焊接方法對X90 管道環焊接頭斷裂韌性的影響

任偉，帥健

(中國石油大學,北京,102249)

0 序言

隨著國內能源需求的不斷增加，國內油氣長輸管道朝著高壓、薄壁、大口徑的方向發展[1-3].而隨著管道鋼級的提升，管道強度得到提升，因此管道壁厚可以相應減小，從而節省材料成本，且可以承受更高的壓力，從而使得油氣輸送效率大大提升.因此，更高鋼級管道材料的研發成為熱點問題.早在2012 年，國家就已經開始大力推進新一代大輸量天然氣管道的研發[4-5]，而X90 管道逐漸成為研究重點.目前，關于X90 管道的研究主要包括力學性能[6-10]、焊接方法[11-13]和斷裂控制[14-18]等方面.但是X90 管道還處在試驗室測試階段，并未正式投入使用.對于長輸油氣管道來說，管道建設實際上是一項涉及長距離焊接方法的龐大工程.由于長輸油氣管道的焊接工作通常在室外進行，環境較為復雜，這對油氣管道的焊接質量提出了更高的要求.尤其是環焊縫為油氣管道的薄弱部分.因此，焊接質量是保證管道安全、高效運行的關鍵.在油氣管道建設中，焊接方法對油氣管道的焊接質量有著重要的影響.因此有必要研究焊接方法對X90 管道環焊接頭斷裂韌性的影響，明確X90 管道環焊接頭的斷裂性能.為X90 管道在實際工程中的正式使用提供理論指導，同時也為X90 管道焊接評定提供技術支持.

為準確獲取X90 管道環焊接頭斷裂韌性，擬采用低約 束單邊 缺口拉 伸試件(single edge notch tension，SENT) 進行斷裂韌性試驗.由于當前國際通用的斷裂韌性測試標準是推薦單邊缺口彎曲試件(single edge notch bending，SENB)或緊湊拉伸試件(compact tension，CT) 試件[19-26]，此類試件具有較高約束.然而管道環焊接頭裂紋通常具有較低的約束.將高約束試樣測得的斷裂韌性用于管道環焊接頭的斷裂評估，會低估其抗斷裂的能力，致使評價偏于保守，對管道的安全運行產生了重要的影響.采用低約束SENT 是較為合適的，該試件具有約束與管道相近的特點，所得試驗結果能夠較好地應用到實際管道，并且測試方法經濟便捷[27].

以X90 管道環焊接頭為研究對象，分別從手工焊、自保護藥芯半自動焊和氣保護藥芯半自動焊焊接的X90 管道環焊接頭中提取待測試件，采用改進的規則化法對X90 環焊接頭的SENT 試件進行斷裂韌性測試.研究焊接方法對X90 管道環焊接頭斷裂韌性的影響，揭示X90 管道環焊接頭在不同焊接方法下的斷裂韌性規律.為后續油氣管道建設的焊接施工管理提供經驗.

1 試驗方法

1.1 焊接方法

目前，中國和其他國家在長輸油氣管道項目建設中常使用的焊接方法主要包括手工焊接和半自動焊接.手工焊接通常使用焊條電弧焊(shielded metal arc welding，SMAW).在SMAW 中，電弧產生熱量，從而使電極熔化.熔化的電極填充在管道之間以連接管道.SMAW 焊接管道的主要優點是在焊接過程中不需要焊劑或保護氣體[28-30].它的另一大優點是設備簡單且便攜性強.此外，對風和氣流不太敏感，非常適合戶外使用.但是，較低的焊接速度意味著這種方法的生產率較低，且需要一定時間培訓焊工.自保護藥芯半自動焊(self-shielded fluxcored arc welding，FCAW-S)不使用外部保護氣體，而是依靠藥芯焊條本身提供的保護.該電極提供氣體保護，還會形成覆蓋焊縫熔融金屬的熔渣，對熔融金屬進行保護.填充焊絲的藥芯包含形成助熔劑的熔渣和產生保護氣體的材料.藥芯中的熔劑成分具有多種功能，如：①對熔融金屬進行脫氧和脫氮.②形成保護渣，它可使焊珠成形，也能使熔融金屬偏離位置.③向焊縫金屬中添加合金元素以產生所需的力學性能.④影響焊接特性(如：深熔特性和高熔敷率).

FCAW-S 相比SMAW 提高了生產效率，具有更高的熔敷率.在戶外焊接中非常受歡迎，即使在大風條件下，該焊接方法也可以在室外輕松使用，無需外部保護氣體[31-32].(氣體很容易被風吹走，還容易產生氣孔).

在操作上，大多數自保護藥芯都采用直流極性.具有熔滴過渡的問題，范圍從細小的液滴到大的金屬液滴.大多數焊接方法比 FCAW-G 電極具有更粗糙的電弧和更多的飛濺.

氣保護藥芯半自動焊 (gas-shielded flux-cored arc welding，FCAW-G)同時使用熔渣系統和外部保護氣體來保護電弧免受大氣影響.保護氣體可保護焊池免受氧化，通常由高壓氣瓶從外部提供.焊縫金屬還受到焊劑熔化形成熔渣的保護.因此，該方法也被稱為“雙保護”焊接，主要是為結構鋼的焊接而開發的.這種雙保護方法是焊接較厚材料或錯位焊接的首選方法.最常用的保護氣體是二氧化碳或氬氣和二氧化碳的混合物.最常用的混合配比是75% 的氬氣和 25% 的二氧化碳.與自保護焊絲一樣，藥芯中的熔劑成分會產生熔渣，向焊縫金屬中添加所需的合金元素并影響焊接特性.然而，它們不提供任何防止大氣影響的保護，FCAW-G 方法完全依賴電弧周圍的外部保護氣體來做到這一點.

與手工焊相比，此方法在相同設置下使用時，可形成力學性能更均勻且缺陷更少的焊縫.連續送進的管狀電極比實心焊絲或棒狀電極具有更高的生產效率.然而，氣體保護方法可能不適合在有風的條件下使用，因為風對氣體保護的干擾會導致焊縫金屬性能降低.

大多數類型的焊絲都有一個小的熔滴電弧過渡，帶有平滑的噴射電弧.但是飛濺范圍較大，熔深控制較難.它們通常是室內焊接的首選，因為它們具有更平滑的電弧特性，但需要額外的預防措施以防止風吹走保護氣體，產生焊縫氣孔.

1.2 環焊接頭SENT 試件改進的規則化法

采用低約束SENT 進行斷裂韌性測試.對于低約束SENT 試件的斷裂韌性測試方法主要分為多試件法和單試件法.由于通過多試件法獲取一條阻力曲線需要對多個試件進行測試，在測試時間和取樣方面耗損較多，故不再討論.單試件法根據原理不同主要分為卸載柔度法和規則化法.卸載柔度法不適用在高負荷率、極端溫度和腐蝕性環境等情況，需要開發一種替代方法能夠在上述環境中進行測試.通常采用的卸載柔度法中測試柔度受卸載、加載影響，且在裂紋擴展初始階段存在裂紋負增長現象，試驗昂貴且耗時.傳統的規則化法在ASTM E1820(斷裂韌性測量的標準試驗方法) 中有所介紹，但針對的是高約束SENB 試件和CT 試件[21,33-35]，因此對傳統的規則化法進行修改[36-38]，以滿足SENT 試件斷裂韌性測試的準確性要求，提出基于SENT 試件的改進的規則化法測試管道環焊接頭的斷裂韌性.使其可以在高負荷率、極端溫度和腐蝕性環境等情況下適用，可以作為卸載柔度法的一種替代方法，其核心優點是在試驗中無需重復卸載再加載過程，即可評估裂紋擴展長度.并且在測試過程中試件一次完成加載，測試裂紋長度更加方便和準確，可以準確獲取管道環焊縫的斷裂韌性，使管道環焊縫的安全評價更加準確，從而保障管道的安全運行.對于與高約束SENB 試件和CT 試件基本相同的測試流程就不在此贅述，環焊接頭的SENT 試件改進的規則化法的主要測試流程如下.

(1)裂紋尺寸計算.對載荷?位移(裂紋嘴張開位移,crack mouth opening displacement，CMOD)曲線上的每個荷載點Pi進行規則化處理.

式中:PNi是第i個載荷點處的標準化荷載；W是試件寬度；B是試件開側槽前的厚度；ηpl是J積分塑性因子；abi是修正裂紋長度，計算為

式中:a0是初始裂紋長度；σY為有效屈服強度或屈服強度；Ji是第i個加載步驟的J積分.

對于每個相應的CMOD 規則化，得出規則化塑性CMOD(),即

式中：Ci為彈性柔度；Vpli是塑性CMOD；Vi是總CMOD；Be為試件有效厚度；BN為試件凈厚度；ai為第i個載荷點對應的裂紋長度；E為材料的彈性模量.

曲線最后一點進行規則化處理后作切線，如圖1 所示.排除Vpli/W<0.001 的數據和切點之后的數據，進行擬合.

圖1 環焊接頭SENT 試件規則化數據處理Fig.1 Regular data processing of SENT specimens for ring welding joints

式中：a，b，c，d為擬合系數，通過擬合確定系數后，即可反算求解出實時裂紋長度，擬合數據如圖2所示.

圖2 環焊接頭SENT 試件規則化方法擬合數據Fig.2 Data were fitted by SENT regularization method

(2)J積分的計算.在平面應變條件下的J積分計算公式為

式中：v為材料的泊松比；Ki為應力強度因子計算公式為

式中：G為SENT 試件的應力強度因子系數.塑性J積分Jpl如下：

式中：ηCMOD(i)是基于CMOD 的第i個載荷點對應的塑性因 子；γLLD(i)是基于 加載線位移(load line displacement，LLD) 的第i個載荷點對應的裂紋擴展因子；b(i)是第i個載荷點對應的剩余韌帶長度；ηLLD(i)是基于LLD 的第i個載荷點對應的塑性因子；是基于LLD 的第i個載荷點對應的校正的塑性因子；Apl(i)是第i點的塑性面積.

第i點的塑性面積Apl(i)計算公式為

式中：Vpl(i)為(Vi?PiCi).

(3)得到J積分阻力曲線.圖3 為通過繪制Ji與Δai(裂紋擴展強度)的關系獲得的J積分阻力曲線.

圖3 環焊接頭SENT 試件J 積分阻力曲線Fig.3 J-integral resistance curve of the ring welded head SENT specimen

在圖3 中確定的J積分阻力曲線應符合以下冪函數公式，以確定αJ和ηJ.

式中：αJ和ηJ都是基于J積分阻力曲線的冪函數系數.

(4)得到裂紋尖端張開位移阻力曲線

將得到的J積分通過公式轉化為裂紋尖端張開位移(crack tip opening displacement，CTOD)L，即可得到CTOD 阻力曲線.圖4 為通過繪制δi與Δai的關系獲得的CTOD 阻力曲線.

圖4 環焊接頭SENT 試件CTOD 阻力曲線Fig.4 CTOD resistance curve of the ring welded head SENT specimen

式中：δi是第i個加載步驟的CTOD；m為JCTOD 轉換因子；Ji是第i個加載步驟的J積分.

在圖4 中確定的CTOD 阻力曲線應符合以下冪函數公式，以確定αδ和ηδ.

式中：αδ和ηδ都是基于CTOD 阻力曲線的冪函數系數.

2 X90 管道環焊接頭斷裂韌性測試

以X90 管道環焊接頭為研究對象，分別從手工焊、自保護藥芯半自動焊和氣保護藥芯半自動焊焊接的X90 管道環焊接頭中提取待測試件，采用改進的規則化法對X90 環焊接頭的SENT 試件進行斷裂韌性測試.

3 種焊接方法，焊條電弧焊、自保護藥芯焊絲半自動焊、氣保護藥芯焊絲半自動焊分別命名為W01，W02 和W03.

2.1 待測試件取樣

X90 管道鋼屈服強度為680 MPa，抗拉強度為760 MPa，斷后伸長率為25.1%.手工焊的焊縫填充材料為E10018-G 焊條，焊絲直徑為4.0 mm.自保護藥芯半自動焊的焊接材料為E101T1-GM 藥芯焊絲，焊絲直徑為1.2 mm.氣保護藥芯半自動焊選用的焊接材料與自保護藥芯半自動焊的材料一致，為E101T1-GM 藥芯焊絲，焊絲直徑為1.2 mm，保護氣體為75%Ar 與25%CO2的混合氣.焊接時，焊縫與母材等強匹配，表1 為母材和不同焊接方法的焊縫力學性能.表2 為母材和不同焊接方法的焊縫化學成分.表3 為不同焊接方法的焊接工藝參數.

表1 X90 管道鋼母材與焊縫的力學性能Table 1 Mechanical properties of base and weld material

表2 X90 管道鋼母材與焊縫化學成分(質量分數，%)Table 2 Chemical compositions of base and weld material

表3 X90 管道鋼焊接工藝參數Table 3 Welding process parameters of X90 pipeline

分別收集3 種焊接方法的X90 管道環焊接頭，并對其進行熱切割，獲取SENT 測試試件，如圖5所示.焊縫和熱影響區試件取材方向應平行于管道軸向且垂直于環焊接頭，其焊縫和熱影響區位置應處于試件的中心，如圖6 所示.焊縫金屬試件應在焊縫中心線處加工缺口.熱影響區試件的疲勞預裂紋或電 火花加 工(electrical discharge machining，EDM)缺口尖端位于熱影響區內焊接熔合線的0.5 mm 以內，如圖7 所示.

圖5 X90 環焊接頭取材實物圖Fig.5 X90 ring welding head material drawing

圖6 SENT 取材方向與位置示意圖Fig.6 SENT sampling direction and location diagram

圖7 X90 環焊接頭缺口加工位置Fig.7 X90 ring welding head notch machining position

試件厚寬比(B/W)為1，試件厚度B為14 mm，試件寬度W為14 mm，試件初始裂紋長度與試件寬度的比值(a0/W)為0.2,0.3，裂紋則在試件中心處，具體幾何尺寸如圖8 所示.SENT 試件側槽角度為90°，兩個側邊各加工一個側槽，每個側槽深度為為試件厚度的5%，總側槽深度為試件厚度的10%.加工試件實物如圖9 所示，具體的試件信息如表4 所示.

表4 不同焊接方法的裂紋長度Table 4 Crack length of different welding methods

圖8 SENT 試件幾何尺寸(mm)Fig.8 Geometric dimension of SENT specimen

圖9 SENT 試件加工實物圖Fig.9 Photos of SENT specimen

2.2 測試裝置與流程

測試儀器采用MTS 810-25 型液壓伺服試驗機，在位移控制下加載試件，同時監測施加的載荷和裂紋張開位移(crack opening displacement，COD)規的位移，如圖10 所示.試驗在試件達到一定程度的裂紋擴展后停止.雙COD 規法可用于直接測量CMOD 和CTOD.試件在位移控制中速率加載為1.2 mm/min.

圖10 SENT 加載裝置和雙COD規Fig.10 Loading device and the setup of double COD gauge

2.3 裂紋長度測量

試驗完成后，將試件從試驗機取下，并在約300 ℃環境中熱著色30 min，以區分裂紋擴展長度.然后在液氮中冷卻，并分成兩部分，以露出斷裂面.檢查試樣的斷裂面，并進行測量，最終確定初始裂紋長度(a0) 和最終裂紋長度(af).X90 環焊接頭SENT試樣斷裂面如圖11 所示，斷面主要分為線切割區、預制疲勞裂紋區、裂紋擴展區和脆斷區.在試件加工之初，利用線切割在焊縫中心處加工裂紋，因此形成線切割區.為了保證裂紋的銳度，需要在正式測試之前進行疲勞裂紋預制，形成較為光滑平整的區域，即為預制疲勞裂紋區.開始測試之后，隨著載荷的不斷增加，裂紋開始進行擴展，因此形成了裂紋擴展區.在液氮冷卻之后，材料呈現脆性狀態，將其打斷之后，裂紋擴展區之后即呈現脆斷區，脆斷區斷面平齊而光亮，呈結晶狀，有金屬光澤，且沒有明顯的塑性變形.

圖11 X90 環焊接頭SENT 試件斷裂面Fig.11 X90 ring welding head SENT the fracture surface of the specimen

3 試驗結果與分析

測試手工焊、自保護藥芯半自動焊和氣保護藥芯半自動焊焊接的X90 管道環焊接頭的斷裂韌性，對X90 管道環焊接頭的焊縫區和熱影響區的斷裂韌性結果進行比較分析.

3.1 焊縫區斷裂韌性

采用改進的規則化法，針對基于SENT 試件的X90 管道環焊接頭焊縫區，測試其斷裂韌性，得到X90 管道環焊接頭焊縫區的裂紋擴展阻力曲線，對比分析不同焊接方法得到的測試結果，如圖12 所示.由圖可知，相同焊接方法下，淺裂紋試件W02-W-22 所得阻力曲線比深裂紋試件W02-W-31 所得阻力曲線低.比較裂紋長度類似的不同焊接方法試件的阻力曲線，淺裂紋試件W01-W-21 所得阻力曲線與W02-W-22 所得阻力曲線較為接近.由于焊縫區試件受焊接過程、焊接接頭幾何形狀和熱影響區等影響，較深裂紋試件的斷裂韌性比較淺裂紋試件的斷裂韌性好的情況是合理的.

圖12 不同焊接方法的焊縫區的裂紋擴展阻力曲線Fig.12 Crack propagation resistance curves of weld zone with different welding methods

表5 為阻力曲線的具體αδ和ηδ值.由表可知，由阻力曲線最高的試件W02-W-31 到試件W01-W-21，其αδ值由0.954 減小為0.876，ηδ值由0.539減小為0.418.

表5 焊縫區阻力曲線的αδ和ηδ值Table 5 Weld zone and the value of the resistance curve

3.2 熱影響區斷裂韌性

圖13 為對比分析不同焊接方法的X90 管道環焊接頭熱影響區的裂紋擴展阻力曲線.由圖13 可知，不同焊接方法的X90 管道環焊接頭熱影響區的裂紋擴展阻力曲線中，W01-H-31 的曲線最高，W02-H-22 的曲線最低.相同焊接方法下不同裂紋深度試件的阻力曲線比較，在焊接方法W02 的情況下，淺裂紋試件W02-H-22 所得阻力曲線比深裂紋試件W02-H-31 和W02-H-32 所得阻力曲線低；在焊接方法W03 的情況下，淺裂紋試件W03-H-21 所得阻力曲線比深裂紋試件W03-H-31 所得阻力曲線高.熱影響區在焊接熱循環作用下組織結構復雜且不均勻，造成熱影響區的局部力學性能也很不均勻.因此，針對相同焊接方法下的熱影響區試件，即使測試條件相同，測試結果有可能存在較大差異.

圖13 不同焊接方法熱影響區的裂紋擴展阻力曲線Fig.13 Resistance curve of crack growth in HAZ of different welding methods

表6 為測試結果擬合得到的熱影響區阻力曲線，并給出具體的參數值.由表6 可以看出，不同焊接方法的X90 管道環焊接頭熱影響區的裂紋擴展阻力曲線中，由阻力曲線最高的試件W01-H-31 到試 件W02-H-22，其αδ值 由1.522 減小為0.833，ηδ值由0.752 減小為0.473.相同焊接方法下不同裂紋深度試件的阻力曲線中，在焊接方法W02 的情況下，由淺裂紋試件W02-H-22 到深裂紋試件W02-H-31 和W02-H-32，其αδ值由0.833 增加為1.482，ηδ值由0.473 增加為0.544；在焊接方法W03 的情況下，由淺裂紋試件W03-H-21 到深裂紋試件W03-H-31，其αδ值由1.213 減小為0.946，ηδ值由0.548 減小為0.442.

表6 熱影響區阻力曲線的αδ和ηδ值Table 6 Weld zone and the value of the resistance curve

3.3 焊縫與熱影響區試件試驗結果對比分析

選取焊接方法為W02 的焊縫區和熱影響區的測試結果進行比較，圖14 為相同焊接方法下的X90 管道環焊接頭焊縫區與熱影響區的裂紋擴展阻力曲線對比結果.由圖可以看出，熱影響區的深裂紋試件具有最高的裂紋擴展阻力曲線，而熱影響區的淺裂紋試件具有最低的裂紋擴展阻力曲線.焊縫區的淺裂紋試件W02-W-22 與熱影響區的淺裂紋試件W02-H-22 的裂紋擴展阻力曲線非常相近，說明熱影響區的淺裂紋試件W02-H-22 的斷裂韌性受焊縫區的影響較大.

圖14 相同焊接方法下的焊縫區與熱影響區的裂紋擴展阻力曲線Fig.14 Crack growth resistance curves of weld zone and heat affected zone under the same welding method

綜合比較不同焊接方法的焊縫、熱影響區的測試結果，可以發現焊接方法W02 的斷裂韌性比焊接方法W01 和W03 斷裂韌性好，阻力曲線中擬合的αδ和ηδ值也隨著裂紋擴展阻力曲線的降低而降低.

通過比較試件的斷裂行為和斷面形貌，從而判斷是脆性斷裂還是韌性斷裂.斷裂發生時沒有明顯的塑性變形且不存在穩定裂紋擴展，斷面形貌呈平滑明亮結晶狀且伴隨有河流花樣、扇形花樣、舌狀斷口、魚骨狀花樣等，即脆性斷裂.而韌性斷裂在斷裂發生時有明顯的塑性變形并且裂紋呈穩定擴展狀態，斷面表現為凹凸不平暗灰色且無光澤的纖維區.表7 為X90 環焊接頭焊縫、熱影響區斷裂韌性結果比較，從表中可以看出，對于焊縫、熱影響區的SENT 試件發生了脆斷現象.焊接方法W01 共6 個試件，其中焊縫區4 個試件，熱影響區2 個試件，共4 個試件發生脆斷，其中焊縫區3 個試件脆斷，脆斷概率為75 %，熱影響區1 個試件脆斷，脆斷概率為50 %.焊接方法W02 共8 個試件，焊縫區4 個試件，熱影響區4 個試件，共有3 個試件發生脆斷，其中焊縫區試件2 個脆斷，焊縫區脆斷概率為50%，熱影響區試件1 個脆斷，熱影響區脆斷概率為 25 %；焊接方法W03 共8 個試件，焊縫區4 個試件，熱影響區4 個試件，共6 個試件發生脆斷現象，其中焊縫區4 個試件發生脆斷，即焊縫區脆斷概率為100 %，熱影響區2 個試件脆斷，熱影響區脆斷概率為50 %.通過以上的比較分析可以看出，焊縫及熱影響區的SENT 試件都極易發生脆斷現象，且焊縫區脆斷概率要遠遠高于熱影響區脆斷概率，特別是焊接方法W03 焊縫區脆斷概率達到100 %.因此焊縫區試件具有相對較差的斷裂性能.

表7 焊縫與熱影響區斷裂情況及斷裂韌性結果Table 7 Fracture condition and fracture toughness results of weld and heat affected zone

比較3 種焊接方法的X90 環焊接頭焊縫、熱影響區斷裂韌性結果.焊接方法W02 的焊縫區的斷裂韌性最高，為0.740 mm，焊接方法W03 的焊縫區的斷裂韌性最低，為0.120 mm；焊接方法W02的熱影響區試件W02-H-31 的斷裂韌性最高，為1.380 mm，焊接方法W02 的熱影響區試件W02-H-22 的斷裂韌性最低，為0.606 mm.由此可以得出，焊接方法W03 的焊縫區斷裂韌性較差，在實際工程應用中作為參考方法需要優化.

4 結論

(1)分別從手工焊、自保護藥芯半自動焊和氣保護藥芯半自動焊焊接的X90 管道環焊接頭中提取測試試件，研究3 種試件的焊縫區與熱影響區的斷裂韌性規律.焊縫區試件在試驗中極易發生脆斷，具有相對較差的抗斷裂性能，并且受焊接方法影響較大，其中焊接方法W03 的焊縫區試件全部發生脆斷；熱影響區測試結果因為其形狀尺寸原因，極易受到焊縫和母材區斷裂韌性的影響，且也受到焊接方法的影響，比較3 種焊接方法熱影響區的斷裂韌性，焊接方法W03 的熱影響區抗斷裂能力最差.

(2)淺裂紋SENT 試件測試所得X90 焊縫區材料斷裂韌性最大值為0.74 mm，最小值為0.12 mm；熱影響區斷裂韌性最大值為1.38 mm，最小值為0.61 mm.考慮到焊接方法W03 較差的抗斷裂能力，僅研究焊接方法W01 和W02 情況時，焊縫區斷裂韌性最大值0.74 mm，最小值為0.36 mm；熱影響區斷裂韌性最大值為1.38 mm，最小值為0.61 mm.