海洋柔性管用耐蝕鋼閃光對焊接頭組織及性能研究

王宏巖，高秀華，李旺，李通，杜林秀

(東北大學(xué) 軋制技術(shù)及連軋自動化國家重點實驗室,遼寧,沈陽,110819)

0 序言

隨著全球能源需求量逐年提高，陸地、淺海油氣資源面臨枯竭，未來油氣開采必然向深海方向發(fā)展.油氣管道輸送具有輸送效率高、低成本等優(yōu)勢，是陸地與海洋油氣資源開發(fā)過程中最佳的輸送手段[1].與傳統(tǒng)油氣輸送管道相比，海洋柔性管的多層結(jié)構(gòu)使其具備高柔順度、耐腐蝕性強、接頭少等優(yōu)點，更適于海洋能源開發(fā)[2-3].目前，中國深海油田開采過程中用輸油輸氣的海洋柔性管主要依賴于進(jìn)口，嚴(yán)重制約深海油氣資源開采步伐[4].為了促進(jìn)柔性管的國產(chǎn)化，部分科研人員針對柔性管的核心材料鎧裝層用耐蝕鋼開展了基礎(chǔ)研究工作，探究了鎧裝層扁鋼的強化機制、疲勞性能及耐蝕機理[5-6].然而在海洋柔性管用耐蝕鋼焊接方面的文獻(xiàn)報道相對較少.

海上油田開采過程中，柔性管輸送原油中含高壓力高濃度的H2S 和CO2等腐蝕氣體.柔性管長期服役后，內(nèi)部的腐蝕氣體可滲透通過密封層對鎧裝層扁鋼進(jìn)行腐蝕.與母材相比，焊接接頭組織存在差異，此處極易引起硫化物應(yīng)力腐蝕斷裂，造成海洋環(huán)境污染和重大的經(jīng)濟損失.因此，為保證柔性管服役過程的安全性，有必要開展高強度級別鎧裝層用耐蝕鋼焊接方面的基礎(chǔ)研究工作.閃光對焊具有熱效率高、無需添加熔覆金屬、焊接周期短等優(yōu)點，匹配焊接參數(shù)后即可獲得優(yōu)質(zhì)接頭[7-8].Wang 等人[9]研究了熱軋態(tài)440CL 低合金高強鋼閃光對焊的物理模擬，揭示了頂鍛留量對焊接接頭組織和力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)增加頂鍛留量，焊縫區(qū)中針狀鐵素體和貝氏體數(shù)量增加，達(dá)到與母材匹配的優(yōu)良強度.Xi 等人[10]研究了450 MPa 珠光體鋼接頭組織和性能，過大的閃光留量，將導(dǎo)致焊接界面區(qū)產(chǎn)生粗化的上貝氏體，降低接頭的韌性.高世一等人[11]在X65 管線鋼閃光過程中搭建了在線監(jiān)測系統(tǒng)，對焊接工藝參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，發(fā)現(xiàn)通過匹配焊接電流與進(jìn)給速度有效提高了焊接接頭力學(xué)性能.可見，閃光對焊焊接工藝復(fù)雜，各參數(shù)之間具有強烈的耦合作用，定量多個工藝參數(shù)的過程比較復(fù)雜，不同的參數(shù)導(dǎo)致焊件接頭組織與性能存在差異.針對高強度海洋柔性管用耐蝕鋼焊接接頭組織與性能不穩(wěn)定問題，探究具有關(guān)聯(lián)性焊接參數(shù)對焊接接頭組織性能的影響機制，進(jìn)而抑制熱影響區(qū)軟化問題.

文中以600 MPa 鎧裝層用耐蝕鋼為閃光對焊母材，研究不同閃光留量與頂鍛留量對焊接接頭焊縫區(qū)和熱影響區(qū)顯微組織及接頭力學(xué)性能的影響規(guī)律，分析焊接過程中熱影響區(qū)軟化現(xiàn)象實質(zhì)，為我國高強度柔性管鎧裝層扁鋼焊接技術(shù)提供理論支持.

1 試驗材料及方法

試驗鋼在真空感應(yīng)爐中熔煉，之后鍛造成斷面尺寸為100 mm×100 mm 的方坯.鋼坯通過熱軋工藝軋制成10 mm 厚，再經(jīng)過冷軋制備4 mm 厚的鋼板.隨后對冷軋板進(jìn)行調(diào)質(zhì)熱處理，試驗鋼的化學(xué)成分見表1，力學(xué)性能見表2.焊接試驗前，通過電火花線切割制備焊件尺寸規(guī)格為70 mm×10 mm ×4 mm，為獲得良好的焊接效果，對焊件表面進(jìn)行打磨去除氧化膜.在焊接過程中，頂鍛力和夾緊力等參數(shù)保持不變.

表1 試驗鋼化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)Table 1 Chemical compositions of test steel

表2 試驗鋼的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of test steel

焊接試驗設(shè)備選用UN-100A 型氣動閃光對焊機，初級電壓380 V，額定功率為150 kVA.焊接過程分為閃光、頂鍛和休止3 個階段.閃光階段是試驗鋼兩端面接觸點的熔化過程，伴隨著大量熱量來加熱焊件，同時燒損掉焊件端面的不平及臟污物.頂鍛階段是對焊件施加一定頂鍛力，確保焊接良好的連接，并排擠出閃光階段產(chǎn)生的液態(tài)金屬及氧化物夾渣.閃光與頂鍛是影響接頭性能良好的保證條件.通過多次焊接工藝試驗研究，最終確定預(yù)熱電流和焊接電流分別為400 A 和270 A，進(jìn)給速度200 mm/s.調(diào)整不同頂鍛留量參數(shù)和閃光留量參數(shù)對試驗扁鋼進(jìn)行閃光對焊試驗研究，具體參數(shù)見表3.

表3 焊接工藝參數(shù)Table 3 Welding process parameters

采用掃描電鏡(型號FEI Quanta 600,SEM)對試樣的顯微組織和拉伸斷口進(jìn)行觀察，通過透射電子顯微鏡(型號FEI Tecnai G2F20,TEM)對母材及熱影響區(qū)板條寬度及析出粒子進(jìn)行觀察分析.

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 組織分析

2.1.1 母材組織分析

焊接母材經(jīng)調(diào)質(zhì)工藝處理，熱處理工藝為淬火900 ℃、回火600 ℃、保溫時間均為30 min.圖1 為焊接母材的SEM 顯微組織圖片，組織為多邊形鐵素體(PF)和回火馬氏體(TM)，部分鐵素體晶界較為平直，晶界處分布有細(xì)小顆粒狀第二相.試驗鋼通過冷軋后進(jìn)行調(diào)質(zhì)處理，獲得設(shè)計力學(xué)性能及抗氫致?lián)p傷性能，采用熱軋工藝生產(chǎn)的常規(guī)管線鋼顯微組織多由鐵素體、貝氏體等組織構(gòu)成[12].因此，試驗鋼的顯微組織不同于常規(guī)管線鋼.

圖1 母材顯微組織形貌Fig.1 Microstructure of base metal.(a) low magnification;(b) high magnification

圖2 為文中研究的高強度海洋柔性管耐蝕鋼焊接接頭形貌.根據(jù)顯微組織特征，焊接接頭可劃分為焊縫(WZ)、粗晶熱影響區(qū)(CGHAZ)、細(xì)晶熱影響區(qū)(FGHAZ)和母材(BM)四個部分,即為顯微組織數(shù)據(jù)采集區(qū)域.

圖2 焊接接頭典型橫截面低倍形貌Fig.2 Typical macroscopic morphology of welded joint

2.1.2 頂鍛留量對顯微組織的影響

圖3～ 圖6 為不同頂鍛留量下焊接接頭焊縫及熱影響區(qū)(粗晶區(qū)和細(xì)晶區(qū))顯微組織.可以發(fā)現(xiàn)，焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的顯微組織均為鐵素體(F)和貝氏體(B)混合結(jié)構(gòu)，但鐵素體晶粒尺寸與貝氏體形態(tài)存在明顯差異.焊縫的組織主要為多邊形鐵素體(PF)、板條貝氏體(LB)和粒狀貝氏體(GB)組成.熱影響區(qū)的粗晶區(qū)顯微組織與焊縫相似，但晶粒尺寸相對焊縫區(qū)細(xì)小.細(xì)晶區(qū)組織主要為針狀鐵素體、多邊形鐵素體和粒狀貝氏體，相對于過熱組織的粗晶區(qū)，細(xì)晶區(qū)在焊接過程中緩慢升溫至Ac3以上，持續(xù)時間相對較短，此區(qū)域相當(dāng)于進(jìn)行了正火處理，晶粒最為細(xì)小.

圖3 試樣1 焊縫及熱影響區(qū)顯微組織Fig.3 Microstructure of weld and heat-affected zone under sample 1.(a) WZ;(b) CGHAZ;(c) FGHAZ

圖4 試樣2 焊縫及熱影響區(qū)顯微組織Fig.4 Microstructure of weld and heat-affected zone under sample 2.(a) WZ;(b) CGHAZ;(c) FGHAZ

圖5 試樣3 焊縫及熱影響區(qū)顯微組織Fig.5 Microstructure of weld and heat-affected zone under sample 3.(a) WZ;(b) CGHAZ;(c) FGHAZ

圖6 試樣4 焊縫及熱影響區(qū)顯微組織Fig.6 Microstructure of weld and heat-affected zone under sample 4.(a) WZ;(b) CGHAZ;(c) FGHAZ

對比焊縫區(qū)顯微組織圖3a、4a、5a 和6a，隨頂鍛留量的增加，焊縫中板條貝氏體數(shù)量呈先增加后減少，頂鍛留量5 mm 條件下板條貝氏體含量最大.圖3b、4b、5b 和6b 所示，頂鍛留量對粗晶區(qū)顯微組織演變規(guī)律影響與焊縫區(qū)類似，晶粒尺寸減小，粒狀貝氏體均勻分布.由細(xì)晶區(qū)顯微組織圖3c、4c、5c 和6c 可知，頂鍛留量增加，細(xì)晶區(qū)受熱時間相對增加，針狀鐵素體逐漸消失，貝氏體和多邊形鐵素體增加，晶粒均勻細(xì)小.

適當(dāng)?shù)捻斿懥袅?3～ 4 mm)有利于焊縫和熱影響粗晶區(qū)形成更多的針狀鐵素體和粒狀貝氏體，保證頂鍛過程中足夠的塑性變形和部分動態(tài)再結(jié)晶能夠獲得強度和塑性的良好匹配.過大的頂鍛留量(4～ 6 mm)，雖然頂鍛塑性變形增大，但是在給定進(jìn)給速度條件下樣品加熱時間增加，導(dǎo)致焊縫區(qū)板條貝氏體組織增多.當(dāng)頂鍛留量(5 mm)超過臨界值時，焊縫區(qū)出現(xiàn)了大量的具有明顯方向性板條狀貝氏體，鐵素體拉長，粒狀貝氏體不均勻分布.可見，頂鍛留量影響了鐵素體晶粒形態(tài)、析出相尺寸及分布規(guī)律.

2.1.3 閃光留量對顯微組織的影響

圖7～ 圖9 為不同閃光留量參數(shù)下焊接樣品的焊縫與熱影響區(qū)SEM 組織.可以發(fā)現(xiàn)，焊縫區(qū)組織主要由針狀鐵素體和貝氏體組成.粗晶熱影響區(qū)的微組織與焊縫區(qū)組織相似，晶粒尺寸比焊縫區(qū)細(xì)小.細(xì)晶區(qū)顯微組織主要由針狀鐵素體、多邊形鐵素體和貝氏體構(gòu)成.隨閃光留量的增加，焊接接頭過熱時間增加，焊縫與粗晶熱影響區(qū)的晶粒尺寸增大.結(jié)合圖4 和圖9 可知，過大的閃光留量(7～8 mm),導(dǎo)致焊縫與粗晶熱影響區(qū)晶粒嚴(yán)重粗化，粗化的組織不利于改善焊接接頭的力學(xué)性能[13-14].

圖7 試樣5 焊縫及熱影響區(qū)顯微組織Fig.7 Microstructure of weld and heat-affected zone under sample 5.(a) WZ;(b) CGHAZ;(c) FGHAZ

圖8 試樣6 焊縫及熱影響區(qū)顯微組織Fig.8 Microstructure of weld and heat-affected zone under sample 6.(a) WZ;(b) CGHAZ;(c) FGHAZ

2.2 閃光對焊接頭強度

利用WDW3100 萬能試驗機進(jìn)行焊接樣品的室溫拉伸試驗，不同工藝參數(shù)下試樣斷裂位置均位于焊接熱影響區(qū).圖10 顯示的是不同頂鍛留量與閃光留量工藝條件下，閃光對焊試樣的抗拉強度、屈服強度與斷后伸長率變化情況.從圖10a 和圖10b 中可以看出，不同工藝下的焊接樣品力學(xué)性能存在明顯差異.圖10a 為不同頂鍛留量下接頭的力學(xué)性能，頂鍛留量為4 mm 時，接頭的抗拉強度較高達(dá)到688 MPa，當(dāng)頂鍛留量達(dá)到5～ 6 mm 時，抗拉強度降低到616～ 636 MPa.結(jié)合圖3 可知，減小頂鍛留量，致使焊縫區(qū)變形程度減小，不利于貝氏體組織細(xì)化.頂鍛留量過大，雖然利于液態(tài)金屬排出，但焊接接頭宏觀形貌出現(xiàn)液態(tài)金屬飛濺后的尖刺結(jié)構(gòu)，且界面區(qū)顯微組織同向性特性增強，不利于接頭力學(xué)性能的提升.接頭斷后伸長率隨頂鍛留量的增加呈現(xiàn)增大的趨勢.圖10b 為不同閃光留量下接頭的力學(xué)性能，接頭強度隨閃光留量的增加呈先增大后減小趨勢.結(jié)合圖4 和圖9 可知，過大的閃光留量增加了焊縫和熱影響粗晶區(qū)高溫停留時間，組織粗化趨勢增大，接頭強度降低，塑性變形能力有所提高.接頭斷后伸長率隨閃光留量的增加呈現(xiàn)緩慢增大的趨勢，但變化范圍不大.最優(yōu)工藝為預(yù)熱電流400 A，焊接電流270 A，閃光留量7 mm，頂鍛留量4 mm，其樣品的抗拉強度和屈服強度達(dá)到最高，分別為688 MPa 和586 MPa，預(yù)熱電流400 A，焊接電流270 A，閃光留量8 mm，頂鍛留量4 mm，樣品的抗拉強度和屈服強度達(dá)到最低，分別為562 MPa 和458 MPa.焊接接頭組織的均勻性有利于獲得優(yōu)良的力學(xué)性能.基于母材的調(diào)質(zhì)工藝與力學(xué)性能轉(zhuǎn)變規(guī)律[3]，為了使焊接熱影響區(qū)的力學(xué)性能與耐蝕性能達(dá)到600 MPa 海洋柔性管標(biāo)準(zhǔn)要求，可以采用焊后熱處理技術(shù)調(diào)整焊件強度與塑性.

圖10 不同工藝下的室溫拉伸性能Fig.10 Tensile properties at room temperature under different processes.(a) effect of upset allowance on the performance of welded joints;(b) effect of flash allowance on the properties of welded joints

2.3 熱影響區(qū)板條結(jié)構(gòu)特征

圖11 為母材與部分焊接樣品的TEM 微觀形貌.圖11a 清晰顯示出母材的回火馬氏體板條形態(tài)，邊界比較模糊，寬度相對均勻，約為0.46 μm.圖11b、11c 和11d 分別為6 號、2 號和7 號焊接樣品熱影響區(qū)的微觀結(jié)構(gòu)，結(jié)合圖4 中焊接樣品熱影響區(qū)的SEM 顯微組織圖，3 種工藝焊接樣品粗晶區(qū)組織均為板條貝氏體、粒狀貝氏體和針狀鐵素體混合結(jié)構(gòu).由2 號樣品焊縫區(qū)圖11c 的TEM 圖片可知，板條貝氏體平均板條寬度小于其他工藝板條寬度，平均值大約為0.59 μm，呈典型的針狀鐵素體形貌特征.圖11f 為析出物EDS 能譜分析，板條邊界分布顆粒狀析出物主要為C、Fe、Cr 合金化合物，細(xì)小析出物的釘扎作用細(xì)化了板條結(jié)構(gòu)，提高了亞結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，增強焊縫強韌性.

2.4 閃光對焊接頭硬度結(jié)果及分析

2 號樣品顯微硬度測量以試樣焊件中心為測試起點，沿垂直于焊接界面方向，每0.5 mm 間距連續(xù)打點采樣，載荷為24.5 N，加載時間為10 s.圖12為2 號試樣焊接接頭中心硬度值分布圖.由圖12可以看出，隨著距焊縫距離的增加，硬度呈現(xiàn)先下降后緩慢升高，再下降后逐漸升高的趨勢.可以發(fā)現(xiàn)熱影響區(qū)出現(xiàn)了軟化現(xiàn)象，粗晶熱影響區(qū)位置硬度值為190.7 HV2.5，最大硬度值出現(xiàn)在細(xì)晶區(qū)，達(dá)到235.7 HV2.5.主要原因可能是，在焊接熱循環(huán)影響下，焊縫到熱影響區(qū)的溫度分布梯度不規(guī)律導(dǎo)致顯微組織發(fā)生變化，熱影響區(qū)的粗晶區(qū)多邊形鐵素體晶粒粗大，致使該區(qū)域出現(xiàn)軟化現(xiàn)象.促使接頭發(fā)生軟化，硬度曲線呈現(xiàn)出一個大的低谷.在遠(yuǎn)離界面區(qū)域溫度梯度分布平緩，相當(dāng)于對母材進(jìn)行正火處理，晶粒尺寸變化不大且有第二相的強化作用，細(xì)晶區(qū)硬度變化趨勢平緩.

圖12 試樣2 號焊接接頭硬度分布Fig.12 Welded joints hardness distribution of sample 2

2.5 拉伸斷口形貌及分析

圖13 為試樣2 號的拉伸試樣斷口形貌，由圖13a 可以看出，拉伸斷口形貌由密集且細(xì)小等軸韌窩構(gòu)成，部分韌窩底部存在小質(zhì)點.圖13b 可觀察部分韌窩大且較深，大的韌窩之間分布著細(xì)小的韌窩和連續(xù)的撕裂棱相連，表明斷裂類型為典型的韌性斷裂.優(yōu)異的斷裂韌性使2 號試樣具備良好的力學(xué)性能.

圖13 2 號試樣拉伸試樣斷口分析Fig.13 Fracture analysis of tensile specimen sample 2.(a) fracture analysis of sample 2;(b) enlarged of Fig.13a

3 結(jié)論

(1)采用閃光留量7 mm、頂鍛留量4 mm 焊接工藝時，焊接接頭力學(xué)性能達(dá)到了600 MPa 鎧裝層用鋼要求，抗拉強度和屈服強度分別為688 MPa和586 MPa.拉伸試樣斷口由大量均勻細(xì)小的韌窩和連續(xù)的撕裂棱構(gòu)成，斷裂類型為典型的韌性斷裂.

(2)當(dāng)閃光對焊頂鍛留量超過臨界值時，焊縫區(qū)板條貝氏體組織出現(xiàn)幾率增加，且多邊形鐵素體被拉長、粒狀貝氏體組織減少且不均勻分布，弱化了接頭性能.過大的閃光留量增加了焊縫區(qū)與粗晶區(qū)的加熱時間，組織粗化傾向增大，界面區(qū)寬度增加.

(3)焊接參數(shù)影響了焊縫區(qū)與粗晶區(qū)中針狀鐵素體板條寬度、粒狀貝氏體與析出物形態(tài)及其分布規(guī)律.TEM 顯示晶粒組織粗化、板條寬度增加以及粒狀貝氏體數(shù)量減少，是熱影響區(qū)發(fā)生軟化的主要原因.