X80M 管線鋼銅襯墊外根焊接頭冷裂敏感性分析

文學(xué)，汪宏輝，錢建康，盧英民，鄭亮，雷正龍

(1.中石化江蘇油建工程有限公司,揚(yáng)州,225009；2.國家管網(wǎng)集團(tuán)建設(shè)項(xiàng)目管理分公司,廊坊,065000；3.廊坊中油朗威工程項(xiàng)目管理有限公司,廊坊,065000；4.哈爾濱工業(yè)大學(xué),先進(jìn)焊接與連接國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,哈爾濱,150001)

0 序言

X80 管線鋼具有高強(qiáng)度、高韌性以及良好的焊接性，是目前國內(nèi)油氣建設(shè)的主要用鋼，在西氣東輸及中俄東線天然氣運(yùn)輸?shù)裙艿拦こ讨杏兄鴱V泛應(yīng)用[1].冷裂紋是大直徑X80 管線鋼的焊接中需要解決的重要缺陷之一[2-3].影響焊接冷裂紋的主要因素有鋼的淬硬性、氫含量以及焊接應(yīng)力[4].鋼組織的淬硬性取決于化學(xué)成分、板厚、焊接工藝以及冷卻條件[5-6].基于低碳少量多合金化的設(shè)計(jì)思路，X80 管線鋼具有較低的淬硬性，然而X80 管線鋼具有的高強(qiáng)度以及油氣管道的大厚度導(dǎo)致其焊接接頭仍具有一定的冷裂敏感性[7].X80 管線鋼焊接冷裂紋常出現(xiàn)在馬氏體開始轉(zhuǎn)變溫度Ms點(diǎn)附近或更低的溫度區(qū)間，多發(fā)生在100 ℃以下[8].學(xué)者們[4-5,9-11]常采用焊前預(yù)熱的方式，得以避免焊接時(shí)出現(xiàn)的冷裂紋，但考慮到冷裂紋出現(xiàn)的延遲特征[12]，仍然有必要對(duì)接頭的冷裂敏感性進(jìn)行分析.

大管徑X80 管線鋼可能的薄弱區(qū)為焊縫根部和熱影響區(qū)[13]，焊縫根部的應(yīng)力集中容易導(dǎo)致底部開裂[14-15]，對(duì)于熱影響區(qū)，粗晶區(qū)經(jīng)歷了高溫停留時(shí)間長、峰值溫度高且冷卻速度快的熱循環(huán)過程，晶粒粗化嚴(yán)重，發(fā)生組織轉(zhuǎn)變，產(chǎn)生大尺寸的奧氏體晶粒和M-A 組元[16-17]，導(dǎo)致該區(qū)域發(fā)生脆化，冷裂傾向增大[18].在進(jìn)行管道焊接時(shí)，包括對(duì)口間隙和錯(cuò)邊量在內(nèi)的裝配工況條件不僅影響到焊縫中的化學(xué)成分，還會(huì)改變接頭的熱循環(huán)狀態(tài)和殘余應(yīng)力分布[19]，進(jìn)而影響到接頭的淬硬性，是影響接頭冷裂敏感性的關(guān)鍵因素.

因此，重點(diǎn)研究錯(cuò)邊量和對(duì)口間隙參數(shù)變化對(duì)接頭冷裂敏感性的影響.對(duì)X80 管線鋼的冷裂敏感性進(jìn)行評(píng)價(jià)的方法有：碳當(dāng)量法、Y 形槽裂紋試驗(yàn)、熱影響區(qū)最高硬度法、插銷試驗(yàn)和剛性約束裂紋試驗(yàn)[20].因此，采用碳當(dāng)量法和熱影響區(qū)最高硬度法進(jìn)行表征，結(jié)合焊后橫截面殘余應(yīng)力分布，確定接頭的薄弱區(qū)域，分析不同裝配工況條件對(duì)冷裂敏感性的影響.

1 試驗(yàn)方法

采用試驗(yàn)材料為X80M 管線鋼，是X80 管線鋼的一種，屬于控軋控冷的供貨狀態(tài)，管徑為1 219 mm.填充材料采用直徑為1 mm 的美國LINCOLN 公司的ER80S-G 焊絲，試驗(yàn)材料化學(xué)成分如表1 所示.焊接用保護(hù)氣體為50% Ar+50% CO2.

表1 母材及焊絲化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)Table 1 Chemical compositions of the base metal and wire

采用SERIMAX SATURNAX 05 型焊機(jī)，采用銅襯墊外根焊全自動(dòng)熔化極氣體保護(hù)焊(gas metal arc welding,GMAW)方法進(jìn)行多層多道焊接.圖1為焊接接頭形式和焊道順序示意圖.圖1a 為焊接前的坡口形式示意圖，壁厚22 mm，U 形坡口，坡口角度4°，坡口半寬度4 mm ± 0.2 mm，鈍邊高2 mm ± 0.2 mm，拐點(diǎn)圓弧半徑2.4 mm，銅襯墊在根焊時(shí)置于母材底部焊縫處，輔助焊縫成形.圖1b為13 層14 道的根焊加蓋面層焊的焊接順序.

圖1 焊接接頭形式以及焊道順序示意圖(mm)Fig.1 Schematic of the welding groove and the welding sequence.(a) welding groove;(b) weld sequence

焊接時(shí)，采用控制變量法，主要研究錯(cuò)邊量D和對(duì)口間隙L對(duì)X80M 管線鋼接頭冷裂敏感性的影響.一是在其它工藝條件為正常的情況下，改變錯(cuò)邊量，即依據(jù)0 mm ≤D≤ 2 mm，2.1 mm ≤D≤ 3 mm 這兩種條件進(jìn)行焊接試驗(yàn)；二是控制其它條件不變，改變對(duì)口間隙，范圍分別為0 mm ≤L≤0.5 mm，0.6 mm ≤L≤ 1 mm.具體4 種情況對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)條件如表2 所示.分別對(duì)不同裝配工況條件下的管道焊縫位置截取焊縫橫截面進(jìn)行硬度測(cè)試，硬度試驗(yàn)采用維氏硬度儀，載荷98 N，加載時(shí)間15 s.

表2 裝配試驗(yàn)條件(mm)Table 2 Workpiece mating variations conditions

基于熱-彈-塑性力學(xué)理論的數(shù)值模擬方法可以預(yù)測(cè)焊后殘余應(yīng)力的大小和分布，有助于冷裂傾向分析[21-22].為了獲得X80M 管線鋼多層多道焊接接頭的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)結(jié)果，采用MSC.Marc 有限元分析軟件進(jìn)行焊接過程的模擬，采用直接熱力耦合方法進(jìn)行計(jì)算.根據(jù)試驗(yàn)所得的焊縫橫截面形狀尺寸進(jìn)行建模，劃分網(wǎng)格，獲得有限元模型如圖2 所示.首先，對(duì)無錯(cuò)邊以及無對(duì)口間隙的裝配進(jìn)行建模，然后對(duì)單獨(dú)改變錯(cuò)邊量和對(duì)口間隙的裝配工況進(jìn)行了建模，考慮到計(jì)算結(jié)果精度及計(jì)算效率，采用從焊縫到母材的疏密過渡的網(wǎng)格劃分方式，最小網(wǎng)格尺寸為0.5 mm.

焊接結(jié)構(gòu)有限元模擬時(shí)，結(jié)構(gòu)的拘束會(huì)影響殘余應(yīng)力分布，不合理的拘束容易導(dǎo)致模型變形或者計(jì)算不收斂.從X80M 管線鋼管道焊接的實(shí)際情況考慮，在圖2 焊縫橫截面左側(cè)母材的兩個(gè)頂角處約束x，y，z方向位移，在焊縫右側(cè)母材的兩個(gè)頂角處約束y，z方向位移.

圖2 不同裝配條件下有限元模型Fig.2 Finite element models of the joints in different workpiece mating variations.(a) no misalignment and gap;(b) 3 mm misalignment and no gap;(c)no misalignment and 1 mm gap

通過“生死單元”技術(shù)進(jìn)行焊縫金屬的逐層填充.設(shè)定焊后冷卻至室溫20 ℃，材料采用的屈服準(zhǔn)則為Mises 屈服準(zhǔn)則.由于缺少焊絲材料的材料屬性數(shù)據(jù)，且考慮到焊絲材料與母材成分差異較小，因此焊縫填充金屬采用X80M 管線鋼的材料屬性代替，同時(shí)考慮到焊接過程中高溫狀態(tài)下材料屬性的變化，設(shè)定隨溫度變化的材料屬性[23]，考慮到焊接方式為GMAW，因此采用了雙橢球熱源模型計(jì)算.

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 碳當(dāng)量法分析

為探索現(xiàn)場(chǎng)管道焊縫的裝配條件(對(duì)口間隙和錯(cuò)邊量)對(duì)焊縫根焊層區(qū)域冷裂敏感性的影響，對(duì)不同裝配條件下接頭根焊層區(qū)域進(jìn)行能譜(energy dispersive spectroscopy，EDS)分析，對(duì)根焊層大小為3 mm × 3 mm 的方形區(qū)域內(nèi)部多個(gè)位置進(jìn)行點(diǎn)掃描分析，取其平均值作為根焊層的化學(xué)成分，如圖1b 所示，獲得不同裝配條件下的接頭根焊層化學(xué)成分，如表3 所示.

表3 X80M 管線鋼外根焊接頭根焊層成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)Table 3 Chemical compositions at the root weld layer of the X80M pipeline steel outside root welding joints

鋼中化學(xué)成分的變化會(huì)影響到組織的冷裂敏感性，為綜合評(píng)價(jià)成分變化對(duì)冷裂傾向的影響，采用碳當(dāng)量法評(píng)價(jià)冷裂敏感性，C 元素對(duì)冷裂敏感性的影響最為顯著，而考慮到其它成分的影響，將不同元素的含量統(tǒng)一折算為碳當(dāng)量，作為接頭處冷裂紋傾向的評(píng)價(jià)指標(biāo).

試驗(yàn)采用的碳當(dāng)量Ceq計(jì)算公式[8]為

由于C 元素相對(duì)原子質(zhì)量小，在能譜測(cè)試中元素質(zhì)量過輕將導(dǎo)致測(cè)量結(jié)果出現(xiàn)較大誤差.在相同母材成分下各試樣中原始含碳量基本一致，且在X80 低合金高強(qiáng)鋼和焊絲中C 元素含量很低.因此在對(duì)各接頭進(jìn)行碳當(dāng)量計(jì)算時(shí)消除C 元素的影響，僅計(jì)算其他合金元素帶來的Ceq影響，這種消除C 元素影響的Ceq稱為相對(duì)碳當(dāng)量.相對(duì)Ceq計(jì)算結(jié)果如表4 所示.對(duì)比不同接頭的相對(duì)Ceq碳當(dāng)量數(shù)值，在相同對(duì)口間隙下，隨著錯(cuò)邊量的增大，接頭相對(duì)碳含量數(shù)值幾乎不變；錯(cuò)邊量為0 mm 時(shí)，隨著對(duì)口間隙增加，相對(duì)碳當(dāng)量增加.對(duì)于4 號(hào)試樣，對(duì)口間隙為0.6～ 1 mm 時(shí)，相對(duì)碳當(dāng)量值超過了X80M 管線鋼焊接接頭的臨界碳當(dāng)量值0.4%[24]，對(duì)口間隙增大約0.5 mm，臨界碳當(dāng)量增加16.6%，接頭底部冷裂傾向增大明顯.

表4 X80M 管線鋼外根焊接頭根焊層的相對(duì)碳當(dāng)量(%)Table 4 Relative carbon equivalent at the root weld layer of the X80M pipeline steel outside root welding joints

對(duì)口間隙主要從合金元素方面影響根焊層的碳當(dāng)量，一方面對(duì)口間隙增加導(dǎo)致了焊絲填充量的增加，焊絲中具備更高含量的Cu 以及其它合金元素；另一方面，較大的對(duì)口間隙導(dǎo)致部分電弧熱輸入作用到銅襯墊，部分Cu 元素溶解到根焊層內(nèi).這兩方面的因素綜合導(dǎo)致了Ceq的提高，進(jìn)而造成冷裂敏感性的增加.綜上分析，增加錯(cuò)邊量后根部焊縫冷裂敏感性增加不明顯，而對(duì)口間隙增大會(huì)導(dǎo)致接頭底部根焊層冷裂敏感性增大.

2.2 接頭熱影響區(qū)最高硬度法分析

X80M 管線鋼強(qiáng)度級(jí)別高、板厚大，焊接接頭的熱影響區(qū)的脆化和裂紋傾向較大.在保證焊縫質(zhì)量時(shí)，熱影響區(qū)的組織性能就成為整個(gè)焊接接頭的關(guān)鍵.

管線鋼焊接時(shí)，冷裂紋常起源于焊縫熱影響區(qū)中的粗晶區(qū)[8].在焊接過程中，該區(qū)域加熱溫度高，導(dǎo)致晶粒長大，其中的奧氏體組織在焊后快速冷卻時(shí)相變，容易產(chǎn)生粗大淬硬組織.利用熱影響區(qū)的淬硬傾向也可以判斷冷裂敏感性，淬硬傾向通過熱影響區(qū)最高硬度來判斷.

對(duì)不同焊接條件下管道焊接的接頭橫截面進(jìn)行硬度測(cè)試，硬度測(cè)試位置示意圖如圖3 所示，在每個(gè)試樣上沿4 道線測(cè)量硬度值，其中線1 覆蓋焊縫頂部蓋面層，線4 覆蓋焊縫底部根焊層.

圖3 硬度測(cè)試位置示意圖(mm)Fig.3 Schematic of the testing position of hardness

不同焊接條件下接頭在4 條線上不同區(qū)域的硬度值如表5 所示.觀察到線2 和線3 對(duì)應(yīng)位置的最高硬度值均小于線1 和線4 對(duì)應(yīng)位置的硬度值，說明在焊縫底部根焊層附近以及焊縫頂部蓋面層附近的熱影響區(qū)硬度值最大，淬硬傾向最大.圖4為試樣1，2，3 和4 在頂部蓋面層(線1)和底部根焊層(線4)的硬度分布曲線.從硬度分布曲線4b 中分析試樣的根焊層硬度可以看出，各試樣在根焊層的硬度分布整體趨勢(shì)均呈現(xiàn)為中間高兩端低，即焊縫區(qū)域硬度最高，硬度值隨著距離焊縫中心的距離增加而減小.根焊層熱影響區(qū)的最高硬度依次為220，220，231 和242 HV，錯(cuò)邊量增加，根焊層熱影響區(qū)硬度不變，而對(duì)口間隙增加導(dǎo)致根焊層熱影響區(qū)淬硬性增加.4 組試樣的熱影響區(qū)最高硬度點(diǎn)均分布在接頭的蓋面層位置，表明在相同的存放和服役條件下，接頭的蓋面層熱影響區(qū)可能表現(xiàn)出更高的冷裂紋敏感性，這與焊接接頭不同區(qū)域的冷卻速率有關(guān)，該工藝為根焊熱焊同步進(jìn)行(前后焊炬間隔6 cm)，熱焊對(duì)根焊起到了一次“回火”的作用，而蓋面層焊接完實(shí)施的是環(huán)境溫度中自然冷卻，因此蓋面層區(qū)域的冷卻速度相對(duì)較快.

圖4 接頭橫截面顯微硬度分布曲線Fig.4 Microhardness distribution curve at the joint cross-sections.(a) top cover layer of the joint;(b)root weld layer at the bottom of the joint

表5 不同裝配條件下X80M 管線鋼外根焊焊縫硬度(HV)Table 5 Hardness of the X80M pipeline steel outside root welding weld in the different workpiece mating variations

根據(jù)熱影響區(qū)最高硬度法判斷，熱影響區(qū)最薄弱位置為蓋面層附近熱影響區(qū)，存在最大的淬硬性，因此該區(qū)域具有最大的冷裂敏感性，而根焊層附近熱影響區(qū)也有一定的淬硬性，冷裂敏感性較蓋面層熱影響區(qū)小.錯(cuò)邊量的增加會(huì)顯著增大熱影響區(qū)的冷裂敏感性.

2.3 焊后殘余應(yīng)力分析

通過模擬結(jié)果分析了錯(cuò)邊量和對(duì)口間隙對(duì)焊接后殘余應(yīng)力的影響，進(jìn)而判斷裝配條件對(duì)接頭冷裂傾向的影響.圖5 為多層多道焊接過程中不同焊道的熔池輪廓變化過程及最終的溫度場(chǎng)熔合線驗(yàn)證結(jié)果，設(shè)置鋼熔點(diǎn)1 500 ℃作為熔合線，為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，采用熔池尺寸對(duì)比方法[21-25]對(duì)比了模擬熔池結(jié)果與實(shí)際熔池橫截面結(jié)果的差異.從測(cè)量結(jié)果對(duì)比發(fā)現(xiàn)，模擬焊接熔池的熔合線與實(shí)際焊接熔池的熔合線位置的誤差僅為3.34%，證明了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性.依據(jù)溫度場(chǎng)結(jié)果進(jìn)行應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算，圖6 為拘束情況下焊后殘余應(yīng)力分布云圖.不同裝配條件下焊縫均表現(xiàn)為接頭上部蓋面層區(qū)域及附近熱影響區(qū)應(yīng)力最大，而在焊縫底部位置，殘余應(yīng)力較小，錯(cuò)邊量的變化對(duì)接頭殘余應(yīng)力分布影響較大，而對(duì)口間隙的變化影響不明顯.存在較大錯(cuò)邊量時(shí)，在圖6b 所示的接頭上、下凹角處均存在著較大的應(yīng)力集中，應(yīng)力最大超過了440 MPa.

圖5 不同焊道的熔池輪廓及熔合線驗(yàn)證結(jié)果Fig.5 Weld pool profile and fusion line verification results of different weld passes

圖6 X80M 管線鋼接頭焊后等效殘余應(yīng)力分布云圖Fig.6 Equivalent Von Mises stress cloud chart of the X80M pipeline steel joint after welding.(a) no misalignment and gap;(b) 3 mm misalignment and no gap;(c) no misalignment and 1 mm gap

圖7 為X80M 管線鋼接頭焊后橫向應(yīng)力分布云圖.焊縫從頂部到底部依次受到橫向拉應(yīng)力、壓應(yīng)力以及拉應(yīng)力，在蓋面層附近熱影響區(qū)、底部根焊層及附近熱影響區(qū)均存在著橫向拉應(yīng)力.對(duì)于這幾個(gè)冷裂敏感性較大區(qū)域，橫向拉應(yīng)力的存在會(huì)導(dǎo)致冷裂傾向的進(jìn)一步增加.

圖7 X80M 管線鋼接頭焊后橫向應(yīng)力分布云圖Fig.7 Transverse stress cloud chart of the X80M pipeline steel joint after welding.(a) no misalignment and gap;(b) 3 mm misalignment and no gap;(c) no misalignment and 1 mm gap

從裝配工況條件變化造成的影響來看，錯(cuò)邊量增加導(dǎo)致接頭應(yīng)力不對(duì)稱分布，在頂部蓋面層左側(cè)和根焊層右側(cè)熱影響區(qū)造成拉應(yīng)力集中[19].表5 中頂部蓋面層淬硬性最大，而在該區(qū)域的應(yīng)力集中使冷裂敏感性進(jìn)一步增加.

圖8 為3 種裝配條件下的接頭橫截面應(yīng)力分布曲線.在接頭存在的蓋面層熱影響區(qū)、根焊層以及附近熱影響區(qū)這幾個(gè)薄弱區(qū)域，均存在著較大的殘余拉應(yīng)力，均會(huì)導(dǎo)致更大的冷裂傾向.圖8a 和圖8b 分別為蓋面層在焊后沿著虛線位置分布的殘余應(yīng)力和橫向應(yīng)力，觀察到錯(cuò)邊量對(duì)應(yīng)力分布的影響最明顯，錯(cuò)邊量的增加明顯提高了熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力，此外在焊縫蓋面層左側(cè)熱影響區(qū)，即錯(cuò)邊量導(dǎo)致的接頭上部凹角應(yīng)力集中區(qū)域，存在的橫向拉應(yīng)力最大為517 MPa，接近X80M管線鋼的屈服強(qiáng)度550 MPa.研究表明，斷裂臨界應(yīng)力往往會(huì)低于屈服強(qiáng)度[26].因此，考慮到對(duì)應(yīng)區(qū)域本身較大的淬硬性，較大的橫向拉應(yīng)力會(huì)導(dǎo)致裂紋更容易在此處萌生并擴(kuò)展，導(dǎo)致冷裂敏感性增加.對(duì)口間隙的增加對(duì)蓋面層區(qū)域的應(yīng)力分布影響不大，應(yīng)力的分布和大小與無錯(cuò)邊、無間隙裝配條件下的情況相似.

圖8 3 種裝配條件下接頭橫截面應(yīng)力分布曲線Fig.8 Stress distribution curves in cross section of the joints in three workpiece mating variations.(a) equivalent Von Mises stress distributed along the cover layer;(b) transverse stress distributed along the cover layer;(c)equivalent Von Mises stress distributed along the root weld layer;(d) transverse stress distributed along the root weld layer

圖8c 和圖8d 分別為焊縫橫截面上沿著根焊層分布的殘余應(yīng)力和橫向應(yīng)力.在根焊層及附近熱影響區(qū)，錯(cuò)邊量的增加會(huì)導(dǎo)致焊后殘余應(yīng)力明顯增加，橫向應(yīng)力增加且不對(duì)稱分布，在形狀急劇變化的根部凹角處存在著較大的應(yīng)力集中.錯(cuò)邊量從0 mm 增加為3 mm，其焊縫區(qū)根焊層殘余應(yīng)力最大值從225 MPa 增加到343 MPa，增加了52.4%，而橫向拉應(yīng)力最大值從257 MPa 增加到320 MPa，殘余應(yīng)力和橫向拉應(yīng)力的增大均會(huì)導(dǎo)致冷裂敏感性的增加.對(duì)口間隙增加，根焊層應(yīng)力幾乎沒有變化，而根焊層附近熱影響區(qū)的橫向拉應(yīng)力及殘余應(yīng)力有所提高，造成該區(qū)域冷裂敏感性的增加.

應(yīng)力分析結(jié)果表明，對(duì)口間隙增大對(duì)殘余應(yīng)力的分布狀態(tài)影響較小，而錯(cuò)邊量增大，會(huì)導(dǎo)致焊縫整體殘余應(yīng)力的峰值提高，同時(shí)也導(dǎo)致了焊縫凹角區(qū)域的應(yīng)力集中，這是由于錯(cuò)邊導(dǎo)致的焊縫形狀變化造成的.從圖8a 和圖8c 可知，在頂部焊縫左側(cè)的凹角以及根焊層底部右側(cè)形成的凹角區(qū)域，錯(cuò)邊量增大均導(dǎo)致了殘余應(yīng)力的明顯增大.

3 結(jié)論

(1) 在采用銅襯墊外根焊進(jìn)行X80M 管線鋼全自動(dòng)熔化極氣體保護(hù)焊接過程中，增加對(duì)口間隙和錯(cuò)邊量均會(huì)導(dǎo)致接頭冷裂敏感性增加，而錯(cuò)邊量的增加為主要原因.

(2) 碳當(dāng)量分析法表明，當(dāng)對(duì)口間隙從0～0.5 mm 增大至0.6～ 1 mm 后，根焊層相對(duì)碳當(dāng)量增加16.6%，導(dǎo)致冷裂敏感性增加，而錯(cuò)邊量提高造成的影響較小.

(3) 采用熱影響區(qū)最高硬度法得出，熱影響區(qū)最薄弱位置為蓋面層附近熱影響區(qū)，存在最大的淬硬性，因此該區(qū)域具有最大的冷裂敏感性，當(dāng)錯(cuò)邊量從0～ 2 mm 增加到2.1～ 3.0 mm 時(shí)會(huì)顯著增大熱影響區(qū)的冷裂敏感性.根焊層附近熱影響區(qū)也存在一定的冷裂敏感性.

(4) 焊后殘余應(yīng)力計(jì)算分析表明，錯(cuò)邊量的增加會(huì)提高根焊層、根焊層熱影響區(qū)和蓋面層熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力，導(dǎo)致在形狀急劇變化的凹角處產(chǎn)生應(yīng)力集中，造成冷裂敏感性增加.