齊麗華，宋朋利，王迎新 ，周洪云 ，任耐斌

(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 陜西 西安 710077；2.國(guó)家管網(wǎng)集團(tuán)江蘇天然氣管道有限責(zé)任公司 江蘇 鹽城 224500 )

0 引 言

2019年底，我國(guó)油氣管道總里程達(dá)到了13.9×104km，其中天然氣管道約8.1×104km，原油管道約2.9×104km，成品油管道約2.9×104km[1-2]。近20年來(lái)，隨著天然氣消費(fèi)量的加速遞增，我國(guó)管道建設(shè)的高速發(fā)展，油氣輸送管線用鋼的強(qiáng)度等級(jí)和管徑逐漸增大，管道輸送壓力逐漸提高，對(duì)管道現(xiàn)場(chǎng)焊接技術(shù)提出了新的挑戰(zhàn)[3-5]。近期，某管道工程項(xiàng)目鋼管技術(shù)文件審查過(guò)程中發(fā)現(xiàn)直縫埋弧焊鋼管中鈮(Nb)、鎳(Ni)、鉬(Mo)3種微合金元素成分不一致情況。目前國(guó)內(nèi)暫無(wú)研究可明確此3種元素對(duì)焊接工藝的影響。經(jīng)咨詢調(diào)研，鋼廠依據(jù)國(guó)家管網(wǎng)DEC-NGP-S-PL-003-2021-2《輸氣管道工程鋼管通用技術(shù)規(guī)格書》要求添加Nb、Ni、Mo合金元素，目的均為提高管道環(huán)焊接頭的整體性能，但上述合金元素對(duì)鋼管管體、制管焊縫的力學(xué)性能和環(huán)焊縫性能的作用，受鋼管軋制工藝因素、環(huán)焊工藝因素等影響，缺乏系統(tǒng)研究的數(shù)據(jù)支撐[6-10]。鑒于此，為明確Nb、Ni、Mo合金元素對(duì)X70直縫埋弧焊鋼管管體、制管焊縫和環(huán)焊性能的影響，特開展此項(xiàng)研究工作，明確合金元素對(duì)管體、制管焊縫和環(huán)焊性能影響，合理制定鋼管合金元素范圍，對(duì)保證高鋼級(jí)管道建設(shè)中的鋼管管體、制管焊縫和環(huán)焊縫的力學(xué)性能，進(jìn)一步保障管道建設(shè)的安全運(yùn)營(yíng)具有重要的意義。

1 化學(xué)成分

試驗(yàn)鋼管有兩個(gè)來(lái)源，一是由寶鋼為某LNG管道工程項(xiàng)目生產(chǎn)的含Nb、Ni、Mo的X70鋼管，鋼管規(guī)格為Φ914 mm×19.1 mm。二是由寶鋼為另一天然氣管道項(xiàng)目生產(chǎn)的含Nb、不含Ni、Mo的X70鋼管，鋼管規(guī)格為Φ914 mm×18.9 mm。試驗(yàn)鋼管的種類、規(guī)格和化學(xué)成分見表1。

表1 X70鋼管和制管焊縫的合金成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) %

2 管體拉伸和沖擊性能

圖1為圓棒試樣橫向拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線和沖擊性能分布圖?？梢?，含Mo、Ni橫向圓棒試樣的屈強(qiáng)強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度均高于不含Mo、Ni試樣，屈服強(qiáng)度高大約30～40 MPa，抗拉強(qiáng)度高大約20～30 MPa，見圖1(a)中的實(shí)線和虛線。圖1(b)為不同合金成分的管體縱向(BM-Z)、管體橫向(BM-H)、制管焊縫(CM-WM)和熱影響區(qū)(CM-FL)的沖擊性能柱狀圖及均值折線連接圖?？芍?，兩種成分的夏比沖擊功在管體橫向沖擊性能和埋弧焊縫熱影響區(qū)都比較接近，其中管體橫向和縱向分別是含Mo、Ni和不含Mo、Ni沖擊值略高。但是埋弧焊縫含Mo、Ni的沖擊功遠(yuǎn)大于不含Mo、Ni的沖擊功，均值高約100 J。

圖1 管體橫向拉伸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線和沖擊性能

3 環(huán)焊工藝的組織和硬度分析

采用現(xiàn)場(chǎng)環(huán)焊工藝實(shí)心焊絲全自動(dòng)焊接(GMAW)方法進(jìn)行鋼管環(huán)焊適用性研究，進(jìn)行兩種合金成分鋼管的對(duì)接環(huán)焊，觀察其對(duì)接環(huán)焊熔合線附近金相組織，研究合金元素對(duì)受環(huán)焊工藝的熱輸入下鋼管性能變化影響，如圖2所示。GMAW全自動(dòng)焊接工藝下焊接熱輸入很低，約為0.5 ～1.0 kJ/mm，因此其焊口整體具有良好的沖擊性能。

熔合線附近熱影響區(qū)母材金屬的溫度達(dá)1 450 ℃以上，在此溫度下即使停留較短時(shí)間，晶粒也會(huì)顯著長(zhǎng)大。含Mo、Ni元素環(huán)焊接頭CGHAZ處晶粒尺寸約20～30 μm，而無(wú)Mo、Ni元素熔合線附近CGHAZ晶粒尺寸差異很大，最大接近200 μm，最小為10～30 μm，宏觀表征為熔合區(qū)附近的韌性離散度增加，且無(wú)Mo、Ni鋼管環(huán)焊縫在CGHAZ晶界處的鏈狀M-A組織特征顯著。兩種合金體系的CGHAZ處晶粒尺寸差異性較大，說(shuō)明Mo、Ni元素有利于提高熱影響區(qū)淬透性，細(xì)化晶粒。

圖3為GMAW環(huán)焊工藝下，含有Mo、Ni合金元素和無(wú)Mo、Ni合金元素焊口的焊縫、熔合線附近、熱影響區(qū)及母材硬度云圖對(duì)比。為保證測(cè)試精度，壓頭直徑0.5 mm，測(cè)試間距為0.5 mm，兩個(gè)云圖的硬度取值范圍保持一致?？芍珿MAW工藝下，含Mo、Ni元素FGHAZ約為195HV0.5～205HV0.5，母材的硬度約為195HV0.5～215HV0.5，熱影響區(qū)不存在明顯軟化現(xiàn)象。無(wú)Mo、Ni元素FGHAZ約為170HV0.5～190HV0.5，母材的硬度約為195HV0.5～230HV0.5，熱影響區(qū)發(fā)生明顯軟化現(xiàn)象。

圖2 GMAW焊接工藝焊口熔合線附近粗晶區(qū)和細(xì)晶區(qū)的顯微組織

圖3 GMAW焊口硬度云圖

4 環(huán)焊工藝下的韌性分析

圖4為含有Mo、Ni合金元素和無(wú)Mo、Ni合金元素焊口在-10 ℃下，環(huán)焊接頭的焊縫、熔合線-2 mm、熔合線-1 mm、熔合線、熔合線+1 mm、熔合線+2 mm位置的沖擊性能分布?？梢?，環(huán)焊接頭各部位的沖擊韌性均值在195～276 J之間，且熔合線的沖擊性能與FL+2 mm細(xì)晶區(qū)附近的沖擊韌性相近，結(jié)合金相照片分析可知，因其熱輸入量很小，冷卻速度快，晶粒尺寸最大處僅20～30 μm，因此，含Nb、Ni、Mo合金元素的管材在較小熱輸入量下，仍能獲得和管體相近的沖擊性能。而FL-2mm、FL-1mm處的沖擊性能是受焊縫中心和熔合線兩側(cè)的沖擊性能影響，靠近熔合線逐漸升高。無(wú)Mo、Ni合金元素環(huán)焊的各部位沖擊韌性與前者相當(dāng)，但其熔合線附近的沖擊功離散程度增加，說(shuō)明Mo、Ni合金元素有利于提高管體熱處理部位的性能。

圖4 GMAW焊接工藝下焊口不同位置的夏比沖擊功

圖5為兩種合金成分在-10 ℃下，環(huán)焊接頭的焊縫、熔合線-1 mm、熔合線、熔合線+1 mm位置的CTOD分布。可見，兩種合金成分的焊縫不同位置的裂紋尖端位移尺寸(CTOD)均滿足國(guó)家管網(wǎng)DEC標(biāo)準(zhǔn)要求0.254 mm，且保持很高的性能，含Nb、Ni、Mo合金元素的環(huán)焊接頭各部位的CTOD均值在0.949～1.078，高于低Nb無(wú)Ni、Mo合金元素的環(huán)焊接頭0.72～1.07，且熔合線的沖擊性能與FL+2mm細(xì)晶區(qū)附近的沖擊韌性相近，進(jìn)一步說(shuō)明Mo、Ni合金元素有利于提高管體熱處理部位的沖擊性能。

圖5 GMAW焊接工藝下兩種合金元素不同位置的CTOD分布

5 結(jié) 論

通過(guò)相同制管工藝下不同合金元素體系的X70級(jí)鋼管管體性能和GMAW環(huán)焊工藝下環(huán)焊性能的對(duì)比研究，得到如下結(jié)論：

1)兩種合金成分的管體的力學(xué)性能均滿足要求，且含Mo、Ni元素有利于提高管體的拉伸強(qiáng)度和沖擊韌性。

2)GMAW環(huán)焊工藝條件下，兩種合金成分的環(huán)焊焊口均獲得很好的拉伸強(qiáng)度、沖擊韌性，其環(huán)焊力學(xué)性能均滿足DEC文件的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求。

3)含有Mo、Ni合金元素環(huán)焊的沖擊功離散度遠(yuǎn)小于無(wú)Mo、Ni鋼管，熔合線附近的CTOD高于后者，其熔合線附近的沖擊性能均略高于無(wú)Mo、Ni環(huán)焊熱影響區(qū)性能。

4)在相同環(huán)焊工藝下，Mo、Ni合金元素的添加，有利于提高環(huán)焊熔合線、熱影響區(qū)的沖擊性能，保證環(huán)焊接頭的安全可靠。