李玉坤，趙賞鑫 ，韓天昊，常景龍 ，彭啟鳳，楊進川, 韓志強

(1. 中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院，山東青島 266580； 2.國家管網(wǎng)集團西部管道有限責任公司，新疆烏魯木齊 830013； 3.國家石油天然氣管網(wǎng)集團有限公司，北京 100028； 4.齊魯空天信息研究院，山東濟南 250100; 5.新疆油田公司風城油田作業(yè)區(qū)，新疆克拉瑪依 834000)

焊接時焊縫區(qū)域溫度梯度大、變化迅速，焊接完成后不可避免地產(chǎn)生殘余應力，而過大的殘余應力是誘發(fā)管道焊接接頭脆性斷裂、疲勞斷裂和應力腐蝕開裂等失效形式的重要原因[1-2]。同時受焊材及溫度影響，環(huán)焊縫區(qū)域金相組織與母材存在顯著差異，力學性能發(fā)生改變，是管道的薄弱環(huán)節(jié)[3]。選擇合適的焊后處理工藝，通過應力檢測方法評價處理效果，能夠降低環(huán)焊縫殘余應力，對保障管道服役安全具有重要意義。超聲沖擊技術是一種金屬材料表面強化技術，能夠在焊縫表面施加較大的壓縮塑性變形，使表層焊縫組織發(fā)生有益的變化，從而降低殘余應力，提高環(huán)焊縫力學性能[4]。矯頑力法自1981年提出以來由于其測量快速、結果穩(wěn)定等優(yōu)點受到國內(nèi)外學者的廣泛關注[5-6]。超聲沖擊法與矯頑力法已在大型鋼結構、農(nóng)用機械、動車鋼軌車輪等方面開展了大量應用[7-12]，也有學者嘗試應用于管道[13-14]，但關于環(huán)焊縫處的研究較少。筆者以帶環(huán)焊縫的X80焊接管道為研究對象，將超聲沖擊法應力消減技術和矯頑力法應力評價技術結合，對焊縫殘余應力進行測量、消減、評價，研究消減前后環(huán)焊縫金相組織、殘余應力、力學性能變化。

1 原理及設備

1.1 超聲沖擊系統(tǒng)工作原理及設備

超聲沖擊技術是一種金屬材料表面強化技術，能夠在焊縫表面施加較大的壓縮塑性變形。沖擊設備主要包括控制器和沖擊槍，如圖1所示。控制器內(nèi)有超聲波驅動電源，能夠將市電轉換成高頻高壓交流電。沖擊槍為執(zhí)行機構，內(nèi)部包括換能器、變幅桿和沖擊頭，如圖2所示。換能器利用壓電陶瓷的負壓電效應將輸入的電能轉換成機械能，在縱向作往復伸縮運動形成超聲波，伸縮運動的頻率等同于驅動電源的交流電流頻率，伸縮的位移量約為十幾微米。換能器后接變幅桿，變幅桿的作用一方面將振幅放大至100 μm以上;另一方面對沖擊針施加沖擊力，推動沖擊針做高速往返運動，沖擊頻率為兩萬赫茲。沖擊頭沖擊工件后，能量向焊縫傳遞，以達到消除內(nèi)應力的作用。沖擊頭受工件的反作用后回彈，碰到高頻振動的變幅桿后，再次受到激發(fā)，又一次高速度撞向焊縫，反復多次完成沖擊作業(yè)。由于執(zhí)行機構沖擊槍結構小重量輕，效率高，節(jié)能性好，處理速度快，每分鐘可處理接近半米的焊縫，可以方便地應用到管道、采油平臺、船舶、機車車輛、壓力容器等野外和高空現(xiàn)場作業(yè)等場合。

圖1 超聲沖擊設備Fig.1 Ultrasonic impact equipment

圖2 超聲沖擊執(zhí)行機構Fig.2 Ultrasonic impact actuator

1.2 矯頑力法測量原理及設備

矯頑力(Hc)是鐵磁性材料剩磁降為零時所需施加反向外加磁場的磁場強度。應力對材料磁化過程產(chǎn)生影響，實質上是應力對磁化過程中疇壁運動造成了阻礙。磁疇結構發(fā)生疇壁位移和磁矩轉動時需要能量，應力能作為一種能量儲存在疇壁能中，改變了磁疇發(fā)生不可逆磁化運動的臨界場強度，考慮應力作用時的臨界磁場強度表達式[15]為

(1)

式中，H0σ為應力作用下臨界場強度，A/m；λs為磁致伸縮系數(shù)；μ0為磁導率，H/m；Ms為飽和磁化強度，A/m；θ為外加磁場與磁化方向的夾角，弧度；δ為疇壁厚度，m；l為應力有效波長，m；σ為應力，MPa。

矯頑力是由磁疇結構不可逆運動形成的，數(shù)值上為材料內(nèi)部各個磁疇結構臨界場強度的平均值，因而應力與矯頑力間的力磁耦合計算公式為

(2)

式中，Hcσ為被測區(qū)域的矯頑力，A/m。

矯頑力與應力之間具有良好的線性對應關系，應力集中處矯頑力顯著增大，可通過矯頑力法有效評估環(huán)焊縫處應力集中現(xiàn)象。本文中所使用的矯頑力測量設備為NOVOTEST KRC-M2鐵磁性材料矯頑力測量儀，如圖3所示，量程為1.0～40.0 A/cm，測量精度為0.1 A/cm，測量前需使用矯頑力為2.6和13.9 A/cm的標準試塊進行標定。

圖3 NOVOTEST KRC-M-2測量儀及標定試塊Fig.3 NOVOTEST KRC-M-2 measuring instrument and calibration block

2 試 驗

2.1 環(huán)焊縫超聲沖擊試驗

圖4 X80焊接管道和消減后焊縫Fig.4 X80 welded pipe and weld after reduction

采用LM-30超聲沖擊設備對規(guī)格為直徑1 219 mm、壁厚16.5 mm、長度40 cm帶有環(huán)焊縫的X80焊接管道進行環(huán)焊縫表面沖擊試驗，如圖4(a)所示。沖擊位置為整個焊縫表面，移動速度約為200 mm/min，消減方位為管道的0～ 6點，使沖擊槍基本在自重作用下垂直于焊縫對焊縫進行沖擊處理，并與未處理的6～12點進行對比。消減后焊縫外表面如圖4(b)所示，焊縫表面呈亮銀色，并產(chǎn)生過渡半徑1.5～2.0 mm、深度0.1～0.2 mm的圓滑凹槽，焊趾處過渡更加均勻。

2.2 對顯微組織影響

如圖5所示，使用線切割機，從0點兩側消減和未消減區(qū)域，以焊縫為中心，切割長度、寬度和高度均為20 mm的試塊，觀察管道環(huán)焊縫截面的組織變化。試塊首先經(jīng)過粒徑分別為55.0、38.5、25.7、19.3、15.4、12.8和10.3 μm砂紙打磨，之后使用拋光機進行拋光，最后用體積分數(shù)3%硝酸酒精進行侵蝕。侵蝕后環(huán)焊縫處呈灰白色顆粒狀，光澤略暗；母材處呈亮銀色顆粒狀，光澤明亮，表明焊材與X80管線鋼組織或化學成分存在一定差異。

圖5 侵蝕后試件表面和觀測區(qū)域示意圖Fig.5 Surface of specimen after erosion and observation area diagram

采用蔚儀WY-20BD倒置明暗場金相顯微鏡，觀察消減前后試件的金相組織，觀察區(qū)域如圖5(b)所示，分別位于焊趾處的熔合線(區(qū)域Ⅰ)及焊縫外表面中心以下2～3 mm處(區(qū)域Ⅱ)。試驗結果如圖6(圖中線段1 cm代表20 μm)所示，其中(a)和(c)為消減前試件的顯微組織，(b)和(d)為消減后試件的顯微組織。由圖6可知，焊縫處金相組織均以多邊形鐵素體及粒狀貝氏體為主，母材處晶粒較細，更加均勻；焊縫處晶粒均勻程度較差，晶粒更加粗大。通過消減前后區(qū)域Ⅰ處顯微組織對比可知，消減前焊縫與母材交界處有清晰的熔合線，晶體顆粒大小及光澤存在顯著區(qū)別，熔合線處晶粒粗大，焊縫組織與母材組織排列較為規(guī)整，晶粒取向均勻，呈層帶狀分布；消減后分界線較為模糊，母材處組織向焊縫一側生長，焊縫處組織與母材處組織交界處晶粒取向呈隨機狀分布。熔合線附近受到大應變量、高應變速率和多方向載荷的共同作用，應力場逐漸疊加，內(nèi)應力達到機械變形的臨界應力，晶粒產(chǎn)生大量位錯運動，不同晶粒之間產(chǎn)生了一定的取向差，最終表現(xiàn)為環(huán)焊縫熔合線附近層帶破碎，形成了取向呈隨機分布的晶粒組織，相互交織分布，有利于力學性能提高。消減前后距焊縫中心2～3 mm處顯微組織則差異不顯著。顯微組織變化可知環(huán)焊縫處塑性變形量由表及里逐漸減小，超聲消減作用范圍有限，只能對表層組織產(chǎn)生顯著影響。環(huán)焊縫經(jīng)過強烈的塑性變形后，晶粒纏結在一起，壓縮變形量越大，晶粒變化越明顯。超聲沖擊作用后，焊趾處幾何形狀更加均勻，焊縫與母材的熔合線處顯微組織由均勻層帶狀分布轉變?yōu)榻豢椃植?，大塊的晶粒得到細化，有利于力學性能提高。

圖6 消減前后金相組織Fig.6 Metallographic structure before and after reduction

2.3對殘余應力影響

試驗采用矯頑力法評價管道環(huán)焊縫區(qū)域的殘余應力，通過消減前后矯頑力變化研究超聲沖擊對管道環(huán)焊縫殘余應力的影響。如圖7所示，規(guī)定垂直于環(huán)焊縫方向即管道軸向為x，平行于環(huán)焊縫方向即管道環(huán)向為y。以環(huán)焊縫起焊處為0點，按表盤12個鐘點方位標記環(huán)焊縫，沿著環(huán)焊縫方向每隔30 min取為一個待測方位，如0:00、0:30、1:00、1:30等，測量至6:00。每個待測方位沿管道軸向取5個待測點，其中③號點位于焊縫中心，②、④號點位于焊趾處，①、⑤號點位于母材上，測點距離為5 cm。使用NOVOTEST KRC-M2鐵磁性材料矯頑力測量儀測量了管道消減前后的矯頑力，同時使用盲孔法測量了消減前后的殘余應力。

圖7 管道鐘點劃分及測點示意圖Fig.7 Piping clock division and measuring point diagram

圖8為消減前后的軸向矯頑力Hcx和環(huán)向矯頑力Hcy測量數(shù)據(jù)繪制的焊縫中心與焊趾處矯頑力變化曲線。由圖8可知，焊縫中心處矯頑力都有不同程度減小，焊趾處個別點矯頑力增大。軸向矯頑力消減前平均為10.9 A/cm，消減后為10.3 A/cm，降低了0.6 A/cm；環(huán)向矯頑力消減前平均為9.5 A/cm，消減后為9.2 A/cm，降低了0.3 A/cm。整體而言近焊縫區(qū)域矯頑力是降低的，表明殘余應力有所減小。

使用盲孔法對矯頑力法評價效果進行驗證，盲孔法測得超聲沖擊前后焊縫中心1點、2點、3點、4點方位的殘余應力如表1所示。

圖8 消減前后矯頑力變化Fig.8 Coercivity change before and after reduction

表1 消減前后盲孔法的殘余應力測量Table 1 Residual stress measurement results of blind hole method before and after reduction

由表1可知，在環(huán)焊縫表面進行沖擊后，焊縫中心軸向殘余應力平均值由121 MPa變?yōu)?103 MPa，環(huán)向殘余應力由93 MPa降低為-97 MPa，全部由拉應力變?yōu)閴簯?，應力集中程度降低，與矯頑力法測量結果相同。試驗結果表明超聲沖擊法能夠有效消減管道環(huán)焊縫殘余應力，矯頑力法可以正確評價應力消減效果，利用超聲沖擊消減技術和矯頑力測量應力技術可以有效提高環(huán)焊縫安全裕度。

2.4 對力學性能影響

依據(jù)GB/T 228-2016《金屬材料室溫拉伸試驗方法》和GB/T 2651-2008 《焊接接頭拉伸試驗方法》加工等壁厚拉伸試樣，在室溫下進行單向拉伸力學性能試驗。試樣以焊縫為中心，試件每隔30 min取一塊，共計22個(消減后12個，消減前10個)，其中取自5:00方位的試件存在一定錯邊現(xiàn)象。試驗前以焊縫為中心取100 mm作為標距，測量拉斷后標距的長度，計算試件延伸率。以5 mm/min的位移速率進行加載并一次性拉斷。拉斷后所有試件如圖9所示，拉伸試驗結果如表2所示。

由表2可知，該段X80管線鋼屈服強度為611～653 MPa，抗拉強度為702～750 MPa，整體強度較高，但性質不均，離散程度較大，相鄰位置取材的試件仍存在30 MPa的強度差別。消減后焊縫中心矯頑力降低了0.8～1.4 A/cm，屈服強度和抗拉強度提高了約10 MPa，屈強比和延伸率變化較小。試驗結果表明超聲應力消減對焊縫區(qū)拉伸力學性能略有改善，但影響程度較小。SY/T 4103- 2006《鋼質管道焊接及驗收》中，環(huán)焊縫驗收標準為焊縫拉伸試驗斷開位置在母材上且大于同鋼級管材規(guī)定的最小強度，即屈服強度大于555 MPa、抗拉強度大于625 MPa，可知本段焊接管道拉伸力學性能合格。

制作了消減前后的標準軸向沖擊試件10組，消減前5組，消減后試件5組，焊縫中心開口和焊趾處開口為一組。試件具體尺寸如圖10(a)所示，缺口為V型。試驗后試件照片如圖10(b)所示，斷口呈灰白色顆粒狀，由于試件韌性較高，所有試件均未完全撕裂。

測得各個試樣的沖擊功如圖11所示。由圖11可得，消減前焊縫開口試件沖擊功平均值為201 J，熔合區(qū)為162 J，表明焊縫中心沖擊韌性高于熔合區(qū)。消減后試件沖擊功增大，焊縫中心沖擊功由201 J提高到228 J，提高了27 J，提高比例為13.2%，熔合區(qū)由162 J提高到196 J，提高了34 J，提升比例為21.5%，表明超聲沖擊法對焊接管段沖擊韌性的提高較為顯著，尤其是焊趾處沖擊功提高比例超過20%。結合超聲沖擊后熔合線與焊縫中心顯微組織變化可知，未消減前熔合線附近晶粒呈帶狀分布，組織分布不均，抵抗外載能力較差，沖擊功低；超聲沖擊導致表面塑性變形不斷疊加，帶動內(nèi)部晶粒重新排列，晶粒取向改變，焊趾處晶體交織分布，沖擊韌性提高，力學性能改善。

圖10 沖擊試件尺寸示意圖和沖擊韌性試件斷面Fig.10 Impact specimen size diagram and fracture surface of impact specimen

圖11 沖擊試驗結果Fig.11 Results of impact test

3 現(xiàn)場應用

某天然氣長輸管道經(jīng)射線檢測發(fā)現(xiàn)相鄰兩道焊口存在未超標的缺欠，其中1號焊口1點鐘至6點方向存在錯邊現(xiàn)象，錯邊量為1～2 mm；2號焊口8點半方向存在夾渣，深度為7 mm，長度為5 mm，如圖12所示。兩道焊口兩側均為直管段，直徑為1 219 mm，壁厚為16.5 mm，實時運行壓力為7.2～7.3 MPa。錯邊與夾渣是管道環(huán)焊縫均為管道常見環(huán)焊縫缺陷類型，缺陷的存在會引發(fā)管道存在應力集中現(xiàn)象，導致該區(qū)域成為管道的薄弱環(huán)節(jié)，可通過超聲應力消減技術降低管道應力集中程度。現(xiàn)場應用時剝離管道防腐層，將待測區(qū)域打磨光亮，使用矯頑力測量儀對消減區(qū)域進行消減前矯頑力測量；之后將超聲沖擊槍對準管道焊趾部位，槍身垂直于管道表面，將沖擊頭的沖擊針陣列沿焊縫方向排列，以0.1～0.5 m/min的處理速度沿焊趾平滑移動，以便使焊趾部位獲得更好的光滑過渡外形；最后使用矯頑力測量儀對消減后環(huán)焊縫進行測量，對比消減前后矯頑力變化值判斷消減效果。通過超聲沖擊技術對1號焊口的0～6點方向和2號焊口的8點半方向環(huán)焊縫處進行了應力消減，并在消減前后測量了1號口1點至5點方向的矯頑力以及2號口8點半方向的矯頑力，對效果進行評價。

消減前后的焊口缺陷附近的矯頑力測量結果如表3所示。消減后大多數(shù)測點位置矯頑力降低，與室內(nèi)試驗結果一致；其中環(huán)向矯頑力平均降低0.32 A/cm，軸向矯頑力平均降低0.2 A/cm。長輸管道帶壓運行狀態(tài)下，消減效果矯頑力降低程度減小，但作用效果同樣顯著。

圖12 消減焊口結構示意圖Fig.12 Subtractive welding structure diagram

表3 消減前后矯頑力變化

4 結 論

(1)超聲沖擊作用后，焊趾處幾何形狀更加均勻，焊縫與母材的熔合線處顯微組織由均勻層帶狀分布轉變?yōu)榻豢椃植?，大塊的晶粒得到細化，有利于力學性能提高。

(2)超聲沖擊法殘余應力消減效果顯著，消減后焊接管道表面矯頑力降低，焊縫中心殘余應力由拉應力轉變?yōu)閴簯Γ瑲堄鄳π再|發(fā)生改變，應力集中程度降低，且現(xiàn)場應用效果良好，超聲沖擊法是環(huán)焊縫殘余應力消減的有效手段。

(3)超聲沖擊后強度符合X80管道標準，沖擊功提高了26～37 J，焊趾處沖擊功提高比例可達20%，超聲沖擊可有效提高環(huán)焊縫力學性能，焊趾處韌性提升最為顯著。