嚴(yán)春妍，顧正家，聶榕圻，張可召，吳晨，王寶森

(1.河海大學(xué),常州,213022；2.寶鋼集團(tuán)中央研究院,上海,200431)

0 序言

近年來，由于世界范圍內(nèi)對(duì)石油天然氣需求的快速增長，海洋油氣資源(尤其是深海油氣資源)已成為全球油氣勘探和開發(fā)的重點(diǎn)領(lǐng)域，海洋管道建設(shè)也得到快速發(fā)展[1-2].隨著海洋油氣開采深度不斷增加，海洋油氣輸送管線用鋼強(qiáng)度級(jí)別不斷提高.目前，國內(nèi)外海洋管線用鋼的強(qiáng)度等級(jí)已達(dá)到X70 級(jí)，X80 級(jí)管線鋼將成為未來海洋管線建設(shè)的主要用鋼.海洋管線工程建設(shè)質(zhì)量與焊接技術(shù)可靠性密不可分，海洋管線鋼水下焊接方法和工藝的開發(fā)對(duì)海底管道的鋪設(shè)和維護(hù)具有重要意義.

水下濕法焊接技術(shù)具有設(shè)備簡單、操作簡便、成本低廉等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于核電設(shè)備、艦船、采油平臺(tái)、海洋管道等海洋工程結(jié)構(gòu)件的建造和維護(hù).近年來，學(xué)者針對(duì)水下濕法焊接進(jìn)行了一定的研究.Li 等人[3]研究了焊接熱輸入對(duì)E40 鋼藥芯焊絲水下濕法焊接質(zhì)量的影響，發(fā)現(xiàn)采用中等熱輸入(22～ 25 kJ/cm)可以獲得優(yōu)良的電弧穩(wěn)定性和力學(xué)性能.Klett 等人[4]研究了水深對(duì)S235 JR 結(jié)構(gòu)鋼水下濕法焊接接頭中氫含量的影響，發(fā)現(xiàn)隨著水深增加，接頭中殘余氫含量增加、擴(kuò)散氫含量下降.李志剛等人[5]研究了氣泡聲信號(hào)變化，通過氣泡演變行為分析水下濕法焊接電弧燃燒的特性.Xing 等人[6]對(duì)藥芯焊絲水下濕法焊接的熔滴過渡和電弧行為進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)電弧位于熔滴的底部，熔滴體積增加時(shí)電弧溫度下降.趙博等人[7]研究了水深和流速對(duì)水下濕法焊接熱過程的影響，發(fā)現(xiàn)水深增加導(dǎo)致等溫線的形狀變得窄而深，流速增加導(dǎo)致等溫面所包括的體積明顯變小.目前為止，針對(duì)水下濕法焊接的研究主要集中于焊接材料、焊接工藝、環(huán)境因素(水深、流速)等對(duì)焊接質(zhì)量的影響，以及水下焊接熔滴過渡、電弧特征和溫度場(chǎng)的研究，而對(duì)水下濕法焊接結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分析則十分匱乏.因此對(duì)高強(qiáng)管線鋼水下濕法焊接過程的溫度場(chǎng)以及結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力分布進(jìn)行研究，對(duì)促進(jìn)高強(qiáng)度鋼在水下濕法焊接領(lǐng)域的應(yīng)用具有重要的理論指導(dǎo)意義.

文中對(duì)板厚為18.4 mm 的X80 管線鋼進(jìn)行了水下濕法焊接，利用ABAQUS 軟件對(duì)其多道多層焊的焊接溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算.同時(shí)采用陸上干法焊接試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比研究，分析水下濕法焊接接頭的顯微組織、焊接過程的熱循環(huán)和焊接殘余應(yīng)力分布特征，研究結(jié)果為管線鋼水下濕法焊接工藝的優(yōu)化提供理論依據(jù)和數(shù)據(jù)支持.

1 試驗(yàn)方法

為了深入分析陸上焊接和水下焊接的焊接接頭的差異，分別進(jìn)行了1 組陸上干法焊接和3 組水下濕法焊接試驗(yàn).母材采用250 mm × 80 mm ×18.4 mm 的X80 管線鋼板，Ac1和Ac3分別為695℃和855 ℃，每2 塊鋼板為一組進(jìn)行對(duì)接焊，采用30° V 形坡口，鈍邊高度和坡口間隙均為2 mm.陸上和水下焊接均采用BROCO Softouch E7014 水下焊條，打底焊用焊條直徑為3.2 mm，填充焊和蓋面焊用焊條直徑為4.0 mm.水下焊接試驗(yàn)時(shí)的環(huán)境溫度和水溫均為20 ℃，水深為1 m.X80 鋼和焊條的化學(xué)成分見表1.焊接工藝參數(shù)見表2.

表1 X80 鋼和焊條的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical compositions of X80 piepeline steel and electrodes

表2 焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding parameters

采用JEOL JSM6510 掃描電子顯微鏡對(duì)焊接接頭不同部位的顯微組織進(jìn)行觀察，采用OLYMPUS SZ61 體視顯微鏡對(duì)蓋面焊熱影響區(qū)(heat-affected zone,HAZ)寬度進(jìn)行測(cè)量.采用華銀HV-1000 顯微硬度計(jì)對(duì)焊接接頭進(jìn)行顯微維氏硬度測(cè)試，選用1.96 N 載荷，加載時(shí)間為15 s.采用西格瑪ASMB6-60 應(yīng)力應(yīng)變儀基于小孔法對(duì)焊件上表面的殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)試.

2 有限元分析

2.1 幾何建模

利用ABAQUS 有限元軟件，對(duì)X80 管線鋼在陸上和水下2 種環(huán)境下4 組焊件的焊接過程進(jìn)行數(shù)值模擬，X80 管線鋼熱物理性能參數(shù)和力學(xué)性能參數(shù)參照文獻(xiàn)[8]中數(shù)據(jù)進(jìn)行設(shè)置.首先依據(jù)各焊件每道焊縫(weld metal,WM)的熔池形貌參數(shù)，建立4 組三維有限元模型.D1試樣的三維模型建立4 層共4 道焊縫，W1試樣的三維模型建立4 層共7 道焊縫，W2和W3試樣的三維模型均建立4 層共6 道焊縫.圖1 為W1試樣的三維有限元網(wǎng)格模型.

圖1 試樣W1 的有限元模型Fig.1 Finite element model of the specimen W1

采用DC3D8 單元對(duì)三維模型進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算，之后采用C3D8R 單元在溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上進(jìn)行應(yīng)力場(chǎng)的順序耦合計(jì)算.

2.2 熱源模型

對(duì)于陸上干法焊接和水下濕法焊接，由于焊件均開30°V 形坡口，受坡口角度的限制，打底、填充和蓋面焊的各道焊縫的熔深較大，故采用雙橢球體熱源模型以體現(xiàn)電弧對(duì)熔池的攪拌作用[9].在ABAQUS 軟件中，通過程序二次開發(fā)將雙橢球熱源模型進(jìn)行公式編譯，根據(jù)焊道具體尺寸參數(shù)在子程序中對(duì)熱源模型參數(shù)進(jìn)行調(diào)整.雙橢球熱源的熱流密度函數(shù)為[10]

式中：ff和fr分別為熱源前、后部分的能量分配比例，滿足ff+fr=2；Q為熱輸入，Q=ηUI，η，U，I分別為熱效率、電弧電壓和焊接電流；af和ar分別為熔池長度方向的參數(shù)；b為1/2 熔寬；c為熔深；β，γ，θ分別為x，y，z三個(gè)方向和電弧主軸的夾角.

2.3 邊界條件

對(duì)于熱邊界條件，對(duì)流、輻射熱流密度[11]分別為

式中：qconv為對(duì)流熱；h為對(duì)流換熱系數(shù)；T為焊件表面溫度；T0為環(huán)境溫度；qrad為輻射熱；ε為熱輻射系數(shù)；σ為Stefan-Boltzmann 常數(shù)，σ=5.67 × 10?8W·m?2·K?4.

空氣自然對(duì)流條件下，對(duì)流換熱系數(shù)h為5～25 W/m2·K[7]；水的自 然對(duì)流 條件下，h為200～1 000 W/m2·K，文中陸地干法焊接計(jì)算用h取20 W/m2·K，對(duì)于水 下濕法焊接，h取250 W/m2·K.熱輻射系數(shù)ε為材料的屬性參數(shù)，受環(huán)境的影響不大，兩種焊接條件下均取0.8.

3 結(jié)果與討論

3.1 顯微組織

為研究焊接工藝參數(shù)對(duì)接頭顯微組織的影響，對(duì)陸上干法焊接試樣D1和水下焊接試樣W1，W3蓋面焊縫的顯微組織進(jìn)行分析.不同焊接條件下接頭的顯微組織如圖2 所示.可以看出，陸上干法焊接試樣D1的焊縫顯微組織主要由先共析鐵素體(proeutectoid ferrite,PF)、側(cè)板條鐵素體(ferrite side plate,FSP)和較多的針狀鐵素體(acicular ferrite,AF)組成，其粗晶熱影響區(qū)(coarse grained heat affected zone,CGHAZ) 顯微組織主要由較多的粒狀貝氏體(granular bainite,GB)和少量的條狀貝氏體(lath bainite,LB)組成.對(duì)于試樣W1，焊縫顯微組織由PF，GB，LB 和AF 組成，相比試樣D1，由于水環(huán)境的存在，冷卻速度更大，焊縫顯微組織中出現(xiàn)了較多的GB 和一定量的LB，AF 數(shù)量明顯減少；CGHAZ 顯微組織為大量的LB+少量的GB，LB 的貝氏鐵素體板條細(xì)長、平直.對(duì)于焊接電流更大的水下焊接試樣W3，焊縫顯微組織由PF、FSP、GB 和AF 組成，由于焊接熱輸入增加，相對(duì)試樣W1，其FSP 和AF 數(shù)量更多，GB 含量較少；CGHAZ的顯微組織也是由LB+GB 組成，但GB 數(shù)量相比W1試樣有所增加.

圖2 不同焊接條件下接頭的顯微組織Fig.2 Microstructures of joints under different welding conditions.(a) D1 WM;(b) D1 CGHAZ;(c) W1 WM;(d) W1 CGHAZ;(e) W3 WM;(f) W3 CGHAZ

3.2 硬度結(jié)果

4 組焊接接頭的硬度分布如圖3 所示.從圖3 可以看出，4 組焊接接頭的最高硬度均出現(xiàn)在熔合線附近的粗晶熱影響區(qū)位置.水下焊接試樣中的最高硬度高于陸上焊接接頭，這是因?yàn)樗潞附永鋮s速度較大，其接頭的CGHAZ 含有大量的LB 和少量GB，而陸上焊接頭CGHAZ 顯微組織則主要為GB.相對(duì)于GB，LB 的形成溫度更低，其板條鐵素體寬度小，板條鐵素體內(nèi)具有大量高密度位錯(cuò)，可以獲得更高的強(qiáng)度和硬度水平[12].在水下焊接試驗(yàn)組中，隨著焊接電流的增大，焊接接頭最高硬度有所下降；試樣W1的硬度水平最高，最高硬度為324 HV，接近DNV-OS-F101 規(guī)定的非酸性條件下最高硬度325 HV.

圖3 硬度分布Fig.3 Hardness distribution

3.3 溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

圖4 為水下焊接試樣W1焊縫填充過程的溫度場(chǎng)云圖.可以看出，當(dāng)焊接過程進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)后，打底焊道的最高溫度為2 134 ℃，第3 道(填充2 層第1 道)焊接的最高溫度為2 383 ℃，第7 道(蓋面層第3 道)焊接的最高溫度為2 288 ℃.由焊接熔池的尺寸可以看出，溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果較為合理，可以實(shí)現(xiàn)母材與焊縫的熔合.

圖4 試樣W1 焊接溫度場(chǎng)云圖Fig.4 Welding temperature field of specimen W1.(a)root pass;(b) 3rd pass;(c) 7th pass

為了研究焊接環(huán)境和焊接電流對(duì)焊接熱循環(huán)曲線的影響，取陸上干法焊接試樣D1和水下焊接試樣W1，W3打底焊道上表面中心線上一點(diǎn)P1和離熔合線3 mm 一點(diǎn)P2(圖1)，得到3 個(gè)試樣的熱循環(huán)曲線(圖5).

圖5 點(diǎn)P1 和點(diǎn)P2 的熱循環(huán)曲線Fig.5 Thermal cycles at P1 and P2.(a) P1;(b) P2

由圖5 中熱循環(huán)曲線可見，對(duì)應(yīng)焊道數(shù)量，試樣D1、W1和W3的熱循環(huán)曲線分別出現(xiàn)4，7 和6 個(gè)峰.相同的焊接電流下，由于水環(huán)境的影響，水下焊接試樣的冷卻速度大于陸地焊接試樣，點(diǎn)P1和點(diǎn)P2的熱循環(huán)冷卻速度均大于陸地焊；水下焊接試樣W1的點(diǎn)P1一次熱循環(huán)峰值溫度(1 804.8 ℃)明顯低于陸上干法焊接試樣D1的峰值溫度(2 018.7℃).對(duì)于點(diǎn)P2，水下焊條件下點(diǎn)P2溫度更低，陸上干法焊接試樣D1在第4 道時(shí)熱循環(huán)出現(xiàn)最高峰值溫度(893.9 ℃)，而水下焊接試樣W1上點(diǎn)P2在第7 道時(shí)熱循環(huán)出現(xiàn)最高峰值溫度(501.4 ℃).

水下焊接條件下，增加焊接電流至205 A 時(shí)，點(diǎn)P1的一次熱循環(huán)峰值溫度上升至1 882.2 ℃，點(diǎn)P2熱循環(huán)曲線最高峰值溫度上升至571.9 ℃，但低于Ac1；相對(duì)于試樣W1的熱循環(huán)曲線，焊后冷卻速度有所降低.W1，W2和W33 組試樣蓋面焊道HAZ 寬度分別為2.07，2.16 和2.31 mm，遠(yuǎn)小于陸地焊接試樣D1的HAZ 寬度(4.42 mm)，可見離熔合線3 mm 處的點(diǎn)P2處于熱影響區(qū)以外，故第7 道熱循環(huán)峰值溫度已降到Ac1以下，計(jì)算結(jié)果合理.

3.4 應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

以175 A 電流水下焊接試樣W1為例，其橫截面殘余應(yīng)力分布如圖6 所示.4 組焊件上表面在1/2 焊件長度處的殘余應(yīng)力分布如圖7 所示.

圖6 試樣W1 橫截面殘余應(yīng)力分布Fig.6 Residual stress distribution in the cross section of specimen W1.(a) σVon;(b) σx;(c) σy

圖7 4 組試樣殘余應(yīng)力在寬度方向的分布Fig.7 Residual stress distribution in four specimens along the width direction.(a) σVon;(b)σx;(c) σy

由圖6 可以看出，水下175 A 焊接試樣W1的等效殘余應(yīng)力σVon在焊縫和HAZ 部位出現(xiàn)了較大的應(yīng)力集中，峰值達(dá)到640.9 MPa.縱向殘余應(yīng)力σx在焊縫和熱影響區(qū)部位出現(xiàn)了較高的拉應(yīng)力，峰值拉應(yīng)力達(dá)到659.3 MPa.橫向殘余應(yīng)力σy在板厚方向出現(xiàn)了應(yīng)力性質(zhì)的變化，峰值拉應(yīng)力出現(xiàn)在焊縫，達(dá)到558.7 MPa.

由圖7 看出，4 組焊接試樣上表面σVon均在焊縫及HAZ 表現(xiàn)出較高的應(yīng)力水平，水下175 A 焊接試樣W1的σVon峰值(589.8 MPa)高于陸地干法175 A 焊接試樣D1(559.3 MPa)；隨著焊接電流增加，水下焊接試樣的σVon峰值應(yīng)力略有下降.4 組焊接試樣的縱向殘余應(yīng)力σx在HAZ 部位表現(xiàn)出高值拉應(yīng)力，水下175 A 焊接試樣W1的峰值拉應(yīng)力值(573.4 MPa)最高，高于陸地干法焊接試樣D1(557.9 MPa)；隨著焊接電流增加，水下焊接試樣的σx峰值拉應(yīng)力略有下降.4 組焊接試樣上表面的橫向殘余應(yīng)力σy水平較低，對(duì)于陸地干法焊接試樣D1，σy在焊縫出現(xiàn)較低水平的拉應(yīng)力值；但對(duì)于3 組水下焊接試樣，由于焊件上部有一定的水層，上表面受到指向內(nèi)部的壓力，σy在上表面焊縫呈現(xiàn)出較低水平的壓應(yīng)力值，隨著焊接電流增加，峰值壓應(yīng)力略有下降.由圖7 還可以看出，水下175 A 焊接試樣中，小孔法測(cè)得的殘余應(yīng)力σx和σy在數(shù)值和分布規(guī)律上和計(jì)算結(jié)果較為接近，有限元計(jì)算結(jié)果較為合理.

3.5 討論

可以看出，相同焊接電流下，水下焊接試樣W1的冷卻速度遠(yuǎn)大于陸地焊接試樣D1，因此焊縫中出現(xiàn)了轉(zhuǎn)變溫度較低的GB 和LB，而轉(zhuǎn)變溫度較高的AF、PF 和FSP 數(shù)量較少；對(duì)于CGHAZ，由于冷卻速度大、高溫停留時(shí)間較短，試樣W1的晶粒尺寸明顯小于D1，且顯微組織中LB 數(shù)量相對(duì)較多，GB 數(shù)量相對(duì)較少，因此硬度高于陸地焊試樣.

溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果表明，相同焊接電流下，水下焊接試樣W1上P1、P2 點(diǎn)的冷卻速度大于陸地焊接試樣D1；水下焊接條件下電弧被壓縮，加熱范圍和HAZ 寬度小于陸地焊接試樣D1，具有較大的溫度梯度，因此焊件內(nèi)等效殘余應(yīng)力峰值高于陸地焊接試樣D1.當(dāng)焊接電流從175 A 增加至205 A 時(shí)，焊件的冷卻速度有所下降，溫度梯度減小，因此水下焊試樣中等效殘余應(yīng)力峰值有所下降.

4 結(jié)論

(1) 水環(huán)境焊接對(duì)焊接接頭的顯微組織分布具有很大的影響.175 A 電流下，X80 管線鋼陸地焊接試樣中，焊縫的顯微組織主要為粗大的PF，F(xiàn)SP 和較多的AF，CGHAZ 的顯微組織為粗大的GB 和少量的LB.水下濕法焊接試樣中，焊縫顯微組織相對(duì)較細(xì)，為PF，GB，LB 和AF，CGHAZ 組織為較多的LB 和少量的GB.

(2) 水下焊接試樣中的最高硬度高于陸上焊接接頭，采用175 A 電流的水下焊接試樣硬度水平最高，最高硬度為324 HV.

(3) 采用175 A 電流時(shí)，水下焊接試樣的冷卻速度大于陸地焊接試樣，等效殘余應(yīng)力σVon最大值和縱向殘余應(yīng)力σx峰值拉應(yīng)力高于陸地焊接試樣.

(4) X80 管線鋼水下焊接試樣具有較高的殘余應(yīng)力水平，縱向殘余應(yīng)力σx在焊縫和熱影響區(qū)部位出現(xiàn)了較高的拉應(yīng)力，橫向殘余應(yīng)力σy的峰值拉應(yīng)力出現(xiàn)在焊縫.在175～ 205 A 范圍內(nèi)增大焊接電流，水下濕法焊接接頭的等效殘余應(yīng)力σVon最大值和縱向殘余應(yīng)力σx峰值拉應(yīng)力有所下降，橫向殘余應(yīng)力σy的峰值壓應(yīng)力略有降低.