焊接工藝措施對L555M管道環(huán)焊接頭性能的影響

隋永莉， 孫哲， 徐維章， 馮大勇

(1. 中國石油天然氣管道科學研究院，油氣管道輸送安全國家工程實驗室，河北 廊坊 065001；2. 中國石油管道局工程有限公司第一分公司，河北 廊坊 065001；3. 中國石油管道局工程有限公司燃氣分公司，河北 廊坊 065001)

0 前言

1999～2016年期間，中國建設(shè)的X65，X70和X80等高鋼級油氣管道大量地采用了纖維素焊條(或STT、RMD)根焊與自保護藥芯焊絲填充、蓋面焊的組合半自動焊工藝，該工藝對野外焊接施工時多變的氣候環(huán)境、地質(zhì)環(huán)境和人文環(huán)境適應(yīng)性強，與以往的焊條電弧焊工藝相比，焊接熔敷效率和合格率大幅度提高[1-5]。近幾年，通過在役高鋼級管道環(huán)焊縫質(zhì)量風險排查和隱患整治工作，發(fā)現(xiàn)部分半自動焊工藝的環(huán)焊縫存在預熱措施不到位、道間溫度不足及焊接層數(shù)/道數(shù)少于焊接工藝規(guī)程規(guī)定的最小數(shù)量、單道焊縫厚度過厚，焊接方向錯誤、焊接順序錯誤等違反焊接工藝紀律的問題，導致環(huán)焊接頭的性能穩(wěn)定性變差，甚至部分焊口中含有施工期階段留存的裂紋[6-10]。

文中采用STT根焊與自保護藥芯填充、蓋面的組合半自動焊工藝對管徑1 219 mm、壁厚18.4 mm的L555M直縫埋弧焊鋼管進行環(huán)焊縫焊接，通過力學性能和金相試驗對比分析不同預熱溫度、道間溫度和焊道數(shù)量對環(huán)焊接頭強度、彎曲性能、低溫沖擊韌性和微觀組織的影響，研究了不同環(huán)焊縫焊接工藝措施對環(huán)焊接頭性能的影響。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

母材為 L555M直縫埋弧焊鋼管，管徑1 219 mm，壁厚18.4 mm。焊接材料分別為用于根焊的實心焊絲，焊絲直徑為φ1.2 mm，型號ISO 14341-A G 46 5 M21 3Si1，以及用于填充焊和蓋面焊的自保護藥芯焊絲，焊絲直徑為φ2.0 mm，型號GB/T 36233 E63 3 T8-Ni2。鋼管和焊接材料熔敷金屬的化學成分見表1，其力學性能見表2。

表1 鋼管和焊接材料熔敷金屬的化學成分(質(zhì)量分數(shù)，%)

表2 鋼管和焊接材料熔敷金屬的力學性能

1.2 試驗方法

分別采用不同的預熱溫度、不同的道間溫度和不同的焊道數(shù)量進行環(huán)焊縫的焊接。焊接使用的焊接設(shè)備，根焊為具有表面張力過渡能力的脈沖直流焊接電源及相匹配的送絲機，送絲速度3.8 m/min，焊接速度200 mm/min，焊接熱輸入1.0 kJ/mm，焊接極性為直流反極性接法；填充、蓋面焊為具有平外特性的直流焊接電源及相匹配的送絲機，送絲速度90～100 m/min，焊接速度為200～260 mm/min，焊接熱輸入1.5～2.0 kJ/mm，焊接極性為直流反極性接法。環(huán)焊接頭性能試驗的試驗設(shè)備，拉伸試驗設(shè)備為SHT5106-P 1000KN微機控制電液伺服萬能試驗機，彎曲試驗設(shè)備為BHT5106 1000KN彎曲試驗機，沖擊試驗設(shè)備為ZBC2452-C 450 J沖擊試驗機和LDT-80T鐵素體落錘低溫槽，金相檢驗設(shè)備為Imager.M1m金相顯微鏡。

預熱溫度對環(huán)焊接頭性能影響的試驗方案為：在道間溫度不變(100 ℃)的條件下，焊件分別進行不預熱(5 ℃)、預熱50 ℃、預熱100 ℃及預熱150 ℃的處理，焊接位置為平焊位置，然后對環(huán)焊接頭進行拉伸、彎曲、低溫夏比沖擊韌性試驗和微觀組織分析，對比試驗結(jié)果。

道間溫度對環(huán)焊接頭性能影響的試驗方案為：在預熱溫度保持不變(100 ℃)的條件下，將道間溫度分別設(shè)定為室溫(5 ℃)、50 ℃，100 ℃和150 ℃，焊接位置為平焊，然后對環(huán)焊接頭進行拉伸、彎曲、低溫夏比沖擊韌性試驗和微觀組織分析，對比試驗結(jié)果。

焊道數(shù)量對環(huán)焊接頭性能影響的試驗方案為：在預熱溫度(100 ℃)和道間溫度(100 ℃)保持不變的條件下，分別采取5道、7道、9道和11道的焊道數(shù)量完成環(huán)焊縫焊接，焊接位置為平焊，然后對環(huán)焊接頭進行拉伸、彎曲、低溫夏比沖擊韌性試驗和微觀組織分析，對比試驗結(jié)果。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 預熱溫度對環(huán)焊接頭性能的影響

2.1.1環(huán)焊接頭力學性能

不同預熱溫度條件下焊接完成的環(huán)焊接頭，其拉伸和側(cè)彎試驗結(jié)果見表3，低溫夏比沖擊韌性試驗結(jié)果如圖1所示，其中圖1a是V形缺口位置在焊縫金屬的試驗結(jié)果，圖1b是V形缺口位置在熔合線的試驗結(jié)果。

圖1 不同預熱溫度的環(huán)焊接頭夏比沖擊韌性試驗結(jié)果

表3 不同預熱溫度條件下的環(huán)焊接頭拉伸、側(cè)彎試驗結(jié)果 MPa

從表3可見，環(huán)焊接頭抗拉強度范圍為684～693 MPa，不同預熱溫度的接頭拉伸性能無明顯的差異性變化，說明預熱溫度對自保護藥芯焊絲半自動焊的抗拉強度無顯著影響；不同預熱溫度的環(huán)焊接頭彎曲性能有差異性變化，預熱溫度較低或不預熱時，更容易在彎曲試驗過程中出現(xiàn)表面開裂現(xiàn)象，特別是不預熱焊接時，在彎曲拉伸表面出現(xiàn)了2.8 mm長的表面開裂，已接近GB/T 31032—2014《鋼質(zhì)管道焊接及驗收》所允許的上限值，說明不預熱或預熱溫度較低對自保護藥芯焊絲半自動焊的彎曲性能有影響。

從圖1a可見， -10 ℃時焊縫金屬的沖擊吸收能量范圍為90～155 J，-20 ℃時焊縫金屬的夏比沖擊吸收能量范圍為75～155 J，焊縫金屬的低溫沖擊韌性隨試驗溫度的降低而降低，但不同預熱溫度的焊縫金屬沖擊韌性無明顯差異。從圖1b可見，-10 ℃時熔合線的沖擊吸收能量范圍為185～265 J，-20 ℃時熔合線的沖擊吸收能量范圍為110～265 J，熔合線的低溫沖擊韌性隨試驗溫度的降低而離散性增加，但不同預熱溫度的熔合線沖擊韌性無明顯差異。說明預熱溫度對自保護藥芯焊絲半自動焊的環(huán)焊接頭低溫沖擊韌性無顯著影響。

2.1.2環(huán)焊接頭組織

不同預熱溫度的環(huán)焊接頭，其根焊層、填充層在焊縫中心和熱影響區(qū)位置的顯微組織如圖2～圖5所示。

圖2 不同預熱溫度的環(huán)焊接頭根焊層的焊縫金屬組織

圖5 不同預熱溫度的環(huán)焊接頭填充層的熱影響區(qū)組織

圖2a的組織以多邊形鐵素體為主，含少量珠光體，且多邊形鐵素體有形成魏氏組織的趨勢。圖2b～圖2d的組織以多邊形鐵素體為主，含少量珠光體，晶粒度隨預熱溫度的升高而細化。

填充層的焊縫金屬中可見粗大的柱狀晶組織，柱狀晶內(nèi)分布著以貝氏體為主的組織，包括板條貝氏體、粒狀貝氏體及貝氏體晶界上的M-A組元。

圖4a中左上側(cè)的塊狀組織是焊縫金屬的多邊形鐵素體組織，右下側(cè)的粗大晶粒是熱影響區(qū)的粗大粒狀貝氏體和晶界M-A組元。圖4b中左上側(cè)的塊狀組織是焊縫金屬的多邊形鐵素體和少量珠光體組織，右下側(cè)是熱影響區(qū)的針狀鐵素體和少量珠光體組織。圖4c中為針狀鐵素體和少量珠光體組織。圖4d中為粒狀貝氏體和晶界M-A組元。

填充層熔合線附近的熱影響區(qū)組織主要為板條貝氏體、粒狀貝氏體和少量馬氏體-奧氏體島(M-A組元)組織。

2.1.3預熱溫度的影響分析

對比分析上述試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，采用不同的預熱溫度時，自保護藥芯焊絲半自動焊的環(huán)焊接頭拉伸性能和低溫沖擊韌性未出現(xiàn)較大差別，但在預熱溫度較低或不預熱時環(huán)焊接頭的彎曲拉伸表面更易出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。通過金相組織分析發(fā)現(xiàn)，不預熱時，根焊層由于冷速過大，焊縫金屬和熱影響區(qū)的顯微組織更為粗大，且焊縫金屬中的多邊形鐵素體組織有形成魏氏體組織的傾向。這些粗大的晶粒組織對環(huán)焊接頭的彎曲性能產(chǎn)生影響，是導致彎曲拉伸面發(fā)生開裂現(xiàn)象的原因之一。

50 ℃和100 ℃預熱條件下，自保護藥芯焊絲半自動焊的焊縫金屬和熱影響區(qū)的顯微組織未出現(xiàn)較大差別。當預熱溫度達到150 ℃時，焊縫金屬及熱影響區(qū)中的M-A組元數(shù)量增加，且焊縫中心的M-A開始沿貝氏體晶界呈鏈狀，但晶粒尺寸變得較為細小。說明過高的預熱溫度可能對焊縫金屬的低溫沖擊韌性產(chǎn)生不利影響。

2.2 道間溫度對環(huán)焊接頭性能的影響

2.2.1環(huán)焊接頭力學性能

不同道間溫度條件下焊接完成的環(huán)焊接頭，其拉伸和側(cè)彎試驗結(jié)果見表4，夏比沖擊韌性試驗結(jié)果如圖6所示，其中圖6a是V形缺口位置在焊縫金屬的試驗結(jié)果，圖6b是V形缺口位置在熔合線的試驗結(jié)果。

圖6 不同道間溫度的環(huán)焊接頭夏比沖擊韌性試驗結(jié)果

表4 不同道間溫度條件下的環(huán)焊接頭拉伸、側(cè)彎試驗結(jié)果 MPa

從表4可見，環(huán)焊接頭的抗拉強度范圍為684～689 MPa，不同道間溫度的接頭拉伸性能無明顯的差異性變化，說明道間溫度對自保護藥芯焊絲半自動焊的接頭抗拉強度無顯著影響；不控制道間溫度(5 ℃)的環(huán)焊接頭，在彎曲試驗過程中出現(xiàn)表面開裂現(xiàn)象，控制道間溫度為50 ℃，100 ℃和150 ℃的環(huán)焊接頭，其彎曲性能無明顯的差異性變化，說明不小于50 ℃的道間溫度有利于自保護藥芯焊絲半自動焊的接頭彎曲性能。

從圖6a可見，-10 ℃時焊縫金屬的沖擊吸收能量范圍為90～170 J，-20 ℃時焊縫金屬的沖擊吸收能量范圍為55～155 J，焊縫金屬的沖擊吸收能量隨試驗溫度的降低而降低，但不同道間溫度的焊縫金屬沖擊吸收能量無明顯差異。從圖6b可見，-10 ℃時熔合線的夏比沖擊韌性值范圍為90～265 J，-20 ℃時熔合線的夏比沖擊韌性值范圍為110～275 J，熔合線的夏比沖擊韌性隨試驗溫度的降低而離散性增加，但不同道間溫度的熔合線夏比沖擊韌性無明顯差異。說明道間溫度對自保護藥芯焊絲半自動焊接頭的夏比沖擊韌性無顯著影響。

2.2.2環(huán)焊接頭組織

不同道間溫度的環(huán)焊接頭，其根焊層、填充層在焊縫中心和熱影響區(qū)位置的顯微組織如圖7～圖10所示。

圖7a的組織以多邊形鐵素體為主，含有少量的珠光體組織，多邊形鐵素體有形成魏氏組織的趨勢。圖7b的組織為針狀鐵素體，含少量的多邊形鐵素體和珠光體組織。圖7c和圖7d的組織以多邊形鐵素體為主，含少量珠光體組織。

圖7 不同道間溫度的環(huán)焊接頭根焊層的焊縫金屬組織

圖8a的組織以粗大的板條貝氏體組織為主，圖8b的組織為粒狀貝氏體和板條貝氏體混合組織，圖8c和圖8d的組織以粒狀貝氏體為主，含少量M-A組元，晶粒較前兩種情況細小。

圖8 不同道間溫度的環(huán)焊接頭填充層的焊縫金屬組織

根焊層的熱影響區(qū)主要為粒狀貝氏體、塊狀鐵素體組織和少量針狀鐵素體組織，隨著道間溫度的提高，根焊層熱影響區(qū)的顯微組織和晶粒尺寸變化不明顯,如圖9所示。填充層的熱影響區(qū)主要為粒狀貝氏體、塊狀鐵素體、少量針狀鐵素體和馬氏體-奧氏體組元，隨著道間溫度的提高，填充層熱影響區(qū)的組織中馬氏體-奧氏體組元的數(shù)量增多、尺寸增大，如圖10所示。

圖9 不同道間溫度的環(huán)焊接頭根焊層的熱影響區(qū)組織

圖10 不同道間溫度的環(huán)焊接頭填充層的熱影響區(qū)組織

2.2.3道間溫度的影響

不同道間溫度的環(huán)焊接頭力學性能和顯微組織結(jié)果表明，采用不同的道間溫度時，自保護藥芯焊絲半自動焊的環(huán)焊接頭拉伸性能和低溫沖擊韌性未出現(xiàn)較大差別，不小于50 ℃的道間溫度有利于自保護藥芯焊絲半自動焊的接頭彎曲性能，但在不控制道間溫度(5 ℃)時，環(huán)焊接頭的彎曲拉伸表面易出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。通過金相組織分析發(fā)現(xiàn)，不控制道間溫度(5 ℃)時，根焊層的焊縫金屬組織以多邊形鐵素體為主，且有形成魏氏組織的趨勢，該現(xiàn)象與未采取預熱措施的環(huán)焊縫顯微組織和彎曲拉伸表面開裂現(xiàn)象相類似。

隨著道間溫度的增加，自保護藥芯焊絲半自動焊的根焊層焊縫金屬和熱影響區(qū)的顯微組織、晶粒尺寸變化不明顯，而填充層焊縫金屬的顯微組織變得較為細小，局部熱影響區(qū)位置的顯微組織卻變得粗大。說明過高的道間溫度可能對熔合線的低溫沖擊韌性產(chǎn)生不利影響。

2.3 焊道數(shù)量對環(huán)焊接頭性能的影響

2.3.1環(huán)焊接頭力學性能

不同焊道數(shù)量條件下焊接完成的環(huán)焊接頭，其拉伸和側(cè)彎試驗結(jié)果見表5，夏比沖擊韌性試驗結(jié)果如圖11所示，其中圖11a是V形缺口位置在焊縫金屬的試驗結(jié)果，圖11b是V形缺口位置在熔合線的試驗結(jié)果。

圖11 不同焊道數(shù)量的環(huán)焊接頭夏比沖擊韌性試驗結(jié)果

從表5可見，環(huán)焊接頭的抗拉強度范圍為683～720 MPa，不同焊道數(shù)量的接頭拉伸性能無明顯的差異性變化，說明焊道數(shù)量對自保護藥芯焊絲半自動焊的接頭抗拉強度無顯著影響；焊道數(shù)量為5道和7道時，環(huán)焊接頭在彎曲試驗過程中出現(xiàn)相對較多的表面開裂現(xiàn)象，焊道數(shù)量為9道和11道的環(huán)焊接頭，其彎曲性能相對良好，說明采用較多的焊道數(shù)量有利于自保護藥芯焊絲半自動焊的接頭彎曲性能。

表5 不同焊道數(shù)量條件下的環(huán)焊接頭拉伸、側(cè)彎試驗結(jié)果 MPa

從圖11a可見，-10 ℃時焊縫金屬的沖擊吸收能量范圍為25～170 J，-20 ℃時焊縫金屬的夏比沖擊吸收能量為9～165 J。從圖11b可見，-10 ℃時熔合線的沖擊吸收能量范圍為50～190 J，-20 ℃時熔合線的沖擊吸收能量范圍為25～200 J。相同焊道數(shù)量的焊縫金屬和熔合線的沖擊韌性隨試驗溫度的降低而下降明顯，但相同試驗溫度條件下的焊縫金屬和熔合線的沖擊韌性隨焊道數(shù)量的增加而有較大改善。對于18.4 mm壁厚的X80鋼管，在焊道數(shù)量大于等于9道時，-20 ℃及以上試驗溫度的沖擊韌性趨于穩(wěn)定。這說明不同焊道數(shù)量對自保護藥芯焊絲半自動焊的沖擊韌性影響顯著，焊道數(shù)量越多，接頭的低溫沖擊韌性越好。

2.3.2環(huán)焊接頭組織

焊道數(shù)量不同的環(huán)焊接頭，其填充層在焊縫中心和熱影響區(qū)位置的顯微組織如圖12和圖13所示。

圖12 不同焊道數(shù)量的環(huán)焊接頭填充層的焊縫金屬組織

圖13 不同焊道數(shù)量的環(huán)焊接頭填充層的熱影響區(qū)組織

從圖12中可見，焊縫金屬為柱狀晶組織，柱狀晶內(nèi)分布著以貝氏體為主的顯微組織，且隨著焊道數(shù)量的增加，柱狀晶尺寸變得破碎和細小。焊道數(shù)量5道時，焊縫金屬組織為粒狀貝氏體和少量板條貝氏體組織。焊道數(shù)量7道時，焊縫金屬組織為粒狀貝氏體和少量板條貝氏體組織，貝氏體晶界存在鏈狀M-A組元。焊道數(shù)量9道時，焊縫金屬組織為板條貝氏體和粒狀貝氏體組織。焊道數(shù)量11道時，焊縫金屬組織為細小的粒狀貝氏體和少量板條貝氏體組織。

從圖13中可見，焊道數(shù)量5道時，熱影響區(qū)組織為粗大的板條貝氏體組織。焊道數(shù)量7道時，熱影響區(qū)組織為粒狀貝氏體和M-A組元。焊道數(shù)量9道和11道時，熱影響區(qū)組織為細小的粒狀貝氏體和M-A組元。

2.3.3焊道數(shù)量的影響

環(huán)焊接頭力學性能和顯微組織結(jié)果表明，采用不同的焊道數(shù)量時，自保護藥芯焊絲半自動焊的環(huán)焊接頭拉伸性能未出現(xiàn)較大差別。焊道數(shù)量更多的環(huán)焊接頭(9道和11道)，彎曲性能表現(xiàn)相對良好。相同試驗溫度條件下，焊縫金屬和熔合線的沖擊韌性隨焊道數(shù)量的增加而有明顯改善。

通過金相組織分析發(fā)現(xiàn)，自保護藥芯焊絲半自動焊的焊縫金屬中為粗大的柱狀晶組織，柱狀晶內(nèi)分布著粒狀貝氏體、板條貝氏體及貝氏體晶界上的鏈狀M-A組元等。隨著焊道數(shù)量的增加，后續(xù)焊道對前一焊道的熱處理作用顯著，使得焊縫金屬的柱狀晶變得破碎和細小，柱狀晶內(nèi)的貝氏體組織也相對細小，并使得熱影響區(qū)中的沿晶界的鏈狀M-A組元數(shù)量減少、尺寸變細，從而改善了環(huán)焊接頭的塑性和韌性。

3 結(jié)論

(1)道間溫度不變(100 ℃)的條件下，不同預熱溫度(不預熱、50 ℃、100 ℃和150 ℃)對環(huán)焊接頭的拉伸性能、夏比沖擊韌性和顯微組織的影響相對微小，但對環(huán)焊接頭的彎曲性能有影響，不預熱或預熱溫度過低時，容易在彎曲表面出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。當預熱溫度達到150 ℃時，焊縫金屬及熱影響區(qū)中的M-A組元數(shù)量增加，焊縫中心的M-A組元開始沿貝氏體晶界呈鏈狀分布，說明過高的預熱溫度可能對焊縫金屬的低溫沖擊韌性產(chǎn)生不利影響。

(2)預熱溫度不變(100 ℃)的條件下，不同道間溫度(5 ℃，50 ℃，100 ℃和150 ℃)對環(huán)焊接頭拉伸性能、彎曲性能、夏比沖擊韌性的影響相對微小，對焊縫金屬和焊接熱影響區(qū)的組織有一定的影響。隨著道間溫度的提高，填充層焊縫金屬的顯微組織變得較為細小，局部熱影響區(qū)的顯微組織卻變得更為粗大，說明過高的道間溫度可能對熔合線的低溫沖擊韌性產(chǎn)生不利影響。

(3)預熱溫度100 ℃、道間溫度100 ℃的條件下，不同焊道數(shù)量(5道、7道、9道和11道)對環(huán)焊接頭拉伸性能的影響微小，對環(huán)焊接頭彎曲性能有一定影響，對焊縫金屬夏比沖擊韌性和顯微組織有明顯影響。焊道數(shù)量更多的環(huán)焊接頭(9道和11道)，環(huán)焊接頭彎曲性能表現(xiàn)相對良好，焊縫金屬和熔合線的沖擊韌性明顯改善，焊縫金屬的柱狀晶尺寸變得細小，熱影響區(qū)中的沿晶界的鏈狀M-A組元數(shù)量減少、晶粒變細。