焊偏對埋弧焊管焊縫宏觀力學性能的影響

盧衛卓， 崔智超， 梁劍， 黃益民， 王甫

(1.中國石油集團石油管工程技術研究院, 陜西 西安 710077;2.北京隆盛泰科石油管科技有限公司， 北京 100101;3.中國石油技術開發有限公司，北京 100101;4.中華人民共和國莆田海關，河南 安陽 351100;5.湖南勝利湘鋼鋼管有限公司，湖南 湘潭 411100)

0 前言

目前國內在X70，X80埋弧焊管制造技術及應用規模達到國際領先水平[1-4]。隨著國內管線鋼及焊材的質量提高，油氣輸送鋼管的焊縫性能質量已提升到了穩定階段，很少出現在工藝評定合格的前提下，批量生產時發生焊縫性能實質性不符合標準要求，主要是因焊接設備故障、焊縫內部的不連續、焊縫錯邊及超標焊偏量等因素導致[5]；文中選取焊縫焊偏為研究對象，在評定合格的焊接參數及工況條件下先完成內焊道焊縫正常焊接，再人為預設一定的焊偏量進行外焊道焊縫焊接，通過對試樣在相同試驗條件下進行試驗，就試驗結果進行分析，尋找出焊縫焊偏量的變化對焊管焊縫整體宏觀力學性能影響的規律，并就形成此規律的原因進行淺析。

1 試驗方案

1.1 試板制作

在某項目φ813 mm×15.9 mm L485M 直縫埋弧焊鋼管批量生產過程中，選取1根已完成內焊尚未進行外焊的半成品鋼管，長為12 m，并分別在兩端標識“a”和“b”。

試板制作準備：①對選取的半成品鋼管從a端起用記號筆沿焊道每隔500 mm垂直焊道畫條標記線，依次標記1號至6號，中間間隔500 mm(調整過渡段)。②在選取的半成品鋼管b端切取1 500 mm長的管環，并以外焊道為中心線，向兩側各延伸160 mm沿鋼管軸向平行于外焊道切取320 mm×1 500 mm的長方形弧段，外焊道位于中心線上。

試板的外焊分為A，B兩類方法，以達到預設焊偏量，兩類焊接參數及焊材均保持與批量生產時一致，焊接參數見表1，具體焊接如下。

表1 焊接工藝參數

A類試板焊接，準備試板“①”模擬正常生產時的焊縫焊偏產生：從a端開始焊接1號試板，外焊時紅外線跟蹤對正(紅外線跟蹤是目前埋弧焊管控制焊縫焊偏的主要方法，紅外線在焊道中走過的軌跡即焊縫中心)，焊接一段500 mm長預設0焊偏量的焊縫；2號試板，外焊時通過調節鋼管周向旋轉，使外焊紅外線跟蹤軌跡線偏離焊道中心線2 mm進行焊接，以達到焊縫存在2 mm的預設理論焊偏量；3號、4號、5號、6號外焊時與2號相同，通過調節鋼管周向旋轉，使外焊紅外線跟蹤軌跡線分別偏離焊道中心線3 mm，4 mm，5 mm，6 mm進行焊接，以達到3號、4號、5號、6號試板焊縫分別存在3 mm，4 mm，5 mm，6 mm的預設理論焊偏量。

B類試板焊接，準備試板“②”點焊固定在同規格鋼管上，固定前調節試板使外焊紅外線跟蹤軌跡線與“②”試板外焊道中心線形成0.5°的偏移角(通過調整試板1 500 mm處中心偏移量“L”來實現，L=1 500sin0.5°)，最后按照相同的焊接工藝參數(見表1)進行焊接，使外焊道焊縫形成以0.5°漸開線的理論焊偏量，如圖1所示。A,B兩類試板外焊道因某段焊偏量增大導致未焊滿時，采用相同焊接工藝參數補焊一道，將焊道焊滿。

圖1 B類試板固定在同規格鋼管上進行外焊道焊縫焊接

1.2 試板試樣加工

A，B類試板試樣加工，按照ASTM A370 標準分別對1號、2號、3號、4號、5號、6號試板取焊縫沖擊、焊縫導向彎曲、焊縫拉伸、焊縫宏觀金相，并做好表標識。

B類試板試樣加工，首先將1.5 m的試板等分成6段，每段分別標記1號、2號、3號、4號、5號、6號與漸開線方向一致(即隨著焊偏增大#增大)，不同于A類試板試樣，由于B類試板每段內焊偏量沿漸開線逐漸增大，為保證試樣一致性，每段試樣加工順序都按照焊縫導向彎曲、焊縫拉伸、焊縫宏觀金相及焊縫沖擊的固定順序進行取樣加工。

A，B類試樣加工尺寸、精度及加工條件均相同，嚴格按照ASTM A370要求加工，同時為避免焊縫余高的變化對試驗性能產生影響，焊縫導向彎曲及拉伸試樣的焊縫均去除，并用拋光片將焊縫打磨至相同厚度(母材平齊)。

1.3 試板試樣試驗

試驗條件與某項目保持一致，并符合API 5L 46版要求，A，B兩類試板試樣各項試驗均在同一試驗機上進行，焊縫宏觀金相檢驗結果見表2、圖2，焊縫拉伸試驗結果見表3和圖3。-20 ℃全尺寸沖擊試驗結果見表4、圖4。焊縫導向彎曲試驗結果見表5、圖5。

表2 焊縫宏觀金相檢驗結果記錄 mm

圖2 焊縫宏觀形貌

表3 焊縫拉伸試驗抗拉強度記錄 MPa

圖3 A類3號焊縫拉伸曲線

表4 焊縫-20 ℃全尺寸沖擊試驗記錄J

圖4 沖擊試驗缺口檢查及試驗溫度

表5 焊縫導向彎曲試驗(反彎)記錄

圖5 沖擊試驗缺口檢查及沖擊試驗溫度

2 試驗結果分析

2.1 焊縫實際焊偏量與預設焊偏量分析

通過A,B兩類試板焊縫宏觀金相試驗，實際焊偏量與預設焊偏量存在明顯差異，對于A類試板焊偏通過旋轉鋼管，使其每段焊接試板焊縫偏離中心線一定的距離來實現，因此在每段內焊偏量相對一致，B類試板焊偏量通過調整試板，使其實際焊縫與焊頭焊接行走軌跡形成0.5°夾角，理論上隨著焊接位移的增大焊偏量按照0.5°正弦函(sin0.5°L)增大。由圖表分析可得以下信息：A，B類試板的實際焊偏量均比預設焊偏量整體要??；A類5號、6號及B類4號焊偏量陡然下降，是因第一次外焊焊偏量過大不能將焊縫焊滿，進行第二次外焊補焊導致；A類試板焊縫焊偏量隨著預設焊偏量增加的增量相對于B類試板要平緩，如圖6所示。

圖6 實際與設計焊偏量趨勢分析

2.2 焊縫焊偏量與拉伸試驗分析

由該次焊縫拉伸試驗結果(見表3)結合焊縫拉伸強度與焊偏量分析表可知：焊縫的焊偏量對其抗拉強度影響不太敏感，在所有試樣中除B類4號試樣焊偏量8 mm的抗拉強度568 MPa最小外，其它試樣試驗結果均很平穩,如圖7所示。

圖7 焊偏量與焊縫拉試驗結果分析

2.3 焊縫焊偏量與沖擊試驗分析

由該次焊縫沖擊試驗結果，結合焊縫焊偏量與焊縫沖擊吸收能量分析，可以得出以下幾點信息：焊縫焊偏量最小時其焊縫平均沖擊吸收能量值相對較低；焊縫沖擊吸收能量值相對較好的試樣對應焊縫焊偏量在1.7～4.8 mm區間；焊縫沖擊吸收能量最小值分別出現在焊偏量最小和焊偏量最大的試樣上。另外從表4中 A，B兩類試樣沖擊吸收能量試驗結果單值分析，每組三個沖擊試驗數據較為穩定、離散程度相對較小的試樣對應焊縫焊偏量也在1.7～4.8 mm區間,如圖8所示。

圖8 焊縫焊偏量與焊縫沖擊吸收能量試驗結果分析

2.4 焊縫焊偏量與導向彎曲(反彎)試驗分析

單從A，B兩類試板焊偏量與導向彎曲試驗結果分析可以看出：在彎曲直徑6t的試驗條件下試樣均無裂紋產生，就此次試驗而言可以預見焊偏對彎曲直徑大于等6t的導向彎曲試驗裂紋的產生不敏感；在彎曲直徑4t的條件下，A類試板隨著焊偏量的變化裂紋敏感、不穩定性變化較大，B類試板隨著焊偏量的增大整體裂紋敏感性增大并且在焊偏大于4.8 mm后陡然增大；另外A，B兩類試板導向彎曲試驗裂紋敏感性有個共同點即在焊偏量在1.7～4.8 mm之間裂紋敏感性最低，如圖9所示。

圖9 焊偏量與導向彎曲(反彎)試驗結果分析

3 導致上述試驗結果的原因分析

在該試驗過程中為盡可能的減少影響因素，正如前文所提從試驗試板的選擇、焊材、焊接參數、試板取樣、試樣加工及試驗過程均保持一致，因此上述因素引起試驗差異基本可以忽略，基本可以確保焊偏量的差異是導致焊縫宏觀力學性能變化的主要因素，焊偏量的差異引起焊縫結構及其內部組織的變化。

3.1 埋弧焊鋼管的焊縫結構

焊縫是埋弧鋼管焊接頭五個區域(焊縫、熔合區、熱影響粗晶區CGHAZ、細晶區FGHAZ、臨界熱影響區ICHAZ)占比最大、結構形貌相對單一的區域，是焊接冶金反應的主要區域。在焊縫凝固中，柱狀晶沿向前推進的同時把低熔點物質(一般多為雜質)排擠到熔池中心，并使其中心雜質濃度增大，造成整個焊縫截面范圍內形成明顯的成分不均勻，形成宏觀偏析，這些低熔點物質及宏觀偏析的存在使得在焊縫中心出現低性能區域[6],另外焊縫中心為晶粒最粗區域，相對焊縫其它區域性能最差。因此焊縫無焊偏或焊偏量較小時內外焊道的低性能區會重疊，使其焊縫整體性能下降。

3.2 焊縫內部組織

選取A類1號及B類3號宏觀金相試驗殘樣，分別進行低倍及高倍下焊縫組織觀察，如圖10～圖13，發現焊縫組織中塑性較好的原生奧氏體析出鐵素體有明顯變化，組織生長方向整齊性及滲碳體的析出有明顯差異，結合焊縫宏觀金相圖2，可以看出焊縫橫截面的形狀因焊偏量的變化各不相同。對于埋弧焊這種焊接方法，焊縫形狀對其力學性能有直接影響，焊偏導致熔池形狀變化并使熱循環等溫線改變，熔池的形狀、尺寸、溫度、存在時間及池內液體金屬的流動狀態，對熔池中的冶金反應、結晶方向、晶體結構，夾雜物的數量和分布有直接影響，直接決定著焊縫的成形及內在質量[7]。對內焊道固態相變影響較大，X70埋弧焊管焊縫組織一般為均勻的針狀鐵素體[8]，由于焊偏引起熔池及熱循環的變化，高溫奧氏體在一次組織上發生相變在不同溫度下形成二次組織粒狀鐵素體或板條狀鐵素體或貝氏體。而粒狀貝氏體則有較好的性能強度及韌性[9]。然而任何事物都有雙重性，對于埋弧焊焊縫焊偏量正如試驗結果分析，超過4.8 mm焊偏量后其性能開始變差，由焊偏增強性能作用轉變為削減焊縫性能作用。或許焊偏量超過此界限，L485M鋼管焊縫在焊縫結晶、二次固化過程中，將原本力學性能不錯的針狀鐵素體組織(由于針狀鐵素體生長時取相隨機分布，不存在與原始基體的相位關系，能夠有效地阻止裂紋的擴展，故有很好的力學性能，特別是韌性[10])改變；或許正如B類4號試樣，因其焊偏的影響致使內外焊縫未能充分熔合。

圖10 A類1號試樣焊縫金屬低倍組織金相圖

圖11 B類3號試樣焊縫金屬高倍組織金相圖

圖12 A類1號試樣焊縫金屬高倍組織金相圖

圖13 B類3號試樣焊縫金屬高倍組織金相圖

總之，由于焊偏量的影響使其焊接熔池形狀、焊接熱循環等發生變化導致焊縫內部組織發生細微變化，最終影響到宏觀力學性能。

4 結合標準要求評價試驗

API5L 46版管線管、DNV-OS-F101 2013 海底管線規范、ISO 3183-2012石油和天然氣工業管道運輸系統用鋼管、GB/T 9711—2017石油和天然氣工業管道運輸系統用鋼管及CDP-S-NGP-PL-006-2014-3中石油油氣儲運項目設計規定，上述標準目前已基本涵蓋了所有管線管制造的要求，上述標準對試驗規格φ813 mm×15.9 mm的L485M SAML焊管相應檢驗的最基本要求見表6。

表6 各標準對焊縫性能的最基本要求

由表6各標準對比結合試驗結果分析可以看出：B類4號試樣因焊偏量8 mm導致內外焊道未熔合，使其焊縫抗拉強度不合格；在不考慮焊縫宏觀金相要求的前提前下，除A類6號及B類6號試樣沖擊試驗結果不能確定是否可以滿足中石油油氣儲運項目設計規定CDP-S-NGP-PL-006-2014-3的4級管道要求外(試驗溫度-20 ℃與標準-5 ℃不能直接確定，但可以肯定沖擊吸收能量隨溫度下降而減小，當溫度降至一定程度時，沖擊吸收能量大幅度下降[11])，其余試樣均可以達到上述標準的要求；而且，按照上述標準導向彎曲試驗彎芯直徑公式計算，彎芯直徑為206 mm約12t，該次試驗在6t彎芯直徑下均達到標準要求，甚至焊偏量在1.7～4.8 mm范圍內的試樣在4t彎芯直徑下試驗也符合上述標準，遠遠高于標準要求。

對于焊縫宏觀金相試驗要求分析：DNV-OS-F101 2013 海底管線規范對焊縫焊偏量雖未明確要求，但從要求內外焊道熔深重合量(內外焊道熔合量)≥1.0 mm，并且要求內外焊道重合寬度大于0.2t或5 mm取最小值的要求分析，實質上也是對焊偏量的另種限制，甚至在一定壁厚范圍內比上述其它標準要求的焊偏量更小(以該次15.9 mm試板計算其最小內外焊道重合寬度應為3.2 mm并且要保證徑向熔合量大于1.0 mm，就試驗的所有金相試驗而言只有A類1號試樣才能滿足，即要求焊接時紅外線跟蹤完全對正無焊偏)；另外其它標準雖然明確要求焊偏量≤3 mm，但除了中石油油氣儲運項目設計規定CDP-S-NGP-PL-006-2014-3要求內外焊道熔合量≥1.5 mm外，其它標準均未要求；結合上述分析各標準的要求可以推斷，焊偏最大的危害就是造成焊縫熔深不足，導致焊縫未焊透，焊偏的要求主要是為了確保焊縫內外焊道達到一定的重合量充分焊透[12]，就該次試驗而言B類4號及5號試樣為實質性(內外焊道未充分焊透)不符合上述標準要求，其它焊偏量雖然>3 mm但充分焊透僅是不符合標準而已，其力學性能并未受影響，這與API 5L 第43版第7.8.3中規定的只要無損檢驗證實焊縫完全焊透并充分熔合，焊偏量不應作為拒收的依據。

5 結論

(1)對于埋弧焊鋼管焊縫宏觀力學性能而言，焊縫焊偏量的大小直接影響其宏觀力學的優劣，試驗結果表明在確保內外焊道充分焊透(熔合)的前提下，焊偏量在1.7 mm至4.8 mm范圍內，焊縫的宏觀力學性能可以完全滿足標準要求。

(2)現行API5L46版 、ISO 3183-2012，GB/T 9711—2017，DNV-OS-F101-2013，CDP-S-NGP-PL-006-2014-3標準對埋弧焊鋼管焊縫宏觀金相的要求，無論是直接要求焊偏量的大小或是通過內外焊道熔合量及內外焊道重疊熔合寬度來保證焊縫質量，其實質是要確保焊縫充分焊透，焊縫的焊偏量總體要求小于等于4 mm的規定是比較合理得。

(3)由試驗表明埋弧焊鋼管焊縫的焊偏變化對沖擊性能影響相對于拉伸、導向彎曲較為敏感，并且在1.7～4.8 mm焊偏量的范圍內沖擊試樣單值相對穩定離散程度相對較小。

(4)就該次試驗而言，當焊偏量增大至焊縫無法焊滿時，合適的增加一道焊縫并確保焊滿后且內外焊縫熔透的前提下，其力學性能可以滿足標準要求，當然從焊接工藝控制要求，焊道的增加已超出了正常工藝要求，若要在批量生產中使用還需按照相關標準進行進一步試驗驗證。