摘要：文中通過宏觀形貌及金相組織觀察、EDS 能譜檢測、化學成分、學性能測試等方法對X60M管線鋼高頻焊接焊縫壓扁開裂原因進行了研究分析。結(jié)果表明，焊接速度過慢，未將焊接過程中產(chǎn)生的氧化物擠出焊縫，是導致焊縫部位壓扁試驗開裂的主要原因。

關(guān)鍵詞：管線鋼；高頻焊接焊；開裂；焊接速度

0 引言

世界日益增長的能源需求給石油和天然氣勘探領(lǐng)域帶來了新的挑戰(zhàn)，受輸送介質(zhì)（即高H2S含量，高工作壓力）和管道運行的環(huán)境（即低溫度）影響，所使用的管線鋼需要具有優(yōu)異的強度和韌性、良好的焊接性和對H2S的高耐腐蝕性。為了滿足更高壓力下的使用，需要更大的壁厚管道。

高頻焊管焊接工藝是一種現(xiàn)代、廣泛應(yīng)用的焊接技術(shù)，是利用高頻電流的集膚效應(yīng)和鄰近效應(yīng)，將電流集中在焊接的 V角區(qū)域，通過高頻電流產(chǎn)生的電阻熱將板邊加熱至熔融狀態(tài)，在電磁排斥力和焊接擠壓輥擠壓的作用下將成型后的板邊焊接在一起，將焊接產(chǎn)生的氧化物夾雜從焊縫中排除出去 [1-5]。焊接過程對于管道制造的質(zhì)量具有重要意義，焊接過程是在沒有保護氣體環(huán)境的情況下進行的，焊接產(chǎn)生的氧化物夾雜未能從焊縫中排除是導致焊縫壓扁開裂的主要原因之一。

本文以某鋼廠生產(chǎn)的X60M熱軋鋼帶母材樣品和在直縫焊管壓扁試驗時出現(xiàn)點狀爆裂缺陷樣品作為研究對象。

1 實驗過程

實驗材料為X60M ，需按API-5LPSL-2國際標準要求進行壓扁試驗，管徑為273 mm，壓扁試驗需壓扁至136 mm，但是部分試樣壓到200 mm就發(fā)生無規(guī)律點狀爆裂缺陷。對焊接工藝進行調(diào)整，擠壓力和焊接速度調(diào)至最大（設(shè)備最大能力），調(diào)試焊接熱輸入為720 KW、675 KW和660 KW，720 KW熱輸入時焊縫擠出毛刺明顯加大，660 KW時焊縫毛刺明顯減少。對調(diào)參后的樣品進行壓扁試驗仍未通過。

首先，在樣品的開裂處切取試樣；然后，對試樣進行機械磨拋腐蝕處理，通過光學顯微鏡（OM）和掃描電鏡（SEM）觀察其裂紋處的宏觀和微觀組織變化；最后，利用配有能譜儀（EDS）的掃描電子顯微鏡（SEM）表征夾雜物的形貌和成分。通過分析熱軋鋼帶和焊管壓扁試驗開裂區(qū)域微觀組織的變化及夾雜物行為，找出造成焊管壓扁試驗開裂的原因，避免此類質(zhì)量缺陷的發(fā)生。

2 實驗結(jié)果及分析

2.1 缺陷宏觀形貌

焊管進行壓扁后，焊縫處出現(xiàn)爆點開裂現(xiàn)象，裂紋形態(tài)相近均沿焊縫分布，裂紋口部張開，嚴重的裂紋兩側(cè)有明顯塑性變形，具有大應(yīng)力韌性開裂裂紋形貌特征。試樣焊縫中心開裂共三處，最大開裂長度約2.75 mm、寬度約0.80 mm，最小開裂長度約0.37 mm、寬度約0.26 mm。

2.3 母材夾雜物檢測評級

從成品管母材上截取并制備剖面金相，在金相顯微鏡下觀察到非金屬夾雜物形貌如圖3所示。參照GB/T 10561-2005對其進行評級為細系D類0.5級、B類 1.0、C類 1.0。母材夾雜物檢測符合API標準要求：輸氣用管線鋼夾雜物A、B、C、D類夾雜物粗、細系均不大于2.0級，輸油及其他流體類用管線鋼夾雜物A、B、C、D類夾雜物粗、細系均不大于2.5級，且未發(fā)現(xiàn)夾雜物聚集現(xiàn)象。因此，母材夾雜物控制情況比較理想，符合API標準要求，夾雜物不是導致焊管壓扁試驗開裂的原因。

2.3 焊縫處顯微組織檢測

（1）焊縫 “腰鼓形”熱影響區(qū)

焊縫熱影響區(qū)不但是反映線能量大小的依據(jù)，也是判定其他焊接工藝參數(shù)的重要特征。可以這樣認為，焊接線能量越大，母材受熱影響就越嚴重，“腰鼓形”熱影響區(qū)就可能變寬；反之，“腰鼓形”就變窄。在某種程度上，其他工藝參數(shù)也可能給 “腰鼓形”熱影響區(qū)的寬度和組織形態(tài)帶來一定的影響。 當焊接線能量一定時，焊速越慢，熱擴散就受到抑制，“腰鼓形”就有可能變寬；反之，“腰鼓形”就變小。當焊接線能量與焊接速度都相對合理時，若擠壓力過小，大量熔化的金屬未被擠出，則 “腰鼓形”也要變寬；相反，擠壓力過大，則 “腰鼓形”就變得細小些。

因此，“腰鼓形”的寬度和形態(tài)也能真實地反映出焊接工藝的變化規(guī)律。合理的 “腰鼓形”中心部位的寬度為卷板厚度的1/4～1/3［6］，按實際厚度8.55 mm計算，合理的 “腰鼓形”中心部位寬度應(yīng)為2.14-2.85 mm，實測開裂部位“腰鼓線”中心部位的寬度為約3.5 mm，見圖4。分析主要原因是焊接速度偏低，實際焊接速度12 m/min（設(shè)備最大的焊接速度）。焊接速度是影響輸入熱量主要因素，焊接速度合理，則熱影響區(qū)寬度和熔合線寬度較為理想，焊縫質(zhì)量良好。因此，在焊機輸出功率、設(shè)備生產(chǎn)能力、生產(chǎn)制造工藝允許范圍內(nèi)，一般采用較高的焊接速度，焊接速度應(yīng)高于16 m/min［7］?！把男巍钡膶挾冗^大，容易導致焊接過程產(chǎn)生的氧化物不能完全被擠壓出去。

（2）焊縫熔合線寬窄度的控制情況

目前，對熔合線寬窄度的控制世界各國還沒有統(tǒng)一規(guī)定，現(xiàn)有的標準一般為企業(yè)的內(nèi)控標準。譬如，日本新日鐵規(guī)定熔合線寬度為0.02～

0.2 mm，日本川崎要求為 0.07～0.13 mm， 德國規(guī)定為0.02～0.12 mm， 韓國PSP公司則要求控制在0.05～0.3 mm。我國焊管行業(yè)曾有人認為，將熔合線寬度控制在0.02～0.11最合適［6］。

如圖5所示，通過顯微組織對比看出，開裂部位焊縫與母材組織基本一致為鐵素體+珠光體的混合組織，焊縫及其附近母材組織均勻細小，母材組織橫向晶粒度評級為12.5級（參照GB/T 6394-2017 ），晶粒度控制比較理想，均勻細化。熔合線實際測量寬度為0.05 mm～0.10 mm，控制比較合理。因此，從母材組織晶粒度以及焊縫熔合線寬度控制情況來看，不是造成開裂的原因。

2.4 焊縫開裂處夾雜物EDS 能譜檢測與分析

圖6為焊縫開裂處夾雜物 EDS 能譜檢測結(jié)果。由圖 6（b） 中可以觀察到，裂紋左右兩側(cè)（焊縫熔合線區(qū)域內(nèi)）均發(fā)現(xiàn)大小不等的非金屬夾雜夾雜，呈不規(guī)則線型，最大夾雜物尺寸長約

36 μm，寬約12 μm。在掃描電鏡下用能譜分析儀對非金屬夾雜物的成分進行半定量分析，結(jié)果也見圖圖6（c）、圖6（d）、圖7，均為復合夾雜，主要成分為Fe、Mn、Si和O元素。

焊縫中存在的成分為Fe、Mn、Si和O非金屬夾雜物，該類非金屬夾雜物與鋼材中原生夾雜物有顯著不同，主要是焊接高溫過程中產(chǎn)生的氧化物，與鋼的化學成分有關(guān)，鋼中錳硅含量對該類復合夾雜物的熔點有重要影響，化學反應(yīng)見公式（1）～（3）：

（FeO）+[Mn]=[Fe]+（MnO）（1）

2（FeO）+[Si]=2[Fe]+（SiO2）（2）

x（MnO）+y（SiO2）=（xMnO·ySiO2）（3）

按照GB/T6417.2-2015《金屬壓力焊接頭缺欠分類及說明》缺欠代號為P303，類別為氧化物夾雜，英文稱“Penetrator Defect”熔透缺陷，是高頻焊管常見缺陷。其形成機理為鋼帶邊緣在高溫下氧化形成，在焊接速度較低的情況下氧化物沒有隨熔融金屬擠出而被夾在熔合面上。這些金屬氧化物是V型口熔融金屬表面形成的。如果鋼帶邊緣的焊接速度小于熔化速度，熔化速度高于熔融金屬排出速度，在V型口頂點之后形成一個含有熔融金屬和金屬氧化物的狹窄扇形區(qū)，這些熔融金屬和金屬氧化物經(jīng)過正常的擠壓不能完全排出，從而形成一個夾雜帶，主要元素成分是 Fe、Mn、Si、O，與鋼基體的A、B、C、D、DS夾雜在形態(tài)和成分上完全不同。該類金屬氧化物是導致焊縫處壓扁試驗爆點開裂的主要原因。

2.5 原料化學元素Mn/Si對焊接質(zhì)量的影響

在焊接過程中，如果產(chǎn)生的復合夾雜物熔點高于焊接部分鋼材的熔點（約1530℃），易殘留于焊縫中，不利于排出，造成缺陷。鋼材成分Mn/Si比率對該類非金屬夾雜物形成有顯著影響。高頻加熱的時候，鋼帶邊緣的Fe氧化成FeO，同時Mn和Si元素也發(fā)生氧化反應(yīng)，希望產(chǎn)生接近MnO-SiO2共晶點的氧化物（見圖8），形成低熔點、低粘度氧化物的有利于在焊接擠壓過程中從熔體中去除。當 Mn/Si 比大于 6，基本上不存在高熔點的復合夾雜物了，日本的一些企業(yè)認為Mn/Si比應(yīng)控制在4～15范圍內(nèi)比較易于氧化物擠出[8]，一般管線鋼成分設(shè)計Mn/Si比率為6～10。

試驗鋼種成分見表1，Mn/Si比率為8，Mn/Si比率比較合理。

2.6 力學性能

在未進行壓扁試驗鋼管焊縫區(qū)域及對側(cè)母材區(qū)域橫向（垂直裂紋方向）各取一個Φ3拉伸試樣；采用拉伸試驗機對其室溫力學性能進行檢測，結(jié)果如表2所示，表中同時列出了API 5L-2018《管線鋼管》對X60M材料的力學性能要求。

焊縫及母材區(qū)的力學性能均滿足標準要求，但焊縫區(qū)域抗拉強度較對側(cè)母材區(qū)域低88 Mpa，規(guī)定總延伸強度較對側(cè)母材區(qū)域低29 Mpa，斷后伸長率較對側(cè)母材區(qū)域低9.5%。分析主要也是受焊接過程產(chǎn)生的Fe、Mn、Si和O非金屬夾雜物影響，降低了材料的局部塑韌性，焊縫區(qū)域材料低于對側(cè)母材區(qū)域材料強度，壓扁過程中，在焊縫熔合線處沿薄弱處（非金屬夾雜物聚集處）韌性撕裂，形成張開的微裂紋。

3 結(jié)論

（1）母材非金屬夾雜物評級為細系D類0. 5級、B類1.0、C類1.0，晶粒度達到12.5級，控制比較理想，不是導致壓扁試驗開裂的原因。

（2）按實際厚度8.55 mm計算，合理的“腰鼓形”中心部位寬度應(yīng)為2.14-2.85 mm，實測開裂部位“腰鼓形”中心部位的寬度為約3.5 mm，容易導致焊接過程產(chǎn)生的氧化物不能完全被擠壓出去。

（3）開裂部位焊縫與母材組織基本一致為鐵素體+珠光體的混合組織，焊縫及其附近母材組織均勻細小，橫向取樣晶粒度12.5級，熔合線寬度為0.05 mm～0.10 mm，控制比較合理。

（4）焊縫中存在的成分為Fe、Mn、Si和O非金屬夾雜物，分析主要是焊接工藝不當造成的，焊接速度過慢，未將焊接過程中產(chǎn)生的氧化物擠出焊縫，是導致焊縫部位壓扁試驗開裂的主要

原因。

參考文獻

［1］ CHOIJH，KIMCM，YOOCD，etal. Mechanisms of welddefect formation in HF ERW process［C］// Proceedings of theInternational Conference on Tube Making for Asia’s Recovery.London， England：International Tube Association，1999：1-8.

［2］ HAGAH， AOKIK， SATOT. Welding phenomena and weldingmechanisms in high frequency electric resistance welding-firstReport［J］.Welding Research Supplement，1980（7）：208-216.

［3］ SAITOM，KASAHARAH，TOMINAGAH， et al. The oreticalanalysis of current distribution in electrical resistance welding［J］.ISIJ International，1986（26）：461-467.

［4］ 肖述廣，謝志雄，許章華，等.我國高頻焊管的發(fā)展及其焊接質(zhì)量控制［J］.焊接技術(shù)，2020，49（12）：1-5.

［5］ KIMCM，KIMK. The effect of electromagnetic forces on thepenetrator formation during high-frequency electric resistancewelding ［J］. Journal of Materials Processing Technology，2009（209）：838-846.

［6］ 黃友陽，番禺珠江鋼管有限公司，高頻焊管金屬流線的形成形態(tài)與分析［J］.鋼管，2000（06）：31-36.

［7］ 左蘭蘭， HFW焊管焊縫點狀缺陷產(chǎn)生原因及預(yù)防措施［J］.焊管，2023（1）：62-68.

［8］ 尉增強，中石化石油機械有限公司沙市鋼管分公司，HFW 焊管焊接質(zhì)量的影響因素及應(yīng)對措施，焊管，2011，34（2）：54-57.