盧衛(wèi)卓 崔智超 梁劍 黃益民 王甫

摘要：油氣輸送用埋弧焊管的焊縫由內(nèi)焊道焊縫及外焊道焊縫分兩次焊接組成，在這種焊接方式及焊接工況條件下批量生產(chǎn)的焊管，內(nèi)外焊道的焊偏（APl STD 5T1-2017內(nèi)焊道和外焊道與焊接側邊接合界中心點在徑向偏離）無法完全避免;文中通過在正常鋼管生產(chǎn)的同等工況條件下人為制造預設焊偏量的焊接試板，按照API 5L 46版標準，對試板進行焊縫拉伸、焊縫沖擊、焊縫導向彎曲等試驗，分析埋弧焊管-縫焊偏對焊縫宏觀力學性能的影響。結果表明，在確保內(nèi)外焊道充分焊透（熔合）的前提下，焊偏量在1.7～4.8 mm范圍內(nèi)，焊縫的宏觀力學性能可以完全滿足標準要求。

關鍵詞：油氣輸送鋼管; 焊偏; 埋弧焊; 試驗; 宏觀力學性能

中圖分類號：TG 445

Abstract：The weld of submerged arc welded pipe for oil and gas transportation consisted of inner weld and outer weld. It was composed of two welding steps. Under this welding mode and welding conditions， the welded pipe was produced in batch. The welding deviation of internal and external weld passes （APL STD 5T1-2017 inner and outer weld bead and welding side joint center point in radial direction） could not be completely avoided. In this paper， under the same working conditions of normal steel pipe production， the welding test plate with preset welding deviation was manufactured. According to API 5L 46 edition standard， the weld tensile test， weld impact test and weld guided bending test were carried out on the test plate to analyze the influence of SAW pipe weld welding deviation on the weld macro mechanical properties. The experimental results showed that on the premise of ensuring full penetration （fusion） of internal and external weld passes， the center offset of weld was in the range from 1.7 mm to 4.8 mm. The macro mechanical properties of the weld could fully meet the requirements of the standard.

Key words：oil and gas transport steel pipe; weld center offset; submerged arc welding; tests; macroscopic mechanical properties

0 前言

目前國內(nèi)在X70，X80埋弧焊管制造技術及應用規(guī)模達到國際領先水平[1-4]。隨著國內(nèi)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(wěn)定階段，很少出現(xiàn)在工藝評定合格的前提下，批量生產(chǎn)時發(fā)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(nèi)部的不連續(xù)、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(shù)及工況條件下先完成內(nèi)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(guī)律，并就形成此規(guī)律的原因進行淺析。

1 試驗方案

1.1 試板制作

在某項目813 mm×15.9 mm L485M 直縫埋弧焊鋼管批量生產(chǎn)過程中，選取1根已完成內(nèi)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(diào)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(huán)，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(shù)及焊材均保持與批量生產(chǎn)時一致，焊接參數(shù)見表1，具體焊接如下。

A類試板焊接，準備試板“①”模擬正常生產(chǎn)時的焊縫焊偏產(chǎn)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(diào)節(jié)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(diào)節(jié)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(guī)格鋼管上，固定前調(diào)節(jié)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(diào)整試板1 500 mm處中心偏移量“L”來實現(xiàn)，L=1 500sin0.5°），最后按照相同的焊接工藝參數(shù)（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(shù)補焊一道，將焊道焊滿。

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(nèi)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(chǎn)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。

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(xiàn)，因此在每段內(nèi)焊偏量相對一致，B類試板焊偏量通過調(diào)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小;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。

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(wěn)，如圖7所示。

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(qū)間;焊縫沖擊吸收能量最小值分別出現(xiàn)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(shù)據(jù)較為穩(wěn)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(qū)間，如圖8所示。

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(chǎn)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(chǎn)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(wěn)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。

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(shù)、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(nèi)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(qū)域（焊縫、熔合區(qū)、熱影響粗晶區(qū)CGHAZ、細晶區(qū)FGHAZ、臨界熱影響區(qū)ICHAZ）占比最大、結構形貌相對單一的區(qū)域，是焊接冶金反應的主要區(qū)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(nèi)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(xiàn)低性能區(qū)域[6]，另外焊縫中心為晶粒最粗區(qū)域，相對焊縫其它區(qū)域性能最差。因此焊縫無焊偏或焊偏量較小時內(nèi)外焊道的低性能區(qū)會重疊，使其焊縫整體性能下降。

3.2 焊縫內(nèi)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(fā)現(xiàn)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(huán)等溫線改變，熔池的形狀、尺寸、溫度、存在時間及池內(nèi)液體金屬的流動狀態(tài)，對熔池中的冶金反應、結晶方向、晶體結構，夾雜物的數(shù)量和分布有直接影響，直接決定著焊縫的成形及內(nèi)在質量[7]。對內(nèi)焊道固態(tài)相變影響較大，X70