黃龍鵬

摘要：針對X70 φ1 016 mm×17.5 mm鋼管，進(jìn)行自保護(hù)藥芯焊絲自動下向填充蓋面焊焊接工藝研究。分析焊接過程中電弧的運行軌跡，根據(jù)線能量q1、q2，電弧邊緣直行距離H1和焊接盲區(qū)長度H2四個參量值的大小設(shè)置焊接工藝參數(shù)，制定三種試驗方案;評定焊接工藝，采用SEM分析焊接接頭各區(qū)域的顯微組織;通過拉伸、三面刻槽錘斷、側(cè)彎試驗、低溫沖擊試驗等一系列力學(xué)性能試驗，分析焊接接頭的力學(xué)性能。結(jié)果表明，通過調(diào)整線能量q、電弧邊緣直行距離H1和焊接盲區(qū)長度H2，能較好地控制焊縫成形;2#試驗案例所設(shè)置的工藝參數(shù)匹配較為合理，適應(yīng)于該套長輸管道自動焊裝置，在此套工藝參數(shù)組的基礎(chǔ)上加以優(yōu)化，可獲取更優(yōu)的多套工藝參數(shù)匹配，提高系統(tǒng)和裝備的廣泛性和適應(yīng)性。

關(guān)鍵詞：X70管線鋼;自保護(hù)藥芯焊絲;全位置自動焊;接頭組織;力學(xué)性能

中圖分類號：TG457.11文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號：1001-2303（2020）05-0001-09

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2020.05.01

0 前言

隨著國民經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，我國對石油和天然氣的需求急劇增加，輸送石油和天然氣的管道工程遍布全國，管道運輸已經(jīng)成為繼鐵路、公路、航空和水運之后的第五大運輸業(yè)。在長輸管道焊接中，自保護(hù)藥芯焊絲半自動焊方法因操作簡單、易掌握獲得廣泛的應(yīng)用，將中國的管道建設(shè)推上了新的臺階[1-6]。在焊接技術(shù)自動化占主導(dǎo)地位的今天，實現(xiàn)自保護(hù)藥芯焊絲的全位置自動焊接已成為管道工程建設(shè)關(guān)注的重點之一。該技術(shù)不僅能降低焊工的勞動強度，改善作業(yè)環(huán)境，還能減少焊接接頭，進(jìn)一步提高焊縫質(zhì)量。全位置管道焊接是一項復(fù)雜的焊接工藝過程，在進(jìn)行全位置焊接時，必須根據(jù)不同的焊接位置實時調(diào)節(jié)焊接速度、電弧電壓、電弧長度和焊接速度等參數(shù)，并不斷擺動電弧和調(diào)整焊槍角度，以防止熔滴下淌和未焊透等缺陷[7-8]。文中針對X70

φ1 016 mm×17.5 mm鋼管，進(jìn)行“內(nèi)焊機自動下向根焊+自保護(hù)藥芯焊絲自動下向填充蓋面焊”焊接工藝研究，并通過焊接工藝評定和接頭組織性能分析，制定出合理的焊接工藝參數(shù)，獲取優(yōu)質(zhì)的焊接接頭。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗?zāi)覆臑閄70管線鋼，規(guī)格φ1 016 mm×17.5 mm。母材組織為粒狀貝氏體（B）、珠光體（P）和多邊形鐵素體（PF），屬于典型的針狀鐵素體組織（AF）。母材的化學(xué)成分和力學(xué)性能分別如表1、表2所示。

焊接材料：根焊采用實心焊絲BOHLER SG3-P，φ0.9 mm;熱焊、填充、蓋面采用自保護(hù)藥芯焊絲Hobart 81N1+φ2.0 mm系列。

試驗試樣：參照API 1104（鋼質(zhì)管道焊接及驗收）取樣，包括沖擊試樣（10 mm×10 mm×55 mm，夏比V型缺口）;拉伸試樣（230 mm×25 mm×δ）;側(cè)彎試樣（230 mm×25 mm×δ）;刻槽錘斷試樣（230 mm×25 mm

×δ，側(cè)面槽深3 mm，表面槽深≤1.6 mm）。

1.2 試驗方案

焊接工藝參數(shù)是直接影響焊接過程熱循環(huán)的重要因素之一，集中表現(xiàn)為對焊縫成形的影響。根據(jù)焊接過程中電弧的運行軌跡（焊槍運行軌跡），如圖1所示，對線能量q、電弧邊緣直行距離H1和焊接盲區(qū)長度H2三個量進(jìn)行定量，設(shè)計三種焊接試驗方案進(jìn)行討論，分別記為1#案例，2#案例和3#案例，如表3～表5所示。根焊規(guī)范參數(shù)如表6所示，坡口形式如圖2所示：外坡角度為8°，鈍邊厚度1.5 mm，對口最大寬度9.5 mm。

焊接準(zhǔn)備：環(huán)境溫度0～30 ℃;風(fēng)速≤8 m/s;管位置為水平固定;對口方式為內(nèi)對口;無需預(yù)熱;根焊設(shè)備為管道內(nèi)環(huán)縫自動焊機，LINCOLN DC-400焊接電源;熱焊、填充、蓋面設(shè)備為自保護(hù)藥芯焊絲全位置自動焊接裝置，LINCOLN DC-400焊接電源。

工藝要求：焊接方向為下向;每層焊工數(shù)2名;直流正接，層間溫度不小于80 ℃;焊絲干伸長16～38 mm;焊后無需熱處理。

施工措施：采用管端坡口整形機加工坡口;用動力角向砂輪機打磨焊接接頭;用動力角向砂輪機及鋼絲刷清渣后，進(jìn)行下一層的焊接。

2 焊接接頭顯微組織分析

1#試驗案例掃描電鏡（SEM）結(jié)果如圖3～圖5所示。由圖可知，1#案例的焊縫顯微組織有：塊狀鐵素體（MF），即準(zhǔn)多邊形F（QF）;粒狀貝氏體（GB）;島狀組織為短桿狀和粒狀MA，數(shù)量較多，彌散分布于板條間。由于線能量大，熱輸入量較大，高溫持續(xù)時間較長，焊縫組織晶粒較為粗大（見圖3）。熔合區(qū)焊縫顯微組織為板條F+粒貝F+MA，板條F平行排布。MA以粒狀為主，存在少量長條狀，分布于板條間，部分區(qū)域內(nèi)MA密集分布，呈鏈狀分散于板條界（見圖4）。HAZ顯微組織由準(zhǔn)多邊形F（QF）、粒貝F和MA組成，晶粒大小不均，MA主要以短桿和長條形式存在，相對量多，密集分布于基體上（見圖5）。顯然1#案例焊接接頭中存在大量的準(zhǔn)多邊F，其具有較高的強度水平及優(yōu)異的延展性，可以提高接頭的整體性能。然而，接頭中各區(qū)域存在不同數(shù)量、尺寸和形態(tài)的MA島狀組織，細(xì)小且均勻分布的MA組織能夠提高材料的強度和韌性，但是長條狀的、帶尖角的、分布不均的MA則不利于材料的性能，尤其是降低材料韌性。

2#試驗案例顯微組織如圖6～圖8所示。由圖可知，焊縫顯微組織為準(zhǔn)多邊形F（QF）+粒狀貝氏體（GB）+粒狀MA。與1#試驗案例相比，2#案例MA數(shù)量較少，彌散分布，尺寸更小，球化效果明顯，對組織的強韌性有益。2#案例熔合區(qū)的顯微組織為：準(zhǔn)多邊形F（QF）+粒狀貝氏體（GB）+少量粒狀MA。其晶粒細(xì)小，分布均勻，具有晶粒細(xì)化效應(yīng)，以及亞晶界強化和位錯亞結(jié)構(gòu)強化效應(yīng)。此外，組織中的硬質(zhì)相（MA）數(shù)量很少，尺寸更小，對韌性無害。HAZ組織為：貝氏體F（BF）+準(zhǔn)多邊形F（QF），島狀組織物為粒狀MA，分布于板條界，數(shù)量極少，與母材組織結(jié)構(gòu)較為相似。

3#試驗案例的焊縫顯微組織為貝氏體F（BF）+鐵素體+MA。由于焊接線能量小，冷卻速度過快，奧氏體轉(zhuǎn)變不充分，富碳奧氏體在快速冷卻過程中轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，小部分保留下來形成兩相混合物（MA），如圖9所示。熔合區(qū)組織為粒狀貝氏體（GB）+準(zhǔn)多邊形F（QF）+粒狀MA，如圖10所示。組織中出現(xiàn)幾處粗大晶粒，形成混晶組織，這對材料性能是有害的。HAZ組織為貝氏體F（BF）+準(zhǔn)多邊形F（QF）+粒狀MA，粒狀MA分布于晶粒邊界和BF上，如圖11所示。

綜上可知，三組焊接接頭各區(qū)域的組織都體現(xiàn)出“針狀F”的基本特征，以準(zhǔn)多邊F（QF）為主。準(zhǔn)多邊F（QF）組織又稱為塊狀鐵素體（MF），是在較低溫度下通過另一類相變方式由塊狀轉(zhuǎn)變而形成的組織。QF具有較高的位錯密度和位錯亞結(jié)構(gòu)，因此QF組織具有較高的強度和優(yōu)異的延性。由于組織類型相近，判定接頭各區(qū)域的組織優(yōu)劣應(yīng)以晶粒尺寸、均勻度、混晶狀況和島狀組織的相對量、尺寸大小、存在形態(tài)等因素為主要依據(jù)。由上述分析知，由于線能量大，熱輸入量大，冷卻速度慢，各區(qū)域高溫時間持續(xù)長，1#焊接接頭各區(qū)域晶粒尺寸較大，分布不均勻，島狀組織MA的多為短桿狀和長條狀，其組織的強韌性較差。3#焊接接頭熔合區(qū)出現(xiàn)混晶組織，島狀物MA相對量較大，且分布不均勻，因此組織的強韌性也較差。2#焊接接頭各區(qū)域晶粒細(xì)小，分布較均勻，島狀組織MA相對量較少，因此接頭組織具有優(yōu)異的強韌性。

3 焊接接頭力學(xué)性能分析

根據(jù)API Std 1104要求，對試驗焊縫進(jìn)行100% X射線探傷，未發(fā)現(xiàn)缺陷，焊縫質(zhì)量合格，在此對焊縫力學(xué)性能進(jìn)行系統(tǒng)分析。

3.1 抗拉性能

拉伸試驗結(jié)果（見表7、圖12）表明，拉伸試樣的斷裂位置均在母材上;根據(jù)API Spec 5L規(guī)定，X70最小抗拉強度為565 MPa，因此，抗拉強度達(dá)到使用要求，拉伸試驗均合格。

3.2 刻槽錘斷試驗

試驗設(shè)備為WAW-1000B，試驗標(biāo)準(zhǔn)API 1104;試樣規(guī)格230 mm×17.5 mm（壁厚）×25 mm，刻槽方式為三面刻槽?？滩坼N斷試驗結(jié)果（見表8、圖13）表明，在1#和3#的錘斷試驗試樣斷口上發(fā)現(xiàn)多處大小不等的夾渣、氣孔和根部未熔合等缺陷。根據(jù)API 1104規(guī)定要求，每個刻槽錘斷試樣的斷裂面應(yīng)完全焊透熔合。任何氣孔的最大尺寸不大于1.6 mm，且所有氣孔的累計面積不大于斷裂面積的2%。夾渣深度小于0.8 mm，長度不大于鋼管公稱壁厚的1/2，且小于3.2 mm。相鄰夾渣間至少應(yīng)相距13 mm。白點（參見AWS A3.0中的定義）不作為不合格的原因。錘斷試樣中出現(xiàn)的夾渣均未超標(biāo)，但出現(xiàn)根部未熔合的均視為不合格。因此三組試驗中，1#和2#的刻槽錘斷試驗均合格，3#刻槽錘斷試驗不合格。

1#試驗案例中，編號為N1的試樣斷口上出現(xiàn)1.6 mm、0.4 mm夾渣各一處，編號為N2的試樣斷口上出現(xiàn)1.6 mm夾渣一處，編號為N3的試樣斷口上出現(xiàn)0.2 mm氣孔一處、0.4 mm夾渣一處，編號為N4的試樣斷口上出現(xiàn)0.6 mm夾渣一處。原因是1#試驗的焊接工藝參數(shù)匹配不合理。一是邊緣停留時間Ts過長，雖然在一定程度上可以提高熔敷效率，但是在相同的焊接小車行走速度vw下，Ts過長會加大電弧邊緣直行距離H1;二是焊接小車行走速度vw與焊炬擺動速度vs的比值過大，導(dǎo)致vw與vs之間的夾角變大，增大了焊槍坡口間的斜行坡度。上述兩個因素導(dǎo)致焊接盲區(qū)長度H2增大，在焊接盲區(qū)方向上，熔池失去了連續(xù)性，熔敷金屬不能或未能充分與坡口邊緣的母材或已經(jīng)冷卻的填充金屬結(jié)合，形成未熔合缺陷，在焊接盲區(qū)范圍內(nèi)形成凹陷，凹陷深度大概相當(dāng)于該焊層的厚度。因此，焊渣易滯留于其中且不易被清除，在進(jìn)行下一層焊接后形成夾渣缺陷。此夾渣類型多為層間夾渣或邊緣夾渣。

在3#錘斷試驗試樣斷口上，不僅出現(xiàn)不同長度的夾渣缺陷，還出現(xiàn)根部未熔合現(xiàn)象。其中，編號為N3的試樣斷口上出現(xiàn)0.8 mm、0.2 mm、0.4 mm夾渣各一處，編號N2的試樣斷口上出現(xiàn)1.2 mm夾渣一處，編號為N3的試樣斷口上出現(xiàn)0.4 mm、0.2 mm夾渣各一處，編號為N4的試樣斷口上出現(xiàn)0.6 mm夾渣一處，該組試驗中，所有試樣均出現(xiàn)了根部未熔合現(xiàn)象。出現(xiàn)夾渣的原因是：3#試驗的焊接線能量過低，熱輸入量不足以將鐵水中的液態(tài)金屬和浮渣完全分離，即鐵水翻渣不徹底，導(dǎo)致焊渣夾雜在熔敷金屬中，形成夾渣缺陷，此夾渣類型多為層內(nèi)夾渣，不易被發(fā)現(xiàn)和清除，所以應(yīng)通過調(diào)整工藝參數(shù)以避免。產(chǎn)生根部未熔的原因是熱焊層（H）線能量過低（低于500 J/mm），產(chǎn)生的熱量不足以熔透鈍邊。N4試樣斷口上出現(xiàn)氣孔的原因可能是：輸入量過低，熔池冷卻速度過快，鐵水中的氣體來不及溢出表面，冷卻后氣體滯留于填充金屬中。

在2#試驗中，錘斷試驗N1試樣斷口上發(fā)現(xiàn)0.4 mm夾渣一處，N3試樣斷口上發(fā)現(xiàn)0.2 mm夾渣兩處，其他試樣無明顯缺陷，說明2#試驗工藝參數(shù)匹配較為合理，適用于該系統(tǒng)和裝置，但需要在此工藝參數(shù)組的基礎(chǔ)上加以優(yōu)化，獲取更優(yōu)的多套工藝參數(shù)匹配，提高系統(tǒng)和裝備的廣泛性和適應(yīng)性。

3.2 抗彎性能分析

試驗設(shè)備WAW-1000B，試驗標(biāo)準(zhǔn)API 1104，試樣規(guī)格230 mm×壁厚（17.5 mm）×12.5 mm;彎芯半徑90 mm，彎曲角度180°。側(cè)彎試驗結(jié)果（見表9、圖14）表明，1#和3#彎曲試驗后試樣上出現(xiàn)不同長度的裂紋，最長達(dá)3 mm。根據(jù)API 1104缺陷要求，彎曲后試樣拉伸彎曲表面上的焊縫和熔合線區(qū)域發(fā)現(xiàn)的任何方向上的任一裂紋或其他缺陷尺寸應(yīng)不大于鋼管公稱壁厚的1/2，且不大于3 mm。除非發(fā)現(xiàn)其他缺陷，試樣邊緣上產(chǎn)生的裂紋長度在任何方向上應(yīng)不大于6 mm。彎曲試驗中每個試件均應(yīng)滿足評定要求。三組試驗試樣彎曲后，其焊縫表面和熔合線區(qū)域出現(xiàn)的裂紋均未超標(biāo)，但2#試驗的裂紋數(shù)量最少，裂紋長度最短。

由表9可知，1#試驗中，雖然出現(xiàn)的裂紋均未超標(biāo)，但是8個試樣中有7個出現(xiàn)裂紋，產(chǎn)生概率很高，說明焊接接頭存在較大的殘余應(yīng)力，且可能是環(huán)向存在于環(huán)焊縫中，因此應(yīng)設(shè)法避免。出現(xiàn)裂紋的原因是：焊接接頭各區(qū)域組織性能極度不均勻，失去了等強性質(zhì)。1#焊接試驗的焊接盲區(qū)較大，焊縫中存在夾渣、未熔合和“偽熔合”（即熔敷金屬與母材間的結(jié)合或焊層間的結(jié)合不是冶金結(jié)合）缺陷。存在這些缺陷的區(qū)域為薄弱區(qū)，在載荷作用下，其承載能力未達(dá)到強度要求成為裂紋的發(fā)源地。通過調(diào)整焊接工藝參數(shù)可消除這些缺陷。

3#試驗中，有4個試樣出現(xiàn)邊緣開裂，且長度均大于2 mm，最長達(dá)到3 mm，其他4個試樣也出現(xiàn)不同長度的裂紋。由此可見，該組側(cè)彎試驗合格率不高。出現(xiàn)邊緣開裂的原因是：焊縫出現(xiàn)根部未熔合，在載荷作用下，焊縫根部必然成為裂紋源。

2#試驗中，彎后試樣僅有2個出現(xiàn)小裂紋，說明該組試驗的焊接接頭組織性能較好，工藝參數(shù)設(shè)置較為合理，可在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步優(yōu)化參數(shù)。

3.4 低溫韌性

試驗設(shè)備ZBC 2752-C，試驗標(biāo)準(zhǔn)GB/T 229-2007，試樣規(guī)格10 mm×10 mm×55 mm，缺口類型為V型。根據(jù)西氣東輸二線管道工程線路焊接技術(shù)規(guī)范的技術(shù)要求，X70鋼焊接接頭沖擊吸收功平均值應(yīng)大于或等于76 J，單個值大于或等于56 J。沖擊試驗結(jié)果如表10、圖15所示。

由表10可知，1#試驗中，焊接接頭的低溫沖擊性能很差，尤其是缺口位置在熔合線上的V4位置，3個沖擊試樣沖擊吸收功分別為15 J、28 J、35 J，平均值26 J，未達(dá)到X70鋼規(guī)范要求。沖擊時為脆性斷裂，說明此處組織的韌性極差。原因可能為：一是焊接盲區(qū)H2過長，導(dǎo)致填充金屬與母材未熔合或者是“偽熔合”（簡單的機械結(jié)合，而非冶金結(jié)合）;二是邊緣直行速度過慢，焊接線能量過大，邊緣停留時間（Ts）過長，導(dǎo)致電弧在邊緣直行長度H1范圍內(nèi)高溫持續(xù)時間過長，冷卻速度快，組織晶粒粗大所致;三是熔合區(qū)組織晶粒分布不均，存在脆化的硬質(zhì)組織。

2#及3#試驗沖擊試樣的吸收功平均值和單個值均符合西氣東輸二線管道工程線路焊接技術(shù)規(guī)范的技術(shù)要求，尤其是2#試樣，具有較高的吸收功平均值，說明該組試驗接頭的低溫韌性較好，焊接工藝參數(shù)匹配合理，熱輸入量控制得當(dāng)。

4 結(jié)論

（1）通過分析三組試驗焊接接頭各區(qū)域的顯微組織表明，1#試驗的焊接接頭各區(qū)域晶粒粗大，分布不均勻，組織上島狀物MA長寬比較大，對組織的強韌性不利;3#試驗的焊接接頭各區(qū)域組織中MA相對量較多，分布不均勻，熔合區(qū)出現(xiàn)混晶組織，惡化組織性能，尤其是低溫韌性;2#試驗的焊接接頭各區(qū)域組織中尺寸晶粒細(xì)小，均勻分布，硬質(zhì)組織MA相對量很少，接頭性能優(yōu)異。

（2）通過拉伸、三面刻槽錘斷、側(cè)彎試驗、低溫沖擊試驗等一系列力學(xué)性能試驗，對焊接接頭的力學(xué)性能進(jìn)行分析。結(jié)果表明，1#和3#的刻槽錘斷試驗斷面上出現(xiàn)多處夾渣，側(cè)彎試樣彎后試驗表面上出現(xiàn)不同長度的裂紋，1#試樣低溫沖擊試驗不符合技術(shù)要求。2#試驗試樣的力學(xué)試驗均達(dá)到技術(shù)要求，性能優(yōu)異。

（3）通過調(diào)整線能量q、電弧邊緣直行距離H1和焊接盲區(qū)長度H2，能較好地控制焊縫成形。2#試驗的工藝參數(shù)匹配較為合理，適應(yīng)于該長輸管道自動焊裝置，在此工藝參數(shù)組的基礎(chǔ)上加以優(yōu)化，可獲取更優(yōu)的多套工藝參數(shù)匹配，以提高系統(tǒng)和裝備的廣泛性和適應(yīng)性。

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