闞成玲，張驍勇，史文海，徐學利

（1．西安石油大學材料科學與工程學院，陜西西安710065；2．中國石油集團東方地球物理勘探有限責任公司烏魯木齊基地管理處分公司，新疆烏魯木齊830016）

0 前言

隨著世界經(jīng)濟的飛速發(fā)展和能源需求的不斷增加，管道工業(yè)在世界范圍內(nèi)進入了一個高速發(fā)展時期。提高長距離管道輸送能力的經(jīng)濟性要求和應對惡劣環(huán)境的安全性要求已成為當代管道工程面臨的兩大主題[1]。高鋼級管線鋼以其較低的建設成本和較高的使用性能陸續(xù)投入使用，目前世界在役管道的最高鋼級已達X80鋼級，X100也已經(jīng)進行了試驗段研究，有望大規(guī)模應用[2-3]。

管道焊接是決定油氣管線是否安全運營的關鍵因素。目前管道焊接多采用埋弧焊，其焊接接頭多存在較寬的熱影響區(qū)以及未檢測出的氣孔、夾渣等焊接缺陷，成為服役過程中的嚴重安全隱患。摩擦焊接作為一種典型的固相焊接，具有焊接熱影響區(qū)窄、焊接質(zhì)量好、焊接效率高等顯著優(yōu)點。其焊接質(zhì)量主要受轉速、摩擦壓力、頂鍛壓力以及軸向縮短量的影響，不同參數(shù)對性能的影響規(guī)律不同[4-6]。正交試驗是研究多因素多水平的一種高效率、快速、經(jīng)濟的試驗設計方法，具有均勻分散、整齊可比的特點[7-8]。為此，本文采用正交試驗法研究連續(xù)驅(qū)動摩擦焊主要工藝參數(shù)對X100高鋼級管線鋼焊接接頭力學性能的影響，從而為后續(xù)X100高鋼級管線鋼固相摩擦焊工藝的優(yōu)化提供參考[9]。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試驗選用國內(nèi)某鋼廠的X100直縫埋弧焊管，從鋼管上避開原始焊接區(qū)域截取φ15 mm棒材進行焊接。X100管線鋼的化學成分如表1所示，常規(guī)力學性能如表2所示[10]。

表1 X100管線鋼化學成分Table 1 Chemical composition of X100 pipeline steel %

表2 X100管線鋼常規(guī)力學性能Table 2 Mechanical properties of X100 pipeline steel

1.2 正交試驗設計

正交試驗法是開展全試驗組數(shù)較多時有效降低試驗次數(shù)的一種設計方法，具體是根據(jù)正交性從全試驗中選出具有代表性的點進行試驗[11]。根據(jù)摩擦焊工藝特點，選取轉速、摩擦壓力、頂鍛壓力、軸向縮短量4個參數(shù)作為正交試驗考核因素，根據(jù)相關文獻資料[12-13]，選定每個因素設置三個水平，確定出正交因素水平表如表3所示。采用不考慮交互作用的四因素三水平正交表進行試驗設計，正交試驗表 L9（34）如表 4 所示。

表3 正交試驗因素水平表Table 3 Factors and levels of orthogonal design

表4 L9（34）正交試驗表Table 4 Design matrix L9（34）of orthogonal experiment design

1.3 摩擦焊試驗及測試方法

采用漢中雙戟公司生產(chǎn)的C320型連續(xù)驅(qū)動摩擦焊機進行摩擦焊接試驗。焊接完成后，測量、觀察其飛邊形貌。采用HVS-1000A型顯微硬度計測試接頭硬度，載荷300 gf，保荷時間15 s。每隔0.5 mm測試一個點，打點示意如圖1所示，取每個區(qū)域的平均值進行后續(xù)研究。在MTS370.10材料試驗機上進行靜態(tài)單軸拉伸試驗，以焊縫為中心、垂直于焊縫方向取樣，拉伸試樣按照板狀拉伸比例試樣進行設計，具體尺寸如圖2所示[14]。

2 試驗結果及分析

2.1 接頭形貌觀察

圖1 硬度取點示意Fig.1 Schematic diagram of hardness test points

圖2 拉伸試樣尺寸Fig.2 Dimensions of tensile specimen

焊接接頭飛邊形貌及尺寸分別如圖3、表5所示。結合圖3和表5發(fā)現(xiàn)，9組不同參數(shù)下的摩擦焊接頭處的宏觀形貌存在明顯差異。在轉速較低為600 r/min時，產(chǎn)生的飛邊不完整且形貌較差，旋轉端與夾持端飛邊尺寸存在明顯差異，出現(xiàn)不規(guī)則飛邊形態(tài)，這是由于低轉速高壓力下扭矩阻力過大，導致飛邊不規(guī)則擠出；當轉速較大（1 000～1 400 r/min）時，飛邊形態(tài)規(guī)則，外觀完整，但由于轉速較大，產(chǎn)生的溫度較高，焊接造成的縮短量也較大。此外，當縮短量參數(shù)設置過大時，所形成的飛邊尺寸過大。由此可見，飛邊形貌受轉速及縮短量參數(shù)的影響較大[15]。

圖3 焊接接頭形貌Fig.3 Welding joint morphology

表5 焊接接頭飛邊尺寸Table 5 Dimensions of welded joint flash

2.2 硬度試驗

2.2.1 試驗結果

檢測9組焊接接頭的焊縫、熱力影響區(qū)以及熱影響區(qū)硬度，結果如表6所示?？梢钥闯?，焊縫區(qū)域硬度值最高，其次是熱力影響區(qū)，這主要是晶粒受力的影響發(fā)生變形強化而造成的結果。對于熱影響區(qū)，由于晶粒長大且大小不均勻，導致其硬度較低[15]。

表6 正交試驗硬度數(shù)據(jù)Table 6 The hardness results of orthogonal test

2.2.2 極差分析[16-17]

硬度試驗正交分析計算結果如表7所示。比較極差R發(fā)現(xiàn)：對于焊縫區(qū)域硬度，三種水平下的摩擦壓力對應的極差最大，即不同水平的摩擦壓力對焊縫區(qū)域的硬度影響最大，其次是頂鍛壓力、轉速，縮短量；同理，不同工藝參數(shù)對熱力影響區(qū)的影響程度為：摩擦壓力＞頂鍛壓力＞縮短量＞轉速；不同工藝參數(shù)對熱力影響區(qū)的影響程度為：轉速＞摩擦壓力＞縮短量＞頂鍛壓力。

表7 硬度試驗正交分析結果Table 7 Orthogonal analysis results of hardness test

2.3 拉伸試驗

2.3.1 試驗結果

9組試樣的拉伸斷裂位置及其與焊縫中心的距離分別如圖4、表8所示。在拉伸過程中，材料發(fā)生明顯的塑性變形，其斷裂位置均在母材區(qū)域，說明在設定的焊接參數(shù)范圍內(nèi)，焊后接頭的拉伸性能均好于母材。

圖4 斷裂宏觀Fig.4 Fracture macroscopic

表8 斷裂處與焊縫中心距離Table 8 Distance between the fracture and the center of the weld

焊接接頭拉伸試驗結果如表9所示。

2.3.2 極差分析

根據(jù)表9中的試驗數(shù)據(jù)進行極差分析，結果如表10所示。通過比較極差R，可以得出不同工藝參數(shù)對焊接接頭屈服強度產(chǎn)生影響的顯著性為：摩擦壓力＞轉速＞頂鍛壓力＞縮短量；不同工藝參數(shù)對焊接接頭抗拉強度產(chǎn)生影響的顯著性為：縮短量＞轉速＞摩擦壓力＞頂鍛壓力；不同工藝參數(shù)對焊接接頭斷后伸長率產(chǎn)生影響的顯著性為：轉速＞縮短量＞摩擦壓力＞頂鍛壓力。

工藝參數(shù)水平對焊接接頭拉伸性能的影響如圖5所示。由圖可知，對于屈服強度，轉速、頂鍛壓力、縮短量三個參數(shù)從水平1至水平3，屈服強度先升高后降低，因此其取值在水平2左右較為理想；摩擦壓力從水平1至水平3，屈服強度先緩慢降低后急劇升高，因此可以進一步提高摩擦壓力來提高接頭屈服強度。對于抗拉拉強度，轉速和縮短量從水平1至水平3，抗拉強度先升高后降低，取值接近水平2時抗拉強度更為理想；頂鍛壓力從水平1至水平3，抗拉強度先降低后緩慢升高，故較低水平的頂鍛壓力可以獲得更好的抗拉強度；摩擦壓力從水平1至水平3，抗拉強度持續(xù)升高，取值范圍越大，抗拉強度越高，因此摩擦壓力可以進一步提高，但提高幅度不宜過大。對于斷后伸長率，轉速從水平1至水平3，斷后伸長率持續(xù)升高，取水平3時獲得的斷后伸長率最高；摩擦壓力從水平1至水平3，斷后伸長率的變化趨勢與轉速對應的變化趨勢完全相反，較低水平的摩擦壓力更利于斷后伸長率的提高；頂鍛壓力取值接近水平2時，接頭的斷后伸長率更為理想；縮短量從水平1至水平3，斷后伸長率先降低后升高，接近水平3時，斷后伸長率更高，因此可以考慮進一步提高縮短量，但提高幅度不宜過大[18]。

表9 焊接接頭拉伸試驗結果Table 9 Tensile test results of welded joints

表10 拉伸試驗正交分析結果Table 10 Orthogonal analysis results of tensile test

3 分析與討論

匯總各項性能指標下的極差R，并采用柱形圖形式展示，分別如表11和圖6所示?？梢钥闯?，對焊縫硬度、熱力影響區(qū)硬度以及屈服強度影響最大的是摩擦壓力，對熱影響區(qū)硬度、斷后伸長率影響最大的是轉速，對抗拉強度影響最大的是縮短量。因此，相對而言，對接頭各項性能指標影響最大的是摩擦壓力，其次是轉速，頂鍛壓力和縮短量的影響較小。

表11 工藝參數(shù)對各性能指標的影響程度Table 11 Influence of process parameters on various performance indicators

綜上所述，在保證試驗鋼焊接接頭滿足高強韌性條件下，以獲取最大硬度值和強度值為試驗指標衡量參數(shù)優(yōu)劣的標準而言，得到的最優(yōu)工藝參數(shù)為：轉速1 000 r/min、摩擦壓力170 MPa、頂鍛壓力255 MPa、縮短量 7 mm。

4 正交試驗結果驗證

為了驗證正交試驗結果的準確性，采用得到的最優(yōu)工藝參數(shù)對X100管線鋼進行摩擦焊接試驗。

圖5 工藝參數(shù)水平對焊接接頭拉伸性能的影響Fig.5 Effect of process parameter level on tensile properties of welded joints

4.1 拉伸性能檢測

拉伸性能檢測結果如表12所示。屈服強度平均值為817 MPa，抗拉強度平均值為839 MPa，斷后伸長率平均值為21.74%，均不同程度超過了優(yōu)化前的。

圖6 工藝參數(shù)對焊接接頭性能的影響Fig.6 Effect of process parameters on the performance of welded joints

4.2 顯微硬度檢測

為了進一步驗證正交計算結果的準確性，從9組正交試驗中選取拉伸強度較高的第6組、第9組分別與采用優(yōu)化工藝下的焊接接頭進行顯微硬度對比分析，如圖7所示?？梢钥闯?，與正交試驗的第6組焊接接頭硬度相比，優(yōu)化工藝后的焊接接頭硬度明顯呈焊縫軸心對稱，兩側母材之間的焊接區(qū)域硬度基本在210～235 HV，各區(qū)域內(nèi)硬度波動幅度較小，顯微硬度分布更為均勻；同理，與正交試驗第9組焊接接頭硬度分布相比，優(yōu)化工藝后的焊接接頭熱影響區(qū)更窄。由此可見，優(yōu)化工藝后的焊接接頭強度更高，試驗驗證與正交計算結果一致。

5 結論

（1）在選取的焊接工藝參數(shù)范圍內(nèi)，焊接接頭基本符合性能要求，通過極差分析得出對焊接接頭各項性能指標影響最大的是摩擦壓力，其次是轉速，頂鍛壓力和縮短量的影響較小。

（2）通過正交試驗和極差計算，以焊接接頭各個區(qū)域的顯微硬度和拉伸強度作為本次正交試驗的考核指標時，得到的最優(yōu)摩擦焊焊接工藝參數(shù)為：轉速 1 000 r·min-1、摩擦壓力 170 MPa、頂鍛壓力255 MPa、縮短量7 mm。

（3）拉伸性能和顯微硬度測試結果表明，優(yōu)化后的工藝參數(shù)可以改善焊接接頭組織硬度的均勻性，減小熱影響區(qū)尺寸，進而提高焊接接頭的綜合性能。

表12 焊接接頭拉伸試驗結果Table 12 Tensile test results of welded joints

圖7 優(yōu)化工藝前后接頭顯微硬度對比Fig.7 Comparison of microhardness of welded joints before and after process optimization