高铌X80 管道不同强度匹配环焊接头性能及应变演化

2022-03-17何小东高雄雄DavidHan池强霍春勇JosBacalhau

焊接学报 2022年2期

何小东，高雄雄，David Han，池强，霍春勇，José B.Bacalhau

(1.中国石油集团石油管工程技术研究院,石油管材及装备材料服役行为与结构安全国家重点实验室,西安,710077；2.国际焊接研究中心,西安,710077；3.Companhia Brasileira de Metalurgia e Mineração,Sao Paulo,04538-133,Brazil)

0 序言

长距离管道输送需要采用高强度管线钢管.为了满足X70 和X80 乃至更高钢级管线钢管的组织和性能要求，常使用C-Mn-Si-Mo-Nb 或C-Mn-Si-Cr-Nb 合金设计的热机械控制轧制工艺.从二十世纪五十年代末开始，铌微合金化技术极大地推动了高强度管线钢的发展和工程应用[1-4].

高强度管线钢焊接的关键问题和挑战是焊缝金属的强度和韧性，以及影响焊接结构整体性能的热影响区恶化[5-6].在早期高钢级管道建设中，由于管道焊接自动化水平相对较低，国内外X70 和X80高等级油气管道工程环焊缝常采用焊条电弧根焊与自保护药芯焊丝填充盖面的组合焊接工艺.这些管道运行一段时间后，常发生环焊缝断裂失效.文献[7]认为环焊缝断裂失效主要与冲击韧性低有关，而且是由于Nb 元素含量影响管线钢粗晶区中MA 组元的形态和韧性，应尽量降低其含量[8-9].但也有研究表明，在相同焊接热输入下，由于未溶Nb(C，N)颗粒抑制了奥氏体晶粒长大，高含量Nb元素HTP 管线钢的粗晶热影响区(heat affected zone,HAZ)冲击韧性均高于低含量的Mn-Mo 管线钢[10].铌对环焊缝热影响区的组织和性能的影响是一个非常复杂的问题，有许多相互关联的机制，也取决于钢的化学成分和焊接参数.尽管争论一直存在，但强度匹配、韧性及热影响区软化对高强度管道环焊缝接头的断裂行为起着重要的影响作用[11].

文中采用焊条电弧焊(shielded metal arc welding,SMAW)和药芯焊丝自保护焊(self-shielded flux cored arc welding,FCAW-S)组合焊接工艺，研究了两种不同强度匹配的高铌X80 环焊缝接头的组织和性能，以促进对高钢级管道环焊缝失效机理的认识和失效控制.

1 试验方法

试验材料为高铌 X80 直缝埋弧焊接钢管，直径为762 mm，壁厚为14.1 mm，其化学成分和碳当量见表1(其中Pcm为冷裂纹敏感指数).试验钢管纵向拉伸屈服强度为616～ 618 MPa，抗拉强度为654～664 MPa，断后伸长率为35.5%～ 37.0%，-20 ℃标准夏比冲击冲击吸收能量平均值为304 J，维氏硬度为214～ 227 HV10.

表1 X80 试验钢管的化学成分及碳当量(质量分数，%)Table 1 Chemical composition and carbon equivalent of X80 steel pipe

环焊缝采用手工焊条电弧(SMAW)根焊与自保护药芯焊丝(FCAW-S)填充盖面的组合焊接工艺.焊接坡口及焊接顺序如图1 所示，坡口为V 形，单侧坡口角度为22°～ 25°.采用E7018 +E81T8-Ni2J(标记为UM)和E9016+E91T8-G(标记为OM)两种不同强度组合的焊接材料进行环焊缝焊接.根焊、填充及盖面焊接设备均为熊谷MPS-500.预热温度为100～ 150 ℃，层间温度控制在60～100 ℃，根焊和热焊为单层单道焊，填充和盖面均为单层多道焊接，焊接工艺参数见表2.

图1 焊接坡口形式及尺寸(mm)Fig.1 Welding groove type and size

表2 焊接工艺及参数Table 2 Welding method and process parameters

焊接完成后，采用X 射线探伤仪对环焊缝进行无损检测，以检查是否存在可能影响后续力学测试结果的缺陷.再分别从UM 和OM 环焊缝上截取无焊接缺陷显示的力学试样和金相试样.垂直环焊缝截取拉伸和夏比冲击试样，依据ASTM A370 测试环焊缝接头的性能.条形拉伸试样尺寸(长度 ×宽度 × 厚度)为300 mm × 25.4 mm × 14.1 mm，且保留焊缝余高；圆棒拉伸试样(长度 × 直径)为125 mm × 10 mm.夏比冲击试样的尺寸为55 mm ×10 mm × 10 mm，缺口分别位于焊缝中心、熔合线(fusion line,FL，其定义为夏比冲击试样缺口位于焊缝金属和热影响区各占50%处)、FL+1 和FL +2(分别代表缺口位于热影响区FL+1 mm 和FL +2 mm 处).并用MEF4M 金相显微镜观察了环焊缝接头的微观组织形貌，借助KB30BVZ-FA 维氏硬度计和数字图像相关法(digital image correlation,DIC)分别测试了环焊缝接头的硬度分布及拉伸载荷下的变形和断裂过程，采用扫描电镜观察了拉伸试样的断口形貌.

2 结果及讨论

2.1 强度及韧性

图2 是两种不同强度匹配的焊缝金属与纵向管体的拉伸性能.由图2 可知，采用E7018+E81T8-Ni2J 焊接的环焊缝，焊缝金属的实际强度低于母材纵向抗拉强度，为低匹配环焊接头；采用E9016 +E91T8-G 焊接的环焊缝为高强匹配接头.

图2 全焊缝金属与纵向管体的拉伸应力-应变曲线Fig.2 Tensile stress-strain curves of all-weld metal and longitudinal pipe body

图3 是两种强度匹配环焊缝接头的抗拉强度对比.从图3 可以看出，对于匹配为UM 的环焊缝接头，保留焊缝余高的矩形试样受拉伸载荷时，大多数情况下断于母材，个别试样断于焊缝；但是若采用去除焊缝余高的圆棒拉伸试样，则全部试样断于焊缝.而匹配为OM 的环焊接头，在拉伸载荷下条形试样和圆棒试样均断于母材.无论是哪种匹配，若接头试样断于母材则其抗拉强度主要体现的母材拉伸性能.对于UM 匹配，断于母材的接头抗拉强度为635～ 652 MPa，波动较大.其主要原因是焊缝金属有较大变形，而管体的变形相对较小，形变强化程度也较低.OM 匹配时，断于母材的接头抗拉强度为654～ 664 MPa，波动范围很小，且与管体母材的实际抗拉强度基本一致.

图3 不同强度匹配环焊缝接头抗拉强度Fig.3 Tensile strength of girth weld joint with different strength matching

图4 是两种不同强度焊接材料所焊接的环焊缝接头韧性对比.从图4 可以看出，UM 匹配的环焊缝夏比冲击吸收能量较为分散，其值为46～135 J；OM 匹配的环焊缝夏比冲击吸收能量相对集中，其值为72～ 128 J.这两种强度匹配的环焊缝夏比冲击吸收能量平均值相当.与OM 匹配相比，由于受焊缝吸收能量离散性的影响，UM 匹配接头熔合线(FL)处的夏比冲击吸收能量也相对较离散.而FL+1 的夏比冲击试样缺口大部分位于粗晶区，虽然组织不均匀性导致韧性存在一定分散，且低于管体的夏比冲击吸收能量(CVN 值)，但其最低值达141 J，平均值高达220 J.FL+2 的冲击试样缺口位于细晶区，其吸收能量相对集中，但仍低于管体母材纵向的冲击吸收能量约40 J.

图4 不同强度匹配FCAW-S 环焊接头冲击韧性Fig.4 Impact toughness of FCAW-S girth welded joints with different strength.(a) WM;(b) FL;(c) FL+1;(d) FL+2

2.2 显微组织

图5 是采用E81T8-Ni2J 和E91T8-G 两种焊丝填充、盖面所得到的焊缝和热影响区的显微组织.在管道环焊过程中，常采用多层多道焊接，后焊的焊道对上一焊道具有二次加热的作用.多层多道焊接的环焊缝中针状铁素体组织并不明显.从图5 可知，虽然两种强度匹配的焊缝组织均为粒状贝氏体(granular bainite，GB)，但是采用E91T8-G 填充、盖面焊接的焊缝，其GB 组织更细小，屈服强度和抗拉强度也较高.因此X80 管道环焊缝焊接采用E91T8-G 更易实现等强或高强匹配的接头设计要求.

图5 不同强度焊丝所得焊缝的显微组织Fig.5 Microstructure of welds with different strength welding wires.(a) E81T8-Ni2J;(b) E91T8-G

图6 是高铌 X80 环焊缝热影响区的显微组织.由图6 可知，熔合线(FL)附近粗晶区和细晶区的微观组织为GB 和多边形铁素体(polygonal ferrite,PF)，高铌 X80 管线钢FCAW-S 环焊接头的粗晶区和细晶区并未见存在影响冲击韧性的MA 组元，但在熔合线附近的粗晶区存在明显的组织不均匀性.在微合金高强度管线钢中，C 和N 元素含量较低，(Ti,Nb)CN 化合物的析出量少，对奥氏体晶粒的长大产生抑制作用也相对较弱.只是较少的固溶态铌对一定量的奥氏体晶粒长大产生抑制作用，部分晶粒得到细化，大角度晶界和小角度晶界的晶粒比例相当，但呈现出不均匀特征[9].高铌 X80 管道环焊接头CGHAZ 的冲击韧性下降的主要是粗晶区组织不均匀性所致.

图6 高铌X80 钢FCAW-S 热影响区显微组织Fig.6 Microstructure for HAZ of FCAW-S welded joints of High Nb X80 steel.(a) CGHAZ;(b) FGHAZ

2.3 HAZ 软化及不同强度匹配的应变演化

焊接热影响区软化一般出现在900～ 1 000℃的两相临界区与细晶区的交界区.对于现代低碳低合金TMCP 工艺高强度管线钢，即使热输入相对较低，在焊接热循环作用下热影响区也可能存在软化.软化宽度和程度不仅受焊接方法、焊接工艺参数(热输入大小)影响，而且与管体的碳当量、强度和轧制状态有直接关系.图7 是UM 和OM 两种强度匹配环焊缝接头的硬度分布云图.从图7 可知，采用E7018+E81T8-Ni2J 焊接的环焊缝硬度明显低于两侧母材的硬度，而采用E9016+E91T8-G 焊接的环焊缝硬度略高于两侧母材.两种强度匹配的焊缝、热影响区及母材的硬度分布界限明显，且热影响区的硬度均低于母材的硬度，表明高铌X80 热影响区有一定程度的软化，其宽度约为1.0～2.0 mm.

图7 不同强度匹配FCAW-S 焊接接头硬度云图对比Fig.7 Comparison of hardness map of FCAW-S welded joints with different strength matching.(a) undermatching;(b) over-matching

高铌 X80 热影响区软化主要是细晶区经相变重结晶后，亚结构和位错密度大幅减少，削弱了位错强化效果.一次及二次细晶区因MA 组元析出较少，(Ti,Nb)CN 固溶强化效果较弱，导致位错受到的阻碍作用降低，材料的变形抗力下降而出现软化.虽然，试验所采用的X80 含有较高的Nb 元素，但其碳当量相对较低，在采用较大热输入的焊接工艺时，热影响区不可避免存在一定程度的软化.

图8 为不同强度匹配环焊接头应变及断裂过程演化.从图8a 可以看出，对于低强匹配(UM)的环焊缝接头，在拉伸载荷下，由于焊缝盖面焊余高的增强作用，应变集中优先在根焊和焊接热影响区处产生.随着载荷的增加，应变从热影响区扩展到整个焊缝，并在焊缝上产生应变集中，从而导致焊缝或热影响区发生断裂.而对于高强匹配(OM)的环焊缝接头，在拉伸载荷下，虽然根焊和热影响区最先出现应变集中，但是随着载荷的增加，应变集中位置从根部焊缝和热影响区转移到母材上，并在母材上发生颈缩变形而断裂，如图8b.对比图8a 和图8b可知，UM 环焊缝接头断裂时的应变约为50%，试样断裂后伸长率为22%；而OM 环焊缝接头断裂的应变约为76%，试样断后伸长率为30%.

图8 拉伸载荷下不同强度匹配环焊接头应变演化Fig.8 Strain evolution of matched ring welding joints with different strength under tensile load.(a)under-matching strength;(b) over-matching strength

帅健等人[12]认为对于低匹配环焊缝，应变最大位置是位于热影响区与焊缝交界的外表面.这与实际低强匹配环焊缝接头的DIC 拉伸试验结果不完全一致.不同强度匹配环焊接头应变及断裂演化过程表明，无论低强匹配还是等强匹配，由于根部焊缝较窄，热影响区存在一定程度的软化，最先出现应变集中的位置均位于根焊熔合区和盖面焊两侧焊趾处及亚临界热影响区，并形成45°剪切带.即使焊缝和热影响区具有较好的韧性，随载荷增加，低强匹配环焊缝上和热影响区也不断产生应变累积，最终导致管道环焊接头塑性断裂失效.而等强或高强匹配接头的应变集中从根部焊缝和热影响区转移到母材.因此高强匹配的环焊缝接头的变形能力大于低强匹配环焊缝接头的变形能力.当管道受到地震、滑坡等较大位移时，高强匹配环焊缝接头的变形主要由管体母材提供，焊缝受到母材的保护，其变形较小.管道环焊接头强度匹配设计和焊材选择时，应优先采用等强或高强匹配设计，以避免地质灾害或土壤沉降等外部载荷造成低强匹配环焊缝应变累积而导致管道环焊缝断裂失效.

图9 为低强匹配环焊缝接头断口SEM 形貌.由图9 可知，UM 低强匹配环焊接头为塑性断裂，断口宏观观察无明显焊接缺陷，其断口形貌为韧窝状，而非低韧性的脆性断口.由于高强度管线钢的屈强比较高，焊接接头整体伸长率较低，强度失配可能导致接头发生低应力脆性断裂破坏.