強(qiáng)度匹配對(duì)X80螺旋埋弧焊管環(huán)焊接頭寬板拉伸性能的影響*

何小東，楊耀彬，David Han，張永青，高雄雄

（1.中國(guó)石油集團(tuán)工程材料研究院有限公司 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.中信金屬股份有限公司，北京 10004）

0 前 言

與直縫埋弧焊管相比，由于螺旋埋弧焊管的軋制方向與鋼管軸線方向不一致，其材料的抗斷裂性能較好[1]，且具有較高的生產(chǎn)效率和成本優(yōu)勢(shì)，因此X70、X80 螺旋埋弧焊管在西氣東輸、中緬管線、中俄東線等國(guó)家重大管道工程中得到廣泛應(yīng)用。

對(duì)于輸送高壓可燃介質(zhì)的油氣管道，環(huán)焊接頭的性能對(duì)于管道可靠性至關(guān)重要。采用多種試驗(yàn)方法評(píng)價(jià)焊接接頭性能作為保證管道可靠性的重要手段，可最大限度保證焊接結(jié)構(gòu)在服役條件下正常運(yùn)行。然而，由于油氣管道服役條件極為復(fù)雜，環(huán)焊接頭位置難免會(huì)產(chǎn)生缺陷，因此，當(dāng)管道環(huán)焊縫受軸向載荷時(shí)，在焊接接頭缺陷位置或應(yīng)力集中處極易萌生裂紋并擴(kuò)展而造成管道早期斷裂失效[2-4]。同時(shí)，事故分析表明，環(huán)焊縫低強(qiáng)匹配是造成管道在地層運(yùn)動(dòng)作用下發(fā)生斷裂的重要原因之一。環(huán)焊縫強(qiáng)度匹配不僅是影響管道承載能力和失效行為的主要因素[5-8]，也是分析在役管道環(huán)焊縫開(kāi)裂、預(yù)防新建管道環(huán)焊縫隱患的基礎(chǔ)性課題[9-10]。

通常，管道環(huán)焊接頭性能評(píng)價(jià)主要采用小尺寸試樣進(jìn)行試驗(yàn)。小尺寸試樣試驗(yàn)可直接測(cè)量特定的性能，如拉伸試驗(yàn)，可以測(cè)量屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、總伸長(zhǎng)率或均勻伸長(zhǎng)率等。小尺寸試樣試驗(yàn)也可能是服役行為的間接度量，例如沖擊韌性，但是小尺寸試樣的結(jié)果已經(jīng)不能夠全面表征高鋼級(jí)管道環(huán)焊接頭的性能。然而，寬板拉伸試驗(yàn)允許的測(cè)試材料尺寸更大，試驗(yàn)環(huán)境更加接近實(shí)際服役條件，從而能更直觀反映出工程中存在的問(wèn)題，如材質(zhì)不均勻性、焊接殘余應(yīng)力和板厚對(duì)結(jié)構(gòu)性能的影響等，探究管道環(huán)焊縫的失效模式。上世紀(jì)八十年代，國(guó)內(nèi)外研發(fā)機(jī)構(gòu)開(kāi)始大量研究寬板拉伸試驗(yàn)，并將其廣泛應(yīng)用于管線鋼焊接接頭性能測(cè)試和應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)中[11-13]。張宏等[14]總結(jié)了國(guó)內(nèi)外關(guān)于環(huán)焊縫強(qiáng)韌性指標(biāo)及測(cè)試方法研究與工程應(yīng)用現(xiàn)狀，并從斷裂韌性的裂尖拘束效應(yīng)、管道環(huán)焊接頭斷裂行為的數(shù)值模擬方法、裂紋驅(qū)動(dòng)力評(píng)價(jià)技術(shù)、失效評(píng)估圖評(píng)價(jià)技術(shù)、管道環(huán)焊接頭應(yīng)變承載能力預(yù)測(cè)方法、全尺寸管道環(huán)焊接頭斷裂試驗(yàn)等方面探討了環(huán)焊接頭力學(xué)性能與適用性評(píng)價(jià)技術(shù)涉及的關(guān)鍵問(wèn)題及其研究進(jìn)展。

本研究針對(duì)含鈮X80鋼級(jí)螺旋埋弧焊管不同強(qiáng)度匹配的GMAW 自動(dòng)環(huán)焊接頭，測(cè)試分析了其常規(guī)拉伸性能和夏比沖擊韌性，并采用寬板拉伸試驗(yàn)研究了環(huán)焊接頭的拉伸性能和形變失效行為。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)鋼管為X80 鋼級(jí)Φ1 422 mm×21.4 mm螺旋埋弧焊管，管體化學(xué)成分見(jiàn)表1，其主要成分為C、Mn、Cr、Ni、Cu、Mo、Nb，焊接冷裂紋敏感系數(shù)為0.17%。鋼管縱向矩形拉伸試樣的性能見(jiàn)表2，其中試樣寬度為38.1 mm，標(biāo)距為50 mm。由表2 可知，管體平均屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別為632 MPa、695 MPa，平均屈強(qiáng)比為0.91，平均斷后伸長(zhǎng)率為47%。管體顯微組織如圖1 所示，可以看出管體組織主要是粒狀貝氏體。

圖1 管體顯微組織

表1 試驗(yàn)鋼管化學(xué)成分 %

表2 鋼管縱向拉伸性能

1.2 試驗(yàn)方法

采用熔化極氣體保護(hù)焊（GMAW）對(duì)試驗(yàn)鋼管進(jìn)行內(nèi)部根焊和外部填充焊接，試驗(yàn)采用雙V形復(fù)合坡口，坡口尺寸如圖2所示。根焊和熱焊及填充蓋面焊的焊材組合見(jiàn)表3，其中ER70S、ER80S和ER90S三種牌號(hào)焊絲的熔敷金屬抗拉強(qiáng)度分別為673 MPa、716 MPa和787 MPa。

圖2 環(huán)焊坡口型式及尺寸

表3 試驗(yàn)鋼管環(huán)焊縫采用的焊絲強(qiáng)度組合

環(huán)焊完成后，在GMAW 環(huán)焊接頭立焊位置制取常規(guī)接頭拉伸試樣、熱影響區(qū)夏比沖擊試樣和寬板拉伸試樣。常規(guī)拉伸試樣采用帶肩部的全壁厚板狀試樣，拉伸試樣平行段寬度為25 mm，用銑削加工方法去除根焊和蓋面焊余高。在壁厚中心位置制備焊縫和熱影響區(qū)夏比沖擊試樣，尺寸為10 mm×10 mm×55 mm，缺口分別位于焊縫中心、熔合線（FL）處和FL+0.5 mm 處（FL 定義為50%焊縫金屬和50%熱影響區(qū)，F(xiàn)L+0.5 mm表示靠母材側(cè)熱影響區(qū)距熔合線0.5 mm 位置）。寬板拉伸試樣及尺寸如圖3所示，其中，寬板拉伸試樣平行段寬度W=300 mm，平行段長(zhǎng)度為2W，試樣總長(zhǎng)度≥ 4W。將試樣中心根部焊縫余高打磨至與母材平齊后，用硝酸酒精腐蝕根部焊縫，并在根焊熔合線處劃線標(biāo)記，再采用電火花（EDM）加工方式預(yù)制缺口模擬焊接裂紋缺陷，缺口尺寸為50 mm×3 mm，缺口寬度 ≥ 0.3 mm，然后焊接試樣夾持端，并保證試樣中心位于夾持端中心線上。

圖3 寬板拉伸試樣形狀及尺寸

將制備的寬板拉伸試樣安裝在2 500 t復(fù)合加載試驗(yàn)機(jī)上，并在試樣上安裝四個(gè)位移傳感器（LVDT）來(lái)測(cè)量位移變化，如圖3 所示。其中LVDT1 和LVDT2 安裝在距寬板試樣邊緣40 mm處。LVDT3 和LVDT4 安裝在寬板試樣焊縫兩側(cè)母材寬度方向的中心位置。LVDT1 和 LVDT2 的標(biāo)距長(zhǎng)度（l0）為 2W，用于測(cè)量整體位移Δl0，LVDT3 和 LVDT4 的標(biāo)距長(zhǎng)度lA和lB均為0.5W，分別用于測(cè)量母材A和母材B的位移ΔlA和ΔlB。

通過(guò)刃口夾持裝置將裂紋口張開(kāi)位移CMOD雙引伸計(jì)安裝在圖3所示的位置，并保證在試驗(yàn)過(guò)程中刃口夾持裝置能夠支撐引伸計(jì)且不發(fā)生移動(dòng)，缺口兩側(cè)刃口平行度偏差應(yīng)在±1°之內(nèi)。

試驗(yàn)前測(cè)量寬板試樣和缺口尺寸，同時(shí)記錄試驗(yàn)環(huán)境條件，再參照SY/T 7318.1《油氣輸送管特殊性能試驗(yàn)方法 第1 部分：寬板拉伸試驗(yàn)》在位移控制模式下以恒定速率進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。當(dāng)寬板拉伸試樣斷裂、裂紋貫穿壁厚或載荷開(kāi)始減小至95%最大載荷時(shí)，停止試驗(yàn)。

2 試驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 環(huán)焊接頭常規(guī)拉伸及沖擊性能

圖4 為環(huán)焊接頭拉伸強(qiáng)度和試樣斷裂形貌，由圖4 可知，采用ER80S（根焊）+ER90S（熱焊和填充蓋面焊）的GMAW 環(huán)焊接頭抗拉強(qiáng)度為709 MPa，與ER70S（根焊）+ER80S（熱焊和填充蓋面焊）的GMAW環(huán)焊接頭抗拉強(qiáng)度接近，且拉伸試樣均在母材處斷裂。不同強(qiáng)度環(huán)焊接頭焊縫和熔合線FL處的夏比沖擊功如圖5所示，由圖5可知，等強(qiáng)+高強(qiáng)匹配組合環(huán)焊接頭熔合線FL處-20 ℃的平均夏比沖擊功為72 J，低于低強(qiáng)+等強(qiáng)匹配組合環(huán)焊接頭的FL處的平均夏比沖擊功（174 J），這主要是因?yàn)镋R90S焊絲填充焊縫金屬（FL-0.5 mm）和熱影響區(qū)（FL+0.5 mm）的夏比沖擊功均低于ER80S 焊絲填充焊縫金屬的夏比沖擊功。

圖4 不同強(qiáng)度組合環(huán)焊接頭拉伸強(qiáng)度及斷后形貌

圖5 不同強(qiáng)度組合環(huán)焊接頭熔合線FL附近的沖擊韌性

2.2 寬板拉伸試驗(yàn)結(jié)果

圖6為不同強(qiáng)度匹配GMAW環(huán)焊接頭寬板拉伸試樣失效位置。圖6表明，ER80S+ER90S匹配的GMAW 環(huán)焊接頭在管體母材一側(cè)（試樣A 端）發(fā)生頸縮失效。失效端頸縮處最小壁厚17.29 mm，最大壁厚17.38 mm，試樣減薄率最大為19.21%；頸縮處最小寬度為281 mm，寬度減小9.0 mm；失效端未發(fā)生頸縮處壁厚為20.59 mm，減薄率僅為3.79%。母材另一側(cè)（試樣B 端）未發(fā)生明顯變形，其最小壁厚為21.46 mm，寬度為298 mm。環(huán)焊縫處寬度為298.5 mm，表明環(huán)焊縫及附近未發(fā)生明顯變形。而對(duì)于ER70S+ER80S匹配的GMAW環(huán)焊接頭，寬板拉伸試樣在根焊熱影響區(qū)（HAZ）沿熔合線發(fā)生開(kāi)裂失效，開(kāi)裂長(zhǎng)度為105 mm。環(huán)焊縫附近試樣寬度約為300 mm，開(kāi)裂處焊縫厚度為19.44 mm，表明環(huán)焊縫金屬發(fā)生明顯變形，而焊縫附近母材未發(fā)生明顯變形。環(huán)焊縫兩側(cè)母材試樣最小厚度分別為21.13 mm和20.68 mm，最大厚度分別為21.58 mm和21.69 mm，母材寬度分別為298.5 mm 和296.5 mm。因此，在低強(qiáng)+等強(qiáng)組合匹配下，環(huán)焊縫金屬有明顯塑性變形，而接頭兩側(cè)遠(yuǎn)端母材僅發(fā)生了較小的均勻變形。

圖6 不同強(qiáng)度組合的環(huán)焊接頭寬板拉伸失效位置

分別從寬板試樣上截取預(yù)制的人工缺陷和撕裂斷口，制備金相試樣，在低倍和高倍下觀察預(yù)制的人工缺陷裂紋尖端擴(kuò)展方向和撕裂斷口形貌。不同強(qiáng)度匹配GMAW環(huán)焊接頭預(yù)制缺口位置及裂紋尖端形貌分別如圖7和圖8所示。從圖7可看出，等強(qiáng)+高強(qiáng)匹配寬板試樣預(yù)制缺口根部位于根焊HAZ的粗晶區(qū)，在拉伸載荷下缺口根部未發(fā)生明顯擴(kuò)展，如圖7（b）所示；雖然低強(qiáng)+等強(qiáng)匹配寬板試樣預(yù)制缺口根部位于根焊HAZ的細(xì)晶區(qū)，但缺口根部在拉伸載荷下未發(fā)生擴(kuò)展，如圖8（b）所示。低強(qiáng)+等強(qiáng)匹配根焊熱影響區(qū)處發(fā)生撕裂并沿粗晶區(qū)向外壁側(cè)擴(kuò)展，斷口形貌如圖9所示。

圖7 等強(qiáng)+高強(qiáng)匹配環(huán)焊接頭缺口形貌及裂紋尖端形貌

圖8 低強(qiáng)+等強(qiáng)匹配環(huán)焊接頭缺口形貌及裂紋尖端形貌

圖9 低強(qiáng)+等強(qiáng)匹配環(huán)焊接頭寬板拉伸根部HAZ撕裂斷口形貌

不同強(qiáng)度匹配的環(huán)焊接頭寬板拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線和載荷與裂紋口張開(kāi)位移（CMOD）曲線如圖10 和圖11 所示。由圖10、圖11 可知，對(duì)于ER80S+ER90S 組合的高強(qiáng)匹配環(huán)焊縫接頭，最大載荷下焊縫兩側(cè)管體的遠(yuǎn)端應(yīng)變（即位移傳感器LVDT3 和LVDT4 的應(yīng)變）εA、εB分別為8.67%和2.93%，總應(yīng)變（即試樣兩側(cè)跨焊縫的位移傳感器LVDT1 和LVDT2的應(yīng)變）ε01、ε02分別為4.43%和4.93%，缺口張開(kāi)位移（CMOD）為1.49 mm。遠(yuǎn)端應(yīng)變主要集中在環(huán)焊縫一側(cè)的母材上，管體發(fā)生遠(yuǎn)端屈服失效，頸縮處與寬板拉伸試樣軸線呈45°，說(shuō)明環(huán)焊縫兩側(cè)管體的強(qiáng)度存在較大的差別，這與螺旋埋弧焊管特性有關(guān)。對(duì)于ER70S+ER80S 組合的等強(qiáng)匹配環(huán)焊縫接頭，最大載荷下焊縫兩側(cè)管體的遠(yuǎn)端應(yīng)變?chǔ)臕、εB分別為4.08%和5.38%，總應(yīng)變?chǔ)?1、ε02分別為4.20% 和4.16%，缺口張開(kāi)位移（CMOD）為1.26 mm，寬板試樣沿根部焊縫HAZ 發(fā)生撕裂失效。因此，根焊采用ER70SS 焊絲，焊縫強(qiáng)度較低，在拉伸載荷下根焊部位及其兩側(cè)的熱影響區(qū)容易產(chǎn)生應(yīng)變集中而導(dǎo)致斷裂失效。

圖10 不同強(qiáng)度匹配的環(huán)焊接頭寬板拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖11 不同強(qiáng)度匹配環(huán)焊接頭寬板拉伸載荷與CMOD曲線

同時(shí)根據(jù)圖10，在最大載荷下，等強(qiáng)+高強(qiáng)匹配的GMAW 環(huán)焊縫接頭全截面的抗拉強(qiáng)度為673 MPa，低強(qiáng)+等強(qiáng)匹配的GMAW 環(huán)焊縫接頭全截面的抗拉強(qiáng)度為681 MPa，二者均略低于環(huán)焊接頭小試樣常規(guī)拉伸的抗拉強(qiáng)度709 MPa 和712 MPa，這是由于小尺寸環(huán)焊接頭拉伸試樣的抗拉強(qiáng)度是拉伸至頸縮斷裂后的強(qiáng)度，管體母材的形變強(qiáng)化較大，而寬板拉伸測(cè)試的抗拉強(qiáng)度是試樣發(fā)生斷裂、裂紋貫穿壁厚，或載荷開(kāi)始減小至95%最大載荷時(shí)的強(qiáng)度，并且寬板拉伸試樣尺寸較大，其在拉伸過(guò)程中的形變強(qiáng)化作用低于小尺寸拉伸試樣。

最大載荷下母材平均遠(yuǎn)端應(yīng)變?chǔ)臕B和寬板拉伸試樣平均總應(yīng)變?chǔ)?的計(jì)算公式如下

經(jīng)計(jì)算可知，等強(qiáng)+高強(qiáng)匹配的GMAW 環(huán)焊縫接頭的總應(yīng)變?chǔ)?為4.68%，母材平均遠(yuǎn)端應(yīng)變?chǔ)臕B為5.80%；而低強(qiáng)+等強(qiáng)匹配的環(huán)焊縫接頭的總應(yīng)變4.18%，母材平均遠(yuǎn)端應(yīng)變?chǔ)臕B為4.75%。因此，對(duì)于高強(qiáng)匹配環(huán)焊縫，當(dāng)管道承受較大軸向載荷時(shí)，可將載荷和應(yīng)變傳遞給焊縫兩側(cè)的管體，從而保護(hù)環(huán)焊縫不發(fā)生失效。

2.3 討論與分析

對(duì)于油氣輸送管道，常采用強(qiáng)度、沖擊韌性、斷裂韌性作為管道設(shè)計(jì)參數(shù)。根據(jù)預(yù)期的拉伸性能選擇材料和工藝是將失效風(fēng)險(xiǎn)降至最低的一種手段，焊縫強(qiáng)度過(guò)匹配是管道保護(hù)的方法之一。沖擊韌性作為衡量焊縫金屬性能的相對(duì)指標(biāo)，通?？上却_定平均和最小允許沖擊值，再選擇焊接材料和焊接工藝，從而避免在服役溫度下焊接金屬發(fā)生脆化。

另一方面，根據(jù)寬板拉伸試驗(yàn)結(jié)果可知，若焊接接頭的韌性較大且不發(fā)生脆化，則環(huán)焊接頭的拉伸性能與韌性無(wú)關(guān)，而與焊縫強(qiáng)度超過(guò)母管強(qiáng)度的程度相關(guān)。因此，通過(guò)環(huán)焊縫強(qiáng)度的過(guò)匹配，將載荷和變形轉(zhuǎn)移到環(huán)焊縫兩側(cè)的管體上，可使管體發(fā)生塑性變形從而釋放形變能，避免將形變能引入焊縫導(dǎo)致焊縫開(kāi)裂失效，同時(shí)強(qiáng)度過(guò)匹配也降低了管道對(duì)焊縫金屬韌性的要求。

管道環(huán)焊縫大多采用的V形坡口或雙V形復(fù)合坡口，根部焊縫的寬度小于填充蓋面焊道的寬度。當(dāng)管道受軸向載荷時(shí)，應(yīng)變集中首先出現(xiàn)在根部焊縫和熱影響區(qū)[15]。如果根部采用較低強(qiáng)度的焊材，尤其是采用強(qiáng)度較低的纖維素焊條根焊，一旦沿管道軸向施加外部載荷，必然導(dǎo)致焊縫根部?jī)?yōu)先開(kāi)裂失效，因此，對(duì)于高強(qiáng)度管道，由于管線鋼采用了先進(jìn)的冶煉工藝和控軋工藝，其冷裂紋敏感系數(shù)低，建議選用具有一定韌性的等強(qiáng)度焊接材料進(jìn)行根焊以避免焊縫根部應(yīng)變集中而發(fā)生焊縫開(kāi)裂失效。

3 結(jié) 論

（1）最大載荷下，等強(qiáng)+高強(qiáng)匹配和低強(qiáng)+等強(qiáng)匹配的X80 鋼級(jí)螺旋埋弧焊管GMAW 環(huán)焊縫接頭全截面的抗拉強(qiáng)度均略低于環(huán)焊接頭小試樣的抗拉強(qiáng)度。

（2）等強(qiáng)+高強(qiáng)匹配組合和低強(qiáng)+等強(qiáng)匹配組合的X80 鋼管GMAW 自動(dòng)環(huán)焊接頭均具有較好的塑性，寬板拉伸試樣的平均總應(yīng)變均大于4.0%，管體平均遠(yuǎn)端應(yīng)變均大于4.5%。但相對(duì)于低強(qiáng)+等強(qiáng)匹配的環(huán)焊接頭，等強(qiáng)+高強(qiáng)匹配的環(huán)焊接頭具有更高的平均總應(yīng)變、平均遠(yuǎn)端應(yīng)變和裂紋口張開(kāi)量。

（3）受到拉伸載荷時(shí)，等強(qiáng)+高強(qiáng)匹配組合的GMAW 環(huán)焊接頭在管體母材發(fā)生頸縮失效；而低強(qiáng)+等強(qiáng)匹配組合的GMAW 環(huán)焊接頭根焊熱影響區(qū)沿熔合線發(fā)生開(kāi)裂失效。

（4）對(duì)于采用的V 形坡口或雙V 形復(fù)合坡口的環(huán)焊接頭，當(dāng)受軸向載荷時(shí)，易在低強(qiáng)匹配的根焊部位產(chǎn)生較大的應(yīng)變集中。因此，建議X80 高鋼級(jí)管道優(yōu)先選用具有一定韌性的等強(qiáng)度焊接材料進(jìn)行根焊，可以有效避免焊縫根部應(yīng)變集中而發(fā)生開(kāi)裂失效。