管線鋼焊接接頭韌性影響因素及評(píng)價(jià)方法

賈彥杰，周 聰，李立英，高建章，楊 健，吳易哲，吳彥鵬，韓 彬

1.國家管網(wǎng)集團(tuán) 西南管道有限責(zé)任公司，四川 成都 610095

2.海洋石油工程股份有限公司，天津 3004612

3.中國石油大學(xué)（華東） 材料科學(xué)與工程學(xué)院，山東 青島 266580

0 前言

隨著經(jīng)濟(jì)的發(fā)展和社會(huì)的進(jìn)步，對(duì)于石油和天然氣的需求不斷增加。截至2020 年我國國內(nèi)油氣管道總長度已達(dá)16.9萬公里，根據(jù)國家能源局2017年5 月發(fā)布的《中長期油氣管網(wǎng)規(guī)劃》，到2025 年，中國油氣管網(wǎng)規(guī)模將達(dá)到24 萬公里。管道輸送石油和天然氣是最經(jīng)濟(jì)、安全、高效、節(jié)能的運(yùn)輸方式［1］。近年來，中國大力發(fā)展“東北、西北、西南、海上”四大油氣戰(zhàn)略通道，東北、西北戰(zhàn)略通道地理位置偏僻、環(huán)境惡劣，很多地方常年高寒凍土或冰雪覆蓋，溫度在-20 ℃以下。管道鋪設(shè)工程中不可避免會(huì)經(jīng)過高寒及凍土地區(qū)，低溫施工和服役條件要求管道必須具備優(yōu)良的低溫韌性［2-4］。要提高管道的輸送能力就要增大管徑，提高輸送壓力，使得管線鋼朝著更好韌性、更高強(qiáng)度、抗大變形、耐低溫、耐腐蝕及厚壁化等方向發(fā)展［5］。

針對(duì)高強(qiáng)管線鋼的焊接，如何選擇適合的焊接方法以及對(duì)焊接接頭韌性進(jìn)行可靠評(píng)價(jià)，是當(dāng)前管線鋼產(chǎn)業(yè)發(fā)展過程中所面臨的兩個(gè)關(guān)鍵問題［6-8］。因此，本文總結(jié)了管線鋼主要焊接方法、焊接接頭韌性影響因素及韌性的評(píng)價(jià)方法。

1 管線鋼的焊接方法

焊接是管道連接的唯一方法，而焊接接頭是管道的薄弱部位，易在服役過程中因環(huán)焊縫失效而發(fā)生事故。因此，焊接接頭的質(zhì)量直接影響到管線的安全［9］。目前，油氣長輸管道環(huán)焊縫所用的焊接方法主要有焊條電弧焊、半自動(dòng)焊和全自動(dòng)焊。

1.1 焊條電弧焊

焊條電弧焊是最早應(yīng)用于管線鋼焊接的方法。20世紀(jì)70年代以前，管線鋼焊接主要采用低氫型上向焊工藝，其特點(diǎn)為管口組對(duì)間隙較大，焊接過程中采用熄弧完成，焊層厚度較大，焊接效率低。20世紀(jì)80 年代末，采用纖維素型和低氫型焊條下向焊，其特點(diǎn)為管口組對(duì)間隙小，焊接采用大電流、多層、快速焊，焊接效率高，適用于流水作業(yè)。多層多道焊的后面焊層對(duì)前面焊層具有熱處理作用，可細(xì)化晶粒，提高焊接接頭的韌性。1988 年，中滄線天然氣管道首次采用低氫型焊條下向焊，隨后哈依煤氣管道、陜京線等采用纖維素型和低氫型焊條相結(jié)合的下向焊工藝。

焊條電弧焊靈活簡便、適應(yīng)性強(qiáng)，其下向焊和上向焊的有機(jī)結(jié)合及纖維素型焊條良好的根焊適應(yīng)性，在很多場(chǎng)合是自動(dòng)焊不可替代的。但是焊條電弧焊存在一些明顯的缺陷，焊接時(shí)需要頻繁更換焊條，焊接效率低且易產(chǎn)生焊接缺陷，勞動(dòng)強(qiáng)度大，工作環(huán)境差，焊縫質(zhì)量受人為因素影響大。隨著管道行業(yè)對(duì)焊接質(zhì)量和效率要求的提高，焊條電弧焊的應(yīng)用逐漸減少。目前，焊條電弧焊主要應(yīng)用于薄壁小直徑管道及連頭口、死口和返修焊的焊接。

1.2 半自動(dòng)焊

半自動(dòng)焊是指送絲過程由機(jī)械裝置控制，手動(dòng)控制焊槍移動(dòng)的焊接方式，包括自保護(hù)藥芯焊絲下向焊和CO2氣體保護(hù)實(shí)芯焊絲下向焊。自保護(hù)藥芯焊絲焊接時(shí)，不需要外加保護(hù)氣體或焊劑，焊絲芯部的藥劑會(huì)在焊絲燃燒時(shí)產(chǎn)生保護(hù)氣體和熔渣，對(duì)熔滴和熔池具有較強(qiáng)的保護(hù)作用，即使在風(fēng)速較大的野外施工時(shí)，也不需特殊保護(hù)措施。CO2氣體保護(hù)實(shí)芯焊絲下向焊熔敷金屬量大，焊接效率高、過程穩(wěn)定且焊接質(zhì)量好。

半自動(dòng)焊操作靈活，可實(shí)現(xiàn)連續(xù)焊接，焊接效率高，焊接質(zhì)量好，勞動(dòng)強(qiáng)度低，環(huán)境適應(yīng)性強(qiáng)，操作過程相對(duì)焊條電弧焊簡單。必要時(shí)，可采用焊條電弧焊或GTAW（Gas Tungsten Arc Welding）進(jìn)行根焊，半自動(dòng)焊進(jìn)行填充和蓋面焊，即組合半自動(dòng)焊。這種組合半自動(dòng)焊接具有焊接效率高，焊縫質(zhì)量好，機(jī)組作業(yè)靈活等優(yōu)點(diǎn)，適合坡地及溝下焊。

半自動(dòng)下向焊于1992年從美國引進(jìn)，主要是自保護(hù)藥芯焊絲半自動(dòng)焊，用于環(huán)焊縫的填充、蓋面。半自動(dòng)焊首次在1992 年的突尼斯天然氣管道工程中應(yīng)用，而后在1995年的庫鄯線管道作為試驗(yàn)段應(yīng)用、蘭成渝、澀寧蘭工程中應(yīng)用。半自動(dòng)焊成為其后20年的主流焊接方法。焊條電弧焊、半自動(dòng)焊的應(yīng)用情況如表1所示。

表1 焊條電弧焊、半自動(dòng)焊的應(yīng)用情況Table 1 Application of electrode arc welding and semiautomatic welding

1.3 全自動(dòng)焊

隨長輸管道管徑和輸送壓力的不斷增加及對(duì)環(huán)焊縫質(zhì)量要求的提高，全自動(dòng)焊用于管道焊接成為管道事業(yè)發(fā)展的必然趨勢(shì)，其應(yīng)用比例不斷提高，如表2所示。

表2 自動(dòng)焊應(yīng)用情況Table 2 Application of automatic welding in China

全自動(dòng)焊分為內(nèi)焊機(jī)根焊+外焊機(jī)填充蓋面、外焊機(jī)根焊+外焊機(jī)填充蓋面兩種方式。前者優(yōu)點(diǎn)是可大幅提高根焊的速度和焊接效率；焊縫成形良好，可保證焊接質(zhì)量；熱輸入小，焊接接頭性能優(yōu)良；坡口角度小，焊材用量少，自帶對(duì)口器，成本低且效率高；焊接過程全自動(dòng)化，工作強(qiáng)度低、效率高，焊接過程及接頭質(zhì)量受人為因素影響小。管徑越大使用該方式焊接優(yōu)勢(shì)越明顯，目前最大內(nèi)焊機(jī)可用于直徑1 422 mm 的管道焊接。前者缺點(diǎn)是現(xiàn)有的內(nèi)焊機(jī)爬坡能力≤12°，因此，一般只在平原地區(qū)使用，而在山區(qū)使用受限；一種內(nèi)焊機(jī)僅適用于一種管徑的管道焊接；內(nèi)焊機(jī)的設(shè)計(jì)及制造復(fù)雜、售價(jià)高、一次性投資大，且使用后期保養(yǎng)較難；對(duì)坡口質(zhì)量要求較高，必須使用專門坡口機(jī)。

后者優(yōu)點(diǎn)為使用靈活方便，在地形復(fù)雜的山區(qū)可正常使用；使用范圍大，一種型號(hào)外焊機(jī)可適用于不同管徑管道的焊接，使用過程中，除非更換焊材，可連續(xù)使用；外焊機(jī)的設(shè)備設(shè)計(jì)及制造比內(nèi)焊機(jī)簡單、售價(jià)低、一次性投資小。后者缺點(diǎn)是焊接時(shí)需焊工實(shí)時(shí)觀察熔池流動(dòng)，進(jìn)行參數(shù)調(diào)整，故對(duì)焊工要求高，需要焊工前期經(jīng)過培訓(xùn)方能進(jìn)行操作；內(nèi)焊機(jī)根焊一般同時(shí)采用四個(gè)焊炬焊接，而外焊機(jī)根焊采用單焊炬或雙焊炬焊接，故外焊機(jī)根焊效率低；焊接時(shí)對(duì)口需要使用對(duì)口器；對(duì)坡口質(zhì)量要求高，需要配備專門的坡口機(jī)。外焊機(jī)分為單焊炬和雙焊炬兩種。單焊炬外焊機(jī)效率低，6 點(diǎn)鐘位置附近易出現(xiàn)內(nèi)凹，偶爾出現(xiàn)未焊透缺陷，需要內(nèi)部修補(bǔ)。雙焊炬外焊機(jī)可提高焊接效率，設(shè)備和人員數(shù)量較單焊炬外焊機(jī)投入少，是目前工效最高，使用較廣泛的管道焊接設(shè)備。

與焊條電弧焊和半自動(dòng)焊接相比，全自動(dòng)焊效率高，焊接參數(shù)易控制、可實(shí)時(shí)采集與傳輸，焊接過程較穩(wěn)定；焊縫成形美觀且性能優(yōu)良。自動(dòng)焊不同根焊方式的對(duì)比如表3 所示。除采用全自動(dòng)焊（內(nèi)焊機(jī)根焊和外焊機(jī)根焊）工藝外，還常使用焊條電弧焊、半自動(dòng)焊［GTAW 或STT（Surface Tension Transfer）］根焊+全自動(dòng)焊填充蓋面的工藝。這些焊接工藝雖然效率不如全自動(dòng)焊，但能適應(yīng)現(xiàn)場(chǎng)施工環(huán)境，防止出現(xiàn)焊接缺陷。

表3 自動(dòng)焊不同根焊方式優(yōu)缺點(diǎn)對(duì)比Table 3 Comparison of different root welding methods for automatic welding

國外全自動(dòng)焊技術(shù)發(fā)展較早，其中內(nèi)焊機(jī)根焊+雙焊炬外焊機(jī)填充蓋面工藝主要應(yīng)用于坡度≤12°的管道焊接［10］。例如，巴西Catu-Pilar天然氣管道項(xiàng)目使用此工藝，根焊完成后不需要進(jìn)行清根處理，有效保證隨后外部自動(dòng)焊的坡口形狀，簡化焊接過程中焊機(jī)操作的調(diào)整工作，減少因坡口形狀不規(guī)則而引起的各種缺陷［11］。國內(nèi)全自動(dòng)焊技術(shù)發(fā)展較晚，于1988 年12 月在義馬-鄭州煤氣管道、港京輸氣管道中首次應(yīng)用。2002 年西氣東輸管道中規(guī)模使用，2008 年、2012 年西二線和西三線在西段作為業(yè)績提升零星應(yīng)用，2016 年中俄原油二期，中俄東線北段，自動(dòng)焊使用比例高達(dá)96.5%。此后，從提高焊接質(zhì)量角度，自動(dòng)焊被廣泛應(yīng)用。

2 焊接接頭韌性影響因素

2.1 管線鋼的合金成分及含量

管線鋼主要按照美國石油協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)API 5L 及國際標(biāo)準(zhǔn) ISO 3183進(jìn)行驗(yàn)收，而標(biāo)準(zhǔn)中對(duì)化學(xué)成分的要求比較寬松。不同廠商的生產(chǎn)技術(shù)及要求不同，提供的管線鋼合金成分及含量不同。部分廠家為了提高管線鋼的強(qiáng)度，增加了Cr、Ni、Mo 或Nb、V、Ti等微合金元素的含量，這會(huì)導(dǎo)致焊接接頭性能不穩(wěn)定。隨碳含量的增加，奧氏體穩(wěn)定性增加，但明顯促進(jìn)M/A 組元的形成，從而降低接頭韌性［12］。Mn是奧氏體形成元素，擴(kuò)大奧氏體相區(qū)，增加過冷奧氏體穩(wěn)定性。在焊接冷卻過程中，碳含量較低時(shí)，Mn能促進(jìn)共析反應(yīng)進(jìn)行，抑制奧氏體在較高溫度下轉(zhuǎn)變成多邊形鐵素體和粒狀鐵素體，增加針狀鐵素體含量，從而提高接頭韌性。Ni促進(jìn)針狀鐵素體形成，細(xì)化晶粒，提高接頭韌性。Ni 元素對(duì)沖擊韌性的影響與Mn 含量有關(guān)，當(dāng)兩種元素含量在最佳的配比范圍時(shí)，焊縫強(qiáng)韌性匹配最優(yōu)［13］。因此，應(yīng)嚴(yán)格控制管線鋼的合金成分及其含量。

2.2 N、H、O及微量元素

2.2.1 N元素

焊接區(qū)周圍空氣及焊材是焊接接頭中氮的主要來源。氮常以原子、NO及離子的形式存在，室溫時(shí)α-Fe 中氮的溶解度很小，僅為0.001%。焊縫中氮的存在形式有三種：（1）以過飽和形式存在固溶體中，產(chǎn)生晶格畸變，阻礙位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致焊縫強(qiáng)度、硬度升高，韌性降低；（2）以針狀氮化物（Fe4N）的形式析出，分布于晶界或者晶內(nèi)，可引起時(shí)效脆化；（3）形成氮?dú)饪祝?dāng)焊縫中氮含量超過100 ppm，其沖擊韌性明顯下降［14］。

2.2.2 H元素

焊接接頭中的H 主要來源于焊材中的水分及含H的物質(zhì)、空氣中的水蒸氣以及坡口表面上的鐵銹、油污等。H 對(duì)焊接質(zhì)量的影響主要體現(xiàn)在：（1）氫脆：拉伸過程中，位錯(cuò)發(fā)生運(yùn)動(dòng)和堆積，形成顯微空腔。溶解在晶格中的原子氫不斷向位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的方向擴(kuò)散，最后聚集到顯微空腔內(nèi)，結(jié)合為H2，使空腔內(nèi)產(chǎn)生很高的壓力，導(dǎo)致接頭在室溫附近的韌性顯著下降；（2）白點(diǎn)（魚眼）：焊縫拉伸或彎曲試件斷面上出現(xiàn)的光亮圓形斑點(diǎn)，中心多有小夾雜物和氣孔；（3）產(chǎn)生冷裂紋。焊接接頭中H含量過高，降低接頭韌性，焊后產(chǎn)生氫致延遲裂紋。

2.2.3 O元素

焊接接頭中的氧主要來源于焊材及母材與氣相、熔渣相互作用的結(jié)果。隨焊接接頭含氧量的增加，會(huì)形成CO 氣孔，導(dǎo)致焊接接頭強(qiáng)度、韌性都明顯下降，尤其是低溫沖擊韌性急劇下降。此外，若氧含量過高，還會(huì)引起熱脆、冷脆和時(shí)效硬化。

2.2.4 其他微量元素

除N、H、O三種元素外，接頭中其他微量元素的存在也會(huì)影響焊接質(zhì)量。例如：為脫氧和固氮，自保護(hù)藥芯焊絲中會(huì)加入Al、Mg，但會(huì)降低焊接接頭的韌性。

2.3 焊接接頭組織

2.3.1 鐵素體形態(tài)

管線鋼焊接接頭組織主要是鐵素體和貝氏體。鐵素體形態(tài)主要分為針狀和塊狀兩種。一般來說針狀鐵素體更能保證接頭韌性。Hara T 等人［15］研究了有效晶粒尺寸和組織類型對(duì)接頭韌性的影響。研究表明，有效晶粒尺寸在3 μm 以下，組織為針狀鐵素體和貝氏體，焊接接頭韌性較好。這是因?yàn)獒槧铊F素體交叉分布、相互咬合，當(dāng)裂紋遇到針狀鐵素體時(shí)，呈波浪起伏狀擴(kuò)展，裂紋擴(kuò)展阻力增大，裂紋擴(kuò)展速率降低，使材料韌性提高［16-17］。

2.3.2 M/A組元

M/A組元多分布在原奧氏體晶界、貝氏體或鐵素體板條界，是由富碳?xì)堄鄪W氏體轉(zhuǎn)變而成，其亞結(jié)構(gòu)為孿晶。M/A組元是脆硬相，雖然可增加材料強(qiáng)度，但有時(shí)會(huì)破壞基體材料連續(xù)性，降低材料韌性［18-21］。M/A 組元包括塊狀、類圓狀和尖角狀等幾種形態(tài)。一般來說，塊狀和尖角狀的M/A組元更易引起應(yīng)力集中，降低材料韌性。而類圓狀或球狀的M/A 組元，由于其尺寸較小且分布較彌散，對(duì)材料韌性影響較小。管線鋼焊接時(shí)，一次粗晶區(qū)經(jīng)歷的二次焊接熱循環(huán)峰值溫度處于（α+γ）兩相區(qū)時(shí)，臨界粗晶區(qū)（ICCGHAZ，Intercritically Coarse-Grained Heat-affected Zone）出現(xiàn)局部脆化現(xiàn)象，韌性大大降低。其脆化原因主要是原奧氏體晶界分布著粗大的鏈狀M/A 組元，相鄰M/A 組元距離較近，應(yīng)力場(chǎng)相互疊加，應(yīng)力集中明顯，促進(jìn)裂紋萌生和擴(kuò)展，從而導(dǎo)致ICCGHAZ 韌性惡化［22-24］。M/A 組元對(duì)材料韌性的影響既與其形態(tài)有關(guān)，也與溫度有關(guān)。文獻(xiàn)［25-27］研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)溫度≥-40 ℃時(shí)，隨M/A 組元體積分?jǐn)?shù)的降低和長寬比的縮小，長條狀M/A組元減少，細(xì)小類圓狀M/A組元增加且彌散分布。這些細(xì)小彌散分布的M/A 組元像第二相粒子一樣釘扎在其與基體的晶界上，阻礙裂紋擴(kuò)展，增加材料韌性。但當(dāng)溫度降低到-80～-60 ℃時(shí)，細(xì)小類圓狀M/A 組元中馬氏體硬度較高，在低溫受力狀態(tài)下容易發(fā)生脆斷，對(duì)裂紋擴(kuò)展起不到釘扎作用，使材料進(jìn)入韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)。而此時(shí)長條狀M/A組元，雖然其尺寸較大，但有一定的“軟相”殘余奧氏體存在，對(duì)材料變形反而起到協(xié)調(diào)作用，可改善材料韌性。因此，在-80～-60 ℃溫度區(qū)間，雖然M/A 組元體積分?jǐn)?shù)最少和長寬比最低，沖擊韌性反而最低。總之，為降低M/A組元對(duì)焊接接頭韌性的不利影響，應(yīng)充分考慮接頭的使用溫度，合理優(yōu)化焊接參數(shù)，尤其是控制冷卻速度，避免不同體積分?jǐn)?shù)和形態(tài)的M/A組元對(duì)韌性產(chǎn)生不利影響。

2.4 焊接殘余應(yīng)力

焊接過程中，焊接的不均勻加熱使得接頭塑性變形不均勻，導(dǎo)致接頭存在殘余應(yīng)力。殘余應(yīng)力分為殘余壓應(yīng)力和殘余拉應(yīng)力兩種。目前，表面殘余應(yīng)力可通過實(shí)驗(yàn)方法測(cè)量得到，但結(jié)構(gòu)內(nèi)部的殘余應(yīng)力水平及分布很難通過測(cè)量獲得。采用有限元法研究焊接殘余應(yīng)力發(fā)現(xiàn)，焊縫及近縫區(qū)存在殘余壓縮塑性應(yīng)變，應(yīng)力狀態(tài)為拉應(yīng)力，由焊縫中心到母材邊緣縱向應(yīng)力由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，縱向壓縮塑性變形量逐漸下降，離焊縫較遠(yuǎn)受溫度場(chǎng)影響較小的母材不產(chǎn)生塑性變形［28-29］。一般來說，殘余壓應(yīng)力可阻止裂紋擴(kuò)展，增加接頭韌性，而殘余拉應(yīng)力會(huì)降低接頭韌性。

2.5 晶體學(xué)特征

胡水平等人［30］研究發(fā)現(xiàn)，沖擊或者落錘撕裂試樣斷口上的組織單元與EBSD（Electron Backscattered Diffraction）測(cè)定的晶體學(xué)取向差小于15°的組織單元尺寸基本一致。這說明脆性斷裂發(fā)生偏轉(zhuǎn)出現(xiàn)在取向差≥15°的晶界。因此，晶界取向差為≥15°的晶粒是控制針狀鐵素體型管線鋼性能的“有效單元”。有效晶粒尺寸越小，說明裂紋擴(kuò)展路徑越曲折，裂紋擴(kuò)展過程中吸收的能量越多，材料韌性越好。大角度晶界越多，裂紋擴(kuò)展穿過的晶界越多，消耗能量越多，材料韌性越好［31-32］。

2.6 強(qiáng)度匹配

根據(jù)焊縫金屬強(qiáng)度和母材強(qiáng)度高低，焊接接頭強(qiáng)度匹配分為三種：超強(qiáng)匹配（焊縫金屬強(qiáng)度高于母材）、等強(qiáng)匹配（焊縫金屬強(qiáng)度等于母材）和低強(qiáng)匹配（焊縫金屬強(qiáng)度低于母材）。

當(dāng)強(qiáng)度匹配不同時(shí)，存在母材和焊縫強(qiáng)度、韌性不同而引起的非匹配效應(yīng)。這不僅影響焊縫的整體變形行為，也影響焊縫區(qū)應(yīng)力、應(yīng)變場(chǎng)的分布，使焊縫區(qū)裂紋尖端拘束狀態(tài)十分復(fù)雜，成為管道使用過程中的薄弱區(qū)。近年來，管道環(huán)焊縫失效事故頻發(fā)，部分原因是環(huán)焊縫實(shí)際強(qiáng)度比母材實(shí)際強(qiáng)度低。因此，管道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，一般要求焊縫強(qiáng)度與母材強(qiáng)度相等。但是，不同廠家的生產(chǎn)水平和軋制能力不同，所以不同廠家鋼管的化學(xué)成分和力學(xué)性能雖然都滿足工程要求，但實(shí)物水平卻存在較大差別。此外，按照相關(guān)規(guī)范要求選擇的焊接材料，其熔敷金屬強(qiáng)度也存在波動(dòng)。因此，即使焊接工藝評(píng)定時(shí)選擇了與母材等強(qiáng)或高強(qiáng)匹配的焊接材料，但在實(shí)際工程中環(huán)焊縫和母材的強(qiáng)度匹配仍存在較大的不確定性。

Minami［33］通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，低強(qiáng)匹配時(shí)，在受力過程中，由于強(qiáng)度較高的母材的約束作用，塑性區(qū)被抑制在焊縫中，屈服和塑性變形主要由焊縫來承擔(dān)，裂紋尖端應(yīng)力集中較嚴(yán)重，在較低驅(qū)動(dòng)力下即會(huì)擴(kuò)展。高強(qiáng)匹配時(shí)，屈服和塑性變形不但由焊縫承擔(dān)，還由母材來承擔(dān)，塑性區(qū)較大，裂紋尖端應(yīng)力集中得到了改善，在較高的驅(qū)動(dòng)力下裂紋才會(huì)擴(kuò)展。因此，高強(qiáng)匹配焊縫的抗裂性能比低強(qiáng)匹配好。何小東等人［34］發(fā)現(xiàn)，高強(qiáng)匹配環(huán)焊縫接頭承受軸向載荷和變形的能力大于低強(qiáng)匹配環(huán)焊接頭，而低強(qiáng)匹配接頭由于在焊縫和熱影響區(qū)產(chǎn)生塑性應(yīng)變累積，即使具有較好的韌性，也會(huì)發(fā)生斷裂，如圖1 所示。清華大學(xué)王振家等人［35］研究認(rèn)為，對(duì)于抗拉強(qiáng)度490 MPa 級(jí)的低屈強(qiáng)比高強(qiáng)鋼，選擇具有一定韌性儲(chǔ)備且適當(dāng)超強(qiáng)的焊材是有利的，即采用等強(qiáng)或超強(qiáng)匹配；對(duì)于抗拉強(qiáng)度690～780 MPa 級(jí)的高屈強(qiáng)比高強(qiáng)鋼，焊縫斷裂性能與其強(qiáng)度、韌性、非均質(zhì)性有關(guān)，過分超強(qiáng)或過分低強(qiáng)均不理想，建議采用等強(qiáng)匹配。

圖1 拉伸載荷下不同強(qiáng)度匹配環(huán)焊接頭應(yīng)變演化［34］Fig.1 Strain evolution of matched ring welding joints with different strength under tensile load［34］

國外關(guān)于焊縫強(qiáng)度匹配有兩種觀點(diǎn)：（1）焊縫韌性可以略低于母材韌性極限，但強(qiáng)度必須高于母材，以避免焊縫區(qū)域的應(yīng)變集中。1951 年，Hartbower和Pellini［36］采用膨脹爆破試驗(yàn)表明，焊縫應(yīng)該采用超強(qiáng)匹配，以提高焊縫質(zhì)量。當(dāng)時(shí)這個(gè)觀點(diǎn)引發(fā)了高屈服強(qiáng)度焊接材料和寬范圍焊接工藝的研發(fā)，以及焊接流程的細(xì)化。然而，可焊性研究揭示，強(qiáng)度升高會(huì)增大氫致開裂傾向，且使焊縫韌性下降；（2）允許焊縫低強(qiáng)匹配，但要保證足夠的斷裂韌性。Shron［37］、Satoh［38］等人研究表明，如果焊縫沒有很大的缺陷，且具有足夠的形變強(qiáng)化能力，低強(qiáng)匹配的焊縫在拉伸載荷作用下可以達(dá)到與母材等強(qiáng)。

選擇低強(qiáng)或等強(qiáng)匹配，受焊材及其他因素的影響，焊縫強(qiáng)度往往低于預(yù)期。因此，實(shí)際工程中主要使用等強(qiáng)或超強(qiáng)匹配。焊縫不僅要具有較高的強(qiáng)度，同時(shí)也要具有良好的韌性，才能提高其抗斷能力，避免由于韌性不足而失效。因此，同時(shí)保證焊材的強(qiáng)度和韌性是高強(qiáng)管線鋼安全使用的關(guān)鍵。另外，關(guān)于強(qiáng)度匹配對(duì)焊接接頭性能的影響，首先，強(qiáng)度匹配的概念，比如需要明確是抗拉強(qiáng)度之比還是屈服強(qiáng)度之比；其次，關(guān)于不同強(qiáng)度匹配接頭的韌性斷裂機(jī)理有待進(jìn)一步探究。

3 焊接接頭韌性的評(píng)價(jià)方法

常用的焊接接頭韌性評(píng)價(jià)方法有夏比沖擊實(shí)驗(yàn)、落錘撕裂實(shí)驗(yàn)（Drop-Weight Tear Test，DWTT）和裂紋尖端張開位移（Crack Tip Opening Displacement，CTOD）實(shí)驗(yàn)。目前，焊接工藝評(píng)定中常用夏比沖擊實(shí)驗(yàn)和落錘撕裂實(shí)驗(yàn)，海工、壓力容器等安全性要求高的結(jié)構(gòu)需要做CTOD實(shí)驗(yàn)。

3.1 夏比沖擊實(shí)驗(yàn)

夏比沖擊實(shí)驗(yàn)是最早用來檢測(cè)材料韌性好壞的方法。測(cè)試位置一般包括焊縫中心、熔合線、熔合線+1 mm、熔合線+2 mm、熔合線+5 mm。常用一次擺錘試驗(yàn)機(jī)或示波沖擊試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行測(cè)試，通過記錄沖擊吸收功和計(jì)算剪切面積，評(píng)價(jià)焊接接頭的沖擊韌性［39-42］。示波沖擊試驗(yàn)機(jī)能夠把總沖擊吸收功分為裂紋起裂功和裂紋擴(kuò)展功兩部分。

夏比沖擊實(shí)驗(yàn)操作簡單、方便，經(jīng)過多年的發(fā)展，試驗(yàn)成熟，并有大量的數(shù)據(jù)積累。但也存在諸多不足：（1）標(biāo)準(zhǔn)試樣尺寸10 mm×10 mm×55 mm。當(dāng)焊接接頭厚度大于10 mm時(shí)，因?yàn)楹穸确较虿煌恢玫男阅苁遣煌模捎貌糠趾穸仍嚇拥臎_擊值來表征整個(gè)焊接接頭的韌性，不免以偏概全；（2）實(shí)驗(yàn)是用來衡量焊接接頭的抗沖擊能力，不能全面衡量整個(gè)焊接接頭的韌性；（3）實(shí)驗(yàn)把缺口尖端的“開裂”和“擴(kuò)展”混合，很難分清，難以解釋焊接接頭的失效機(jī)制［43］；（4）實(shí)驗(yàn)是在極快的速度下一次沖擊完成，加載速度與管道實(shí)際工作所受應(yīng)力的加載方式相差甚遠(yuǎn)；（5）山區(qū)條件下由于重力影響焊接接頭兩側(cè)殘余應(yīng)力大小不同（見圖2），導(dǎo)致熱影響區(qū)兩側(cè)不對(duì)稱，熱影響區(qū)韌性測(cè)定并沒有區(qū)分上下坡口。

圖2 山區(qū)管道焊接接頭殘余應(yīng)力分布Fig.2 Residual stress distribution of welded joints in mountainous pipelines

3.2 DWTT實(shí)驗(yàn)

DWTT 通過對(duì)全厚度試樣一次快速?zèng)_斷所獲得的斷口特征和能量特征來評(píng)價(jià)材料的冶金質(zhì)量和抗斷裂能力。其優(yōu)點(diǎn)在于：（1）采用全厚度試樣，可消除由于尺寸效應(yīng)引起的誤差；（2）實(shí)驗(yàn)過程接近焊接接頭的實(shí)際應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)；（3）斷裂面可以真實(shí)地反映管道在實(shí)際服役條件下，當(dāng)所受應(yīng)力大于塑性變形吸收能量時(shí)裂紋擴(kuò)展路徑。

落錘撕裂斷口的評(píng)定是測(cè)量斷口凈截面上剪切面積的百分?jǐn)?shù)，如圖3所示。但是，韌脆斷口面積比只能用于表征材料韌性的相對(duì)大小，無法用于實(shí)際結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)的計(jì)算。因此，落錘撕裂試驗(yàn)不能對(duì)焊接接頭進(jìn)行定量的韌性設(shè)計(jì)與校準(zhǔn)。同樣，實(shí)驗(yàn)沒有區(qū)分平原和山區(qū)條件，山區(qū)條件下熱影響區(qū)落錘撕裂實(shí)驗(yàn)未區(qū)分上下坡口。

圖3 評(píng)定落錘撕裂斷口的凈截面Fig.3 The net cross-sectional area when evaluating the drop hammer tear fracture

3.3 CTOD實(shí)驗(yàn)

Wells［44-45］最早提出裂紋尖端張開位移這一概念，認(rèn)為理想彈塑性材料的裂紋尖端經(jīng)歷塑性變形達(dá)到全面屈服后，裂紋尖端前方韌帶部位的應(yīng)力值不會(huì)再繼續(xù)擴(kuò)大，不能再用應(yīng)力或直接與應(yīng)力有關(guān)的量來描述裂紋的斷裂行為。因而，Wells提出當(dāng)裂紋尖端附近的塑性應(yīng)變超過某一臨界值時(shí)，裂紋開始擴(kuò)展的觀點(diǎn)。這個(gè)塑性應(yīng)變臨界值就是CTOD，可用來描述裂紋的擴(kuò)展條件。CTOD值本質(zhì)上是指裂紋尖端受力后兩表面張開的距離，如圖4 所示，Δa0為裂紋尖端擴(kuò)展量。CTOD值即斷裂韌性指標(biāo)，表征材料抵抗裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展的能力，數(shù)值越大，說明材料裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展的抗力越大，即材料的斷裂韌性越好。

圖4 裂紋尖端張開位移示意Fig.4 Schematic diagram of crack tip opening displacement

厚鋼管焊接接頭韌性評(píng)定技術(shù)以彈塑性斷裂力學(xué)理論為基礎(chǔ)，四十余年來，Wells 建立的CTOD理論已得到較為充分的研究并被廣泛應(yīng)用。苗張木［46］用實(shí)驗(yàn)證明了焊縫和熱影響區(qū)的拉伸曲線可看作是理想彈塑性的，符合Wells 提出的CTOD 理論的條件。CTOD 實(shí)驗(yàn)采用的全厚度試樣，可以根據(jù)要求，將缺口開焊縫、熱影響區(qū)等位置，測(cè)定指定位置的CTOD值。CTOD實(shí)驗(yàn)既能消除尺寸效應(yīng)的影響，又能較好地模擬實(shí)際構(gòu)件的服役條件。通過控制試驗(yàn)加載速度以及試驗(yàn)溫度，真實(shí)模擬材料的實(shí)際服役受力情況。CTOD值可真實(shí)反映材料斷裂韌性好壞，且用于定量的斷裂韌性設(shè)計(jì)及校準(zhǔn)。總之，全壁厚的CTOD 實(shí)驗(yàn)往往能更好地反映實(shí)際焊接結(jié)構(gòu)的韌性好壞［47-49］。

CTOD實(shí)驗(yàn)包括加工試樣、疲勞預(yù)制裂紋、主體試驗(yàn)和數(shù)據(jù)處理等步驟。CTOD 試樣分為三點(diǎn)彎曲、緊湊拉伸試樣（包括直通型缺口和臺(tái)階型缺口兩種）兩類。試樣寬度（W）與厚度（B）之比要求1.0≤W/B≤4.0，推薦W/B=2。W=B時(shí)缺口為NQ方向，W=2B是為NP 方向，如圖5 所示。需要注意的是缺口方向?qū)TOD值有影響。

圖5 CTOD取樣方向Fig.5 CTOD sampling direction

疲勞預(yù)制裂紋的關(guān)鍵是裂紋既要滿足尺寸要求又要保證平直度。疲勞裂紋平直度需做完CTOD實(shí)驗(yàn)主體實(shí)驗(yàn)，將試樣壓斷測(cè)量計(jì)算后才可獲得，一旦不合格，試樣和實(shí)驗(yàn)結(jié)果直接作廢，費(fèi)時(shí)費(fèi)力。由于焊縫存在較大殘余應(yīng)力，在焊縫試樣（缺口開在焊縫中心）近表面區(qū)域疲勞預(yù)制裂紋擴(kuò)展比較快，而在靠近試樣中心部位，疲勞預(yù)制裂紋擴(kuò)展很慢，有時(shí)甚至不擴(kuò)展。這會(huì)造成試樣疲勞裂紋前沿平直度太低。為了能預(yù)制出合格的疲勞裂紋，國內(nèi)外開展了許多研究。Reemsnyder［50］總結(jié)了三種方法來改善試樣疲勞預(yù)制裂紋前沿的平直度，局部壓縮法、復(fù)合應(yīng)力循環(huán)特性法和反向彎曲法。局部壓縮法和反向彎曲法使接頭發(fā)生了變形，導(dǎo)致接頭的殘余應(yīng)力分布發(fā)生變化，因而，所得實(shí)驗(yàn)結(jié)果不能代表原始焊接接頭的韌性。用復(fù)合應(yīng)力循環(huán)特性法來提高疲勞預(yù)制裂紋平直度的效果不明顯。Wells［44］采用“高K比法”，選擇較高的應(yīng)力強(qiáng)度因子K值比f，預(yù)制的疲勞裂紋合格。這種方法不需要對(duì)試樣進(jìn)行預(yù)處理，因此，此方法不僅簡化了實(shí)驗(yàn)程序、提高了效率、降低了成本，而且實(shí)驗(yàn)結(jié)果客觀、準(zhǔn)確。預(yù)制疲勞裂紋時(shí)，試樣W=B、缺口方向?yàn)镹Q，可大大提高預(yù)制疲勞裂紋的合格率。

預(yù)制完疲勞裂紋可按照標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行主體加載實(shí)驗(yàn)和后續(xù)的裂紋長度的測(cè)量。主體加載實(shí)驗(yàn) 需要注意的是實(shí)驗(yàn)溫度控制和試樣的對(duì)中問題，尤其是超低溫條件下。比如，三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)時(shí)，可以加一個(gè)紅外水平儀進(jìn)行對(duì)中；為保證-196 ℃實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)確性，整個(gè)實(shí)驗(yàn)過程試樣都處于裝有液氮的低溫槽中，且改變加載方向，使壓力軸向上運(yùn)動(dòng)，使引伸計(jì)處于液氮上面。

隨管線鋼向高強(qiáng)、高壓及厚壁化方向發(fā)展，對(duì)焊接接頭韌性的要求不斷提高，以保證管道安全運(yùn)行。CTOD實(shí)驗(yàn)成為評(píng)價(jià)斷裂韌性不可或缺的一部分。然而，現(xiàn)有的焊接工藝評(píng)定時(shí)沒有區(qū)分平原和山區(qū)條件。平原地區(qū)施工時(shí)，焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)組織和晶粒大小相同。但山區(qū)條件下，由于坡度的影響，焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)不對(duì)稱，熱影響區(qū)CTOD 實(shí)驗(yàn)應(yīng)區(qū)分上下坡口。

4 結(jié)論與展望

（1）管線鋼焊接方法主要有焊條電弧焊、半自動(dòng)焊和全自動(dòng)焊。隨管線鋼朝高強(qiáng)、高壓及厚壁化方向發(fā)展，以及對(duì)焊接質(zhì)量要求的不斷提高，全自動(dòng)焊用于管道焊接成為管道事業(yè)發(fā)展的必然趨勢(shì)。

（2）焊接接頭韌性的影響因素主要有鋼材的化學(xué)成分及含量、N、H、O 元素及其他微量元素含量、焊接接頭中組織、殘余應(yīng)力、晶體學(xué)特征和強(qiáng)度匹配。強(qiáng)度匹配的概念需要進(jìn)一步明確，不同強(qiáng)度匹配焊接接頭的斷裂機(jī)理需要進(jìn)一步探究，強(qiáng)度匹配在工程應(yīng)用中的適用性需要進(jìn)一步明確。

（3）CTOD試驗(yàn)采用全厚度試樣，可消除尺寸效應(yīng)的影響。通過控制試驗(yàn)的加載速度及試驗(yàn)溫度，可真實(shí)模擬焊接接頭在服役過程中的受力情況，試驗(yàn)結(jié)果可真實(shí)反映接頭的韌性大小，可用于定量的韌性設(shè)計(jì)及校準(zhǔn)。預(yù)制疲勞裂紋時(shí)，試樣W=B、缺口方向?yàn)镹Q，可大大增加預(yù)制疲勞裂紋的合格率。

（4）焊接工藝評(píng)定中常采用夏比沖擊實(shí)驗(yàn)和落錘撕裂實(shí)驗(yàn)來評(píng)價(jià)焊接接頭的韌性。但是，夏比沖擊實(shí)驗(yàn)衡量壁厚大于10 mm 的焊接接頭的韌性不合理，落錘撕裂實(shí)驗(yàn)只能定性表征韌性大小，且這兩者均不能反映實(shí)際工況。

（5）平原地區(qū)施工時(shí)，焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)對(duì)稱，但在山區(qū)條件下，由于坡度的影響，焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)不對(duì)稱。建議在山區(qū)條件下焊接工藝評(píng)定時(shí)熱影響區(qū)的沖擊、落錘撕裂和CTOD 實(shí)驗(yàn)應(yīng)區(qū)分上下坡口。