海洋工程用E690高強鋼焊接工藝研究

李風波，潘川，楊文華，梅飛強

1.鋼鐵研究總院 北京 100081

2.中遠海運重工有限公司 上海 200086

1 序言

世界海洋油氣資源數量約占全球油氣資源總量的34%，主要分布在“三灣、兩海及兩湖”，其中55%～70%的海上石油儲量在水深＜200m的大陸架范圍內[1]。從1897年美國最先用木棧橋打出世界第一口海上油井后的一個多世紀以來，隨著焊接、電子計算機技術、鋼鐵、造船及機械工業的發展，使海洋平臺具有結構復雜、體積龐大、造價昂貴，能夠適應各種惡劣工況的特點[2]。

自升式鉆井平臺作為大陸架石油開采的主要裝備，依靠數根樁腿不僅支撐著數百噸重的平臺及設備，而且還要承受風、浪、流、地震等復雜多變的載荷，正是由于結構及工作工況的特殊性，所以樁腿結構的焊接成為自升式鉆井平臺建造中的重中之重。本文針對樁腿結構中的關鍵材料——屈服強度為690MPa級的海洋工程用高強韌鋼的焊接工藝進行研究[3]。

2 試驗材料及分析

2.1 試驗材料

試驗用鋼板為進口E690海洋工程用調質態高強板（厚度177.8mm），其化學成分及力學性能分別見表1、表2。焊材為自行研制的金屬粉藥芯焊絲，化學成分及力學性能分別見表3、表4。

表1 鋼板的化學成分（質量分數） （%）

表2 鋼板的力學性能

表3 金屬粉藥芯焊絲化學成分（質量分數） （%）

表4 金屬粉藥芯焊絲力學性能

2.2 材料分析

海洋工程用E690高強鋼具有很高的屈服強度和抗拉強度，良好的缺口韌性、抗腐蝕性。通常在滿足強度要求且不提高碳含量的前提下，適量添加Ni、Cr、Mo、V、Cu等元素改善其淬透性和抗回火軟化的傾向，通過調質處理形成以回火索氏體或回火貝氏體為主的強韌化顯微組織。通過化學成分分析計算、冷裂紋敏感性試驗發現有一定的淬硬傾向，在焊接時容易出現冷裂紋、韌性下降等問題。

（1）冷裂紋

1）按照日本工業標準（JIS），強度級別在500～1000MPa調質低合金高強鋼碳當量公式（Ceq=C+Mn/6+Si/24+Ni/40+Cr/5+Mo/4+V/14）計算，該鋼的碳當量達0.61%，表明其焊接熱影響區淬硬傾向較大，有較強的冷裂紋敏感性。一方面，鋼淬硬之后形成脆硬的馬氏體組織，從金屬的強度理論可知，馬氏體是一種粗大晶粒的脆性組織，斷裂時總是消耗較低的能量，因此焊接接頭有馬氏體存在時，裂紋易于形成和擴展；另一方面，鋼淬硬傾向增大，導致位錯密度大幅度增加，相當于增加了許多先天性的裂紋源，在應力的作用下不斷擴展，最終形成宏觀裂紋[4]。

2）氫致裂紋作為一種最主要、最常見的冷裂紋形式，是低合金高強鋼焊接的主要問題，具有延遲性。當焊縫中氫的濃度達到一定限值后，在應力的作用下就會產生裂紋。氫致裂紋一般出現在熱影響區，但是在焊接E690高強鋼時，由于焊縫的合金成分復雜，熱影響區的組織轉變可能先于焊縫，此時氫就從熱影響區向焊縫擴散，導致裂紋經常發生在焊縫上。

3）高強鋼焊接時冷裂紋的產生，不僅取決于鋼本身的淬硬傾向和氫的有害作用，還取決于焊接接頭的應力狀態，甚至在某些情況下，應力狀態還起決定性的作用。焊接接頭的拘束應力包括不均勻加熱及冷卻過程中所產生的熱應力和金屬相變時產生的組織應力[5]。

綜上所述，海洋工程用E690高強鋼焊接時，產生冷裂紋的機理在于鋼材淬硬之后，受氫的誘發和促進使之脆化，在拘束應力的作用下形成了裂紋。

（2）晶粒長大引起的沖擊韌度的下降 在焊接時，焊縫兩側的各個不同位置經歷著不同的焊接熱循環，離焊縫邊界越近，其加熱的峰值溫度越高，且加熱速度和冷卻速度也越快。在焊接熱循環作用下，焊縫兩側母材的組織和性能發生明顯的改變。這一區域隨著焊縫熔合線距離、加熱峰值溫度的不同，又可分為過熱區（粗晶區）、正火區（細晶區）及不完全相變區（混合區）。在這三個區域中，過熱區（晶粒長大嚴重）和不完全相變區（M-A組織存在）往往韌性較差，是焊接接頭的薄弱環節[6]。

高強鋼焊接都存在一個韌性最佳的冷卻時間t8/3，t8/3過小或過大都會使韌性下降。t8/3過小時，韌性下降是由于焊縫金屬全部轉變為馬氏體組織導致的；當t8/3增加時，除了奧氏體晶粒粗化引起的脆化外，主要是由于生成了上貝氏體和塊狀的M-A組元，如圖1、圖2所示。此外，焊接熱輸入量及層間溫度也是影響焊接熱循環過程的主要變量，因此焊接熱輸入及層間溫度也是影響焊接接頭低溫韌性的重要因素。

圖1 海洋工程用E690高強鋼焊接連續冷卻組織轉變

圖2 海洋工程用E690高強鋼t8/3與HAZ組織組成關系

3 焊接性試驗

由材料分析可知，海洋工程用E690高強鋼冷裂敏感性較高，為了獲得良好的焊縫質量，應從兩方面加以控制[7]：①控制HAZ（焊接熱影響區）硬度值。②控制殘余擴散氫。根據NOSOK及DNV海工規范可知，該鋼種焊接時應采用低氫焊條（HDM≤5mL/100g），在試驗中采用焊絲擴散氫含量為5mL/100g。

3.1 預熱及層間溫度

預熱是防止冷裂紋產生的有效措施之一。一方面，降低焊接接頭的冷卻速度，有利于焊縫金屬中擴散氫逸出，可避免氫致裂紋；另一方面，也能改善組織，減少焊接應力，降低焊接結構的拘束度。根據插銷試驗、斜Y形坡口焊接裂紋試驗以及最高硬度試驗數據并結合現場實際，將預熱溫度設定為100～145℃。

為了保證接頭的低溫韌性、避免焊縫及熱影響區晶粒過度長大，必須嚴格控制層間溫度。綜合考慮施工的經濟性、便利性因素，將層間溫度控制在150～210℃。

3.2 坡口形式

考慮工程的實際狀況及材料的特殊性，為了降低焊接變形量，采用45°雙V形坡口，如圖3所示。

圖3 坡口形式

3.3 焊接參數

熱輸入量為單位長度焊縫上由電弧或其他熱源所輸入的熱量，是影響焊接熱循環的主要因素，也就是說當焊接材料及焊接方法一定時，焊接接頭的組織和性能主要取決于焊接熱輸入量的大小。如果熱輸入過大，則會導致焊縫及熱影響區的組織粗大、韌性下降；如果熱輸入過小，則容易出現未焊透或因冷卻速度過快而產生淬硬組織，降低接頭的塑性。根據前期的冷裂紋敏感試驗結果，海洋工程用E690高強鋼熱輸入量控制在2.4kJ/mm以內時接頭性能比較優良，具體焊接參數見表5。

表5 焊接參數

4 試驗結果與分析

4.1 拉伸試驗

拉伸試驗是將拉伸試樣固定在WEW-1000型萬能試驗機上，然后對其施加拉應力，造成試樣軸向伸長變形直至被拉斷為止，是衡量焊接接頭強度的主要指標。根據DNV海工規范，每個試件上取2個拉伸試樣進行試驗，結果見表6。

表6 拉伸試驗結果

由于焊材的強度與母材等匹配，即使在焊接過程中存在合金元素的燒損，使強度略有下降，試驗結果仍滿足DNV 海工規范不低于該級別最低抗拉強度（770MPa）的要求[8]。

4.2 彎曲試驗

彎曲試驗是檢驗焊接接頭承受變形的能力，同時也可以反映出接頭各區域的塑性差別，暴露焊接缺陷和考核熔合線的質量。將加工好的標準彎曲試樣在WEW-1000型萬能試驗機上進行彎曲試驗，根據DNV海工規范，在焊接接頭上取4個側彎試樣進行彎曲試驗，彎曲變形時所承受大的拉伸變形的部位為焊接HAZ部分，雖然該部位晶粒有所長大，局部強度有所下降，但由于晶粒為相變重結晶和不完全相變重結晶區的等軸晶，相當于材料的正火或退火組織，其塑性反而比母材好，因而彎曲變形時抵抗破壞的能力較大，試驗后試樣彎曲部分外側無裂紋及其他缺陷，滿足規范要求。

4.3 沖擊試驗

沖擊試驗主要是測定焊接接頭的沖擊韌度和缺口敏感性，沖擊試驗采用JB-30B沖擊試驗機，按照DNV海工規范分別在焊縫中心、熔合線、熔合線+2mm、熔合線+5mm取標準試樣，進行－40℃的夏比沖擊試驗，結果見表7。

表7 沖擊試驗結果 （J）

由試驗結果可以看出，通過合理的控制熱輸入量，熱影響區未產生韌性惡化的現象；由于受焊材本身韌性的影響，焊縫中心處的韌性最低，但接頭沖擊值滿足DNV規范要求（≥69J）。

4.4 宏觀及硬度試驗

通過焊縫宏觀檢查（見圖4）發現焊縫完全焊透，無裂紋等缺陷。

分別對接頭的上下表面進行硬度測量（見圖5），可得到焊接接頭的硬度曲線，如圖6所示。

圖5 硬度取值位置

圖6 焊接接頭的硬度曲線

從圖6可以看出，小坡口側熱影響區的硬度值較高，大坡口側熱影響區發生焊接軟化硬度值較低，整個接頭的硬度值均低于325HV10，滿足DNV海工規范要求。

5 結束語

1）采用自行研制的金屬粉藥芯焊絲焊接E690海洋工程用高強鋼，在合理的焊接工藝條件下，能得到高質量的焊接接頭，滿足DNV海工規范的要求。

2）預熱溫度、層間溫度、熱輸入量作為重要的焊接參數，對E690高強鋼的焊接接頭性能尤為重要。在實際施工過程中，必須嚴格執行工藝紀律、注重細節，確保預熱溫度100～145℃、層間溫度150～210℃、熱輸入量不超過2.4kJ/mm。