性［3］.海洋鉆井平臺復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)需要適合現(xiàn)場作業(yè)、狹小空間可操作、效果明顯的應(yīng)力調(diào)控方法.超聲沖擊法具有執(zhí)行機(jī)構(gòu)輕巧、可控性好、使用靈活方便、應(yīng)用時受限少、成本低等特點［4］，因此非常適合在海洋工程結(jié)構(gòu)上使用.超聲沖擊處理能夠有效降低或消除焊縫區(qū)的殘余拉應(yīng)力，引入殘余壓應(yīng)力，提高焊接件疲勞壽命［5－8］.目前該方法在海洋工程領(lǐng)域應(yīng)用尚不普及，合理的工藝參數(shù)還有待探索［3］.文中以海洋鉆井平臺上大厚度高強(qiáng)鋼焊接結(jié)構(gòu)為研究對象，采用超聲沖擊工藝分別對自由對接接頭和拘束角接頭兩種接頭進(jìn)行超聲沖擊處理，采用X射線衍射法(X－ray diffraction，XRD)和小孔法研究超聲沖擊及不同沖擊工藝參數(shù)對焊接殘余應(yīng)力的影響.

1 試驗

1.1 試驗對象

試驗對象為EQ56自由對接接頭和EQ47拘束角接頭.自由對接接頭見圖1，試板厚度45 mm，材質(zhì)EQ56，理論屈服強(qiáng)度Rp0.2=550 MPa，焊接工藝參數(shù)如表1;拘束角接頭為海洋鉆井平臺軸承座焊接結(jié)構(gòu)上月牙板－肋板焊縫，該焊縫受強(qiáng)拘束，如圖2，月牙板、肘板厚度均為38 mm，材質(zhì)為EQ47，理論屈服強(qiáng)度Rp0.2=460MPa，焊接工藝參數(shù)如表2.

圖1 自由對接接頭(單位:mm)Fig.1 Butt welding joint(Unit:mm)

表1 自由對接接頭焊接工藝參數(shù)Table 1 Welding parameter of butt-welding joint

圖2 軸承座焊接結(jié)構(gòu)(單位:mm)Fig.2 Complex constrained welded structure(Unit:mm)

表2 拘束角接頭焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding parameter of constrained fillet joint

1.2 試驗方法

采用超聲沖擊工藝對兩種接頭的焊縫及母材進(jìn)行局部沖擊處理，采用X射線衍射法(XRD)和小孔法對接頭沖擊前后的殘余應(yīng)力進(jìn)行測試.超聲沖擊設(shè)備為國產(chǎn)JSKD－D型超聲沖擊機(jī)，超聲頻率20 kHz，沖擊頭含4根沖擊針，沖擊針直徑Φ3 mm;XRD殘余壓力測試設(shè)備為加拿大PROTO公司的i－XRD便攜式殘余應(yīng)力儀，試樣表面先經(jīng)砂紙打磨，后電解拋光，測試方法為同傾固定φ0法，定峰方法 pearsonⅦ，輻射源為 CrKα，衍射晶面(211)，衍射角 156.43°，應(yīng)力常數(shù) － 318 MPa/degree.小孔法測試設(shè)備為CML－1H－16型應(yīng)變/力采集儀，應(yīng)變片型號TJ120－1.5－Φ1.5，鉆孔直徑Φ1.5 mm，孔深2 mm.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 自由對接接頭

定義單位面積內(nèi)的沖擊時間為沖擊強(qiáng)度，單位s/cm2(下同).對試板表面覆蓋焊縫及母材局部超聲沖擊處理，沖擊強(qiáng)度選用10 s/cm2，沖擊區(qū)域如圖3.沖擊后表面形成一層致密白亮層，如圖4.以σx表示與焊縫方向平行的縱向應(yīng)力，σy表示與焊縫方向垂直的橫向應(yīng)力，沖擊前后殘余應(yīng)力變化如圖5(d為距焊縫中心距離).

圖3 超聲沖擊及測試區(qū)域(單位:mm)Fig.3 Area of UIT and residual stress measurement(Unit:mm)

圖4 沖擊后表面形貌Fig.4 Surface profile after UIT

圖5 超聲沖擊前后殘余應(yīng)力變化Fig.5 Changes of residual stress before and after UIT

由圖5可以看出自由對接接頭的焊態(tài)殘余應(yīng)力分布特征，雖然XRD和小孔法測試值有差別，但兩者反映的應(yīng)力分布趨勢基本一致，即焊縫及附近區(qū)域為拉應(yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域為壓應(yīng)力，縱向拉應(yīng)力峰值部位在焊縫中心，橫向拉應(yīng)力峰值部位在焊趾附近，其距焊縫中心約25 mm.

采用沖擊強(qiáng)度10 s/cm2覆蓋焊縫及母材局部超聲沖擊處理后，應(yīng)力測試結(jié)果表明:沖擊區(qū)域拉應(yīng)力全部轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，壓應(yīng)力大小均勻;與沖擊區(qū)域相鄰的試板另一邊拉應(yīng)力也轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，比較XRD和小孔法測試結(jié)果可見:小孔法測試值高于XRD測試值.以表示縱向應(yīng)力平均值表示橫向應(yīng)力平均值表示縱向應(yīng)力平均值與母材理論屈服強(qiáng)度的比值表示橫向應(yīng)力平均值與母材理論屈服強(qiáng)度的比值，兩種測試方法測試結(jié)果平均值分別見表3，4.

表3 XRD測試結(jié)果平均值Table 3 Average measurement values of XRD

表4 小孔法測試結(jié)果平均值Table 4 Average measurement values of small-hole

由表3，4可以看出，經(jīng)超聲沖擊后，XRD測試得到的縱向、橫向應(yīng)力平均值為－434 MPa，－280 MPa，分別為母材理論屈服強(qiáng)度的0.79倍，0.51倍;小孔法測試得到的縱向、橫向應(yīng)力平均值為－704 MPa，－592 MPa，分別為母材理論屈服強(qiáng)度的1.28倍，1.08倍.

2.2 拘束角接頭

拘束角接頭采用XRD測試焊態(tài)殘余應(yīng)力，如圖6，測試區(qū)域為部位1.由于XRD儀器探頭空間擺放的限制，橫向應(yīng)力只測試了遠(yuǎn)離焊縫區(qū)的位置.在部位1和部位2的對稱區(qū)域分別進(jìn)行超聲沖擊，沖擊工藝為覆蓋焊縫及月牙板局部母材，部位1采取10 s/cm2的沖擊強(qiáng)度，部位2采取20 s/cm2的沖擊強(qiáng)度.由于部位1和部位2結(jié)構(gòu)對稱，假設(shè)其焊態(tài)殘余應(yīng)力分布一致，以部位1焊態(tài)殘余應(yīng)力作為部位2沖擊前應(yīng)力參考.沖擊后殘余應(yīng)力變化如圖7.

圖6 超聲沖擊和測試區(qū)域Fig.6 Area of UIT and residual stress measurement

圖7 超聲沖擊前后殘余應(yīng)力變化Fig.7 Changes of residual stress before and after UIT

由圖7可以看出拘束角接頭超聲沖擊前焊縫及其附近為拉應(yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域為壓應(yīng)力.部位1、部位2分別采用10 s/cm2和20 s/cm2沖擊強(qiáng)度超聲沖擊后，XRD和小孔法測試結(jié)果表明:拉應(yīng)力全部轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，壓應(yīng)力大小均勻，兩種沖擊強(qiáng)度得到的壓應(yīng)力大小基本一致;20 s/cm2沖擊強(qiáng)度下縱向應(yīng)力與橫向應(yīng)力接近水平好于10 s/cm2，其縱向應(yīng)力與橫向應(yīng)力分布曲線幾乎重合，這說明高的沖擊強(qiáng)度提高了縱向壓應(yīng)力與橫向壓應(yīng)力的接近水平.以表示縱向應(yīng)力平均值與母材EQ47理論屈服強(qiáng)度的比值表示橫向應(yīng)力平均值與母材EQ47理論屈服強(qiáng)度的比值，兩種測試方法測試結(jié)果平均值分別見表5，6.

表5 XRD測試結(jié)果平均值Table 5 Average measurement values of XRD

表6 小孔法測試結(jié)果平均值Table 6 Average measurement values of small-hole

由表5，6可以看出，沖擊強(qiáng)度10 s/cm2和20 s/cm2得到的壓應(yīng)力平均值在兩種測試方法下均相近，其縱向應(yīng)力XRD測試平均值為母材理論屈服強(qiáng)度的0.62倍，小孔法測試平均值為母材理論屈服強(qiáng)度的1.20～1.21倍，橫向應(yīng)力小孔法測試平均值為母材理論屈服強(qiáng)度的1.21倍.

比較自由對接接頭和拘束角接頭測試結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，采用同一種沖擊強(qiáng)度10 s/cm2，EQ56自由對接接頭引入的壓應(yīng)力比EQ47拘束角接頭大，由于兩種接頭材質(zhì)、厚度、拘束度等不同，兩者沖擊后壓應(yīng)力有差別的原因還有待進(jìn)一步探索，但兩種接頭超聲沖擊后引入的壓應(yīng)力平均值與母材理論屈服強(qiáng)度比值相似，XRD測試值可以達(dá)到母材理論屈服強(qiáng)度的0.50～0.80倍，小孔法測試值可以達(dá)到母材理論屈服強(qiáng)度的1.10～1.30倍.

文中XRD和小孔法兩種測試方法測得的應(yīng)力大小不同，但應(yīng)力分布趨勢基本一致.由于X射線穿透深度為微米數(shù)量級［9］，XRD測試的為淺表層應(yīng)力，小孔法鉆孔深度2 mm，測試的為2 mm內(nèi)的近表面應(yīng)力，兩種測試方法反映了超聲沖擊后接頭不同深度的應(yīng)力水平.

3 結(jié)論

1)大厚度高強(qiáng)鋼EQ56和EQ47焊接接頭經(jīng)覆蓋焊縫及母材局部超聲沖擊處理后，焊接殘余應(yīng)力顯著降低，沖擊區(qū)域拉應(yīng)力均轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，壓應(yīng)力大小均勻，XRD測試壓應(yīng)力平均值達(dá)到母材理論屈服強(qiáng)度的0.50～0.80倍，小孔法測試壓應(yīng)力平均值達(dá)到母材理論屈服強(qiáng)度的1.10～1.30倍;

2)EQ47拘束態(tài)高強(qiáng)鋼角接頭分別采用10 s/cm2與20 s/cm2的沖擊強(qiáng)度沖擊，兩種沖擊強(qiáng)度得到的壓應(yīng)力基本一致，縱向應(yīng)力與橫向應(yīng)力大小相近，20 s/cm2沖擊強(qiáng)度下縱向應(yīng)力與橫向應(yīng)力接近水平好于10 s/cm2.

3)XRD和小孔法兩種測試方法測得的應(yīng)力大小不同，但反映的應(yīng)力分布趨勢基本一致，兩種測試方法反映了不同深度的應(yīng)力水平.

References)

［1］ Withers P J.Residual stress and its role in failure［J］.Reports on Progress in Physics，2007，70(12):2211 －2264.

［2］ 盧慶華，饒德林，陳立功，等.大型焊接鋼結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力與消除［C］∥中國鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會鋼結(jié)構(gòu)焊接分會，第二屆學(xué)術(shù)年會論文集.2005:136－138.

［3］ 姚國欣.UIT在改善海洋平臺鋼結(jié)構(gòu)疲勞性能中的應(yīng)用［J］.中國水運，2013(8):48－49.Yao Guoxin.Application of UIT in improving fatigue property of offshore platform structure［J］.China Water Transport，2013(8):48 －49.(in Chinese)

［4］ 王東坡，霍立興，葛寶文，等.超聲沖擊法改善高強(qiáng)鋼焊接接頭的疲勞性能［J］.中國造船，2003，44(4):86－91.Wang Dongpo，Huo Lixing，Ge Baowen，et al.Fatigue performance improvement of high strength steel welded joint by ultrasonic peening［J］.Shipbuilding of China，2003，44(4):86 －91.(in Chinese)

［5］ Statnikov E S，Korolkov O V，Vityazev V N.Physics and mechanism of ultrasonic impact［J］.Ultrasonics，2006，44:533－538.

［6］ Statnikov E S.Appliciations of operational ultrasonic impact treatment(UIT)technologies in production of welded joints［R］.International Institute of Welding，IIW-document XIII－1667－97.IIW －1384－93，Welding in the World，May-June 2000，vol.44.No.3，35.

［7］ Kudryavtsev Y，Kleiman J，Lobanov L，et al.Fatigue life improvement of welded elements by ultrasonic peening［R］.International Institute of Welding，IIW-document XIII－2010 －04，Welding in the World，2004.

［8］ 王東坡，霍立興，張玉鳳.提高焊接接頭疲勞強(qiáng)度超聲波沖擊法［J］.焊接學(xué)報，1999，20(3):158 －163.Wang Dongpo，Huo Lixing，Zhang Yufeng.Ultrasonic peening method to improve fatigue strength of welded joint［J］.Transactions of the China Welding Institution，1999，20(3):158 －163.(in Chinese)

［9］ 陳玉安，周上祺.殘余應(yīng)力X射線測定方法的研究現(xiàn)狀［J］.無損檢測，2001，23(1):19－22.Chen Yuan，Zhou Shangqi.Research status of residual stress measurement by X-ray analysis［J］.NDT，2001，23(1):19 －22.(in Chinese)