焊接方法对X90 管道环焊接头断裂韧性的影响

任伟，帅健

(中国石油大学,北京,102249)

0 序言

随着国内能源需求的不断增加，国内油气长输管道朝着高压、薄壁、大口径的方向发展[1-3].而随着管道钢级的提升，管道强度得到提升，因此管道壁厚可以相应减小，从而节省材料成本，且可以承受更高的压力，从而使得油气输送效率大大提升.因此，更高钢级管道材料的研发成为热点问题.早在2012 年，国家就已经开始大力推进新一代大输量天然气管道的研发[4-5]，而X90 管道逐渐成为研究重点.目前，关于X90 管道的研究主要包括力学性能[6-10]、焊接方法[11-13]和断裂控制[14-18]等方面.但是X90 管道还处在试验室测试阶段，并未正式投入使用.对于长输油气管道来说，管道建设实际上是一项涉及长距离焊接方法的庞大工程.由于长输油气管道的焊接工作通常在室外进行，环境较为复杂，这对油气管道的焊接质量提出了更高的要求.尤其是环焊缝为油气管道的薄弱部分.因此，焊接质量是保证管道安全、高效运行的关键.在油气管道建设中，焊接方法对油气管道的焊接质量有着重要的影响.因此有必要研究焊接方法对X90 管道环焊接头断裂韧性的影响，明确X90 管道环焊接头的断裂性能.为X90 管道在实际工程中的正式使用提供理论指导，同时也为X90 管道焊接评定提供技术支持.

为准确获取X90 管道环焊接头断裂韧性，拟采用低约 束单边 缺口拉 伸试件(single edge notch tension，SENT) 进行断裂韧性试验.由于当前国际通用的断裂韧性测试标准是推荐单边缺口弯曲试件(single edge notch bending，SENB)或紧凑拉伸试件(compact tension，CT) 试件[19-26]，此类试件具有较高约束.然而管道环焊接头裂纹通常具有较低的约束.将高约束试样测得的断裂韧性用于管道环焊接头的断裂评估，会低估其抗断裂的能力，致使评价偏于保守，对管道的安全运行产生了重要的影响.采用低约束SENT 是较为合适的，该试件具有约束与管道相近的特点，所得试验结果能够较好地应用到实际管道，并且测试方法经济便捷[27].

以X90 管道环焊接头为研究对象，分别从手工焊、自保护药芯半自动焊和气保护药芯半自动焊焊接的X90 管道环焊接头中提取待测试件，采用改进的规则化法对X90 环焊接头的SENT 试件进行断裂韧性测试.研究焊接方法对X90 管道环焊接头断裂韧性的影响，揭示X90 管道环焊接头在不同焊接方法下的断裂韧性规律.为后续油气管道建设的焊接施工管理提供经验.

1 试验方法

1.1 焊接方法

目前，中国和其他国家在长输油气管道项目建设中常使用的焊接方法主要包括手工焊接和半自动焊接.手工焊接通常使用焊条电弧焊(shielded metal arc welding，SMAW).在SMAW 中，电弧产生热量，从而使电极熔化.熔化的电极填充在管道之间以连接管道.SMAW 焊接管道的主要优点是在焊接过程中不需要焊剂或保护气体[28-30].它的另一大优点是设备简单且便携性强.此外，对风和气流不太敏感，非常适合户外使用.但是，较低的焊接速度意味着这种方法的生产率较低，且需要一定时间培训焊工.自保护药芯半自动焊(self-shielded fluxcored arc welding，FCAW-S)不使用外部保护气体，而是依靠药芯焊条本身提供的保护.该电极提供气体保护，还会形成覆盖焊缝熔融金属的熔渣，对熔融金属进行保护.填充焊丝的药芯包含形成助熔剂的熔渣和产生保护气体的材料.药芯中的熔剂成分具有多种功能，如：①对熔融金属进行脱氧和脱氮.②形成保护渣，它可使焊珠成形，也能使熔融金属偏离位置.③向焊缝金属中添加合金元素以产生所需的力学性能.④影响焊接特性(如：深熔特性和高熔敷率).

FCAW-S 相比SMAW 提高了生产效率，具有更高的熔敷率.在户外焊接中非常受欢迎，即使在大风条件下，该焊接方法也可以在室外轻松使用，无需外部保护气体[31-32].(气体很容易被风吹走，还容易产生气孔).

在操作上，大多数自保护药芯都采用直流极性.具有熔滴过渡的问题，范围从细小的液滴到大的金属液滴.大多数焊接方法比 FCAW-G 电极具有更粗糙的电弧和更多的飞溅.

气保护药芯半自动焊 (gas-shielded flux-cored arc welding，FCAW-G)同时使用熔渣系统和外部保护气体来保护电弧免受大气影响.保护气体可保护焊池免受氧化，通常由高压气瓶从外部提供.焊缝金属还受到焊剂熔化形成熔渣的保护.因此，该方法也被称为“双保护”焊接，主要是为结构钢的焊接而开发的.这种双保护方法是焊接较厚材料或错位焊接的首选方法.最常用的保护气体是二氧化碳或氩气和二氧化碳的混合物.最常用的混合配比是75% 的氩气和 25% 的二氧化碳.与自保护焊丝一样，药芯中的熔剂成分会产生熔渣，向焊缝金属中添加所需的合金元素并影响焊接特性.然而，它们不提供任何防止大气影响的保护，FCAW-G 方法完全依赖电弧周围的外部保护气体来做到这一点.

与手工焊相比，此方法在相同设置下使用时，可形成力学性能更均匀且缺陷更少的焊缝.连续送进的管状电极比实心焊丝或棒状电极具有更高的生产效率.然而，气体保护方法可能不适合在有风的条件下使用，因为风对气体保护的干扰会导致焊缝金属性能降低.

大多数类型的焊丝都有一个小的熔滴电弧过渡，带有平滑的喷射电弧.但是飞溅范围较大，熔深控制较难.它们通常是室内焊接的首选，因为它们具有更平滑的电弧特性，但需要额外的预防措施以防止风吹走保护气体，产生焊缝气孔.

1.2 环焊接头SENT 试件改进的规则化法

采用低约束SENT 进行断裂韧性测试.对于低约束SENT 试件的断裂韧性测试方法主要分为多试件法和单试件法.由于通过多试件法获取一条阻力曲线需要对多个试件进行测试，在测试时间和取样方面耗损较多，故不再讨论.单试件法根据原理不同主要分为卸载柔度法和规则化法.卸载柔度法不适用在高负荷率、极端温度和腐蚀性环境等情况，需要开发一种替代方法能够在上述环境中进行测试.通常采用的卸载柔度法中测试柔度受卸载、加载影响，且在裂纹扩展初始阶段存在裂纹负增长现象，试验昂贵且耗时.传统的规则化法在ASTM E1820(断裂韧性测量的标准试验方法) 中有所介绍，但针对的是高约束SENB 试件和CT 试件[21,33-35]，因此对传统的规则化法进行修改[36-38]，以满足SENT 试件断裂韧性测试的准确性要求，提出基于SENT 试件的改进的规则化法测试管道环焊接头的断裂韧性.使其可以在高负荷率、极端温度和腐蚀性环境等情况下适用，可以作为卸载柔度法的一种替代方法，其核心优点是在试验中无需重复卸载再加载过程，即可评估裂纹扩展长度.并且在测试过程中试件一次完成加载，测试裂纹长度更加方便和准确，可以准确获取管道环焊缝的断裂韧性，使管道环焊缝的安全评价更加准确，从而保障管道的安全运行.对于与高约束SENB 试件和CT 试件基本相同的测试流程就不在此赘述，环焊接头的SENT 试件改进的规则化法的主要测试流程如下.

(1)裂纹尺寸计算.对载荷−位移(裂纹嘴张开位移,crack mouth opening displacement，CMOD)曲线上的每个荷载点Pi进行规则化处理.

式中:PNi是第i个载荷点处的标准化荷载；W是试件宽度；B是试件开侧槽前的厚度；ηpl是J积分塑性因子；abi是修正裂纹长度，计算为

式中:a0是初始裂纹长度；σY为有效屈服强度或屈服强度；Ji是第i个加载步骤的J积分.

对于每个相应的CMOD 规则化，得出规则化塑性CMOD(),即

式中：Ci为弹性柔度；Vpli是塑性CMOD；Vi是总CMOD；Be为试件有效厚度；BN为试件净厚度；ai为第i个载荷点对应的裂纹长度；E为材料的弹性模量.

曲线最后一点进行规则化处理后作切线，如图1 所示.排除Vpli/W<0.001 的数据和切点之后的数据，进行拟合.

图1 环焊接头SENT 试件规则化数据处理Fig.1 Regular data processing of SENT specimens for ring welding joints

式中：a，b，c，d为拟合系数，通过拟合确定系数后，即可反算求解出实时裂纹长度，拟合数据如图2所示.

图2 环焊接头SENT 试件规则化方法拟合数据Fig.2 Data were fitted by SENT regularization method

(2)J积分的计算.在平面应变条件下的J积分计算公式为

式中：v为材料的泊松比；Ki为应力强度因子计算公式为

式中：G为SENT 试件的应力强度因子系数.塑性J积分Jpl如下：

式中：ηCMOD(i)是基于CMOD 的第i个载荷点对应的塑性因 子；γLLD(i)是基于 加载线位移(load line displacement，LLD) 的第i个载荷点对应的裂纹扩展因子；b(i)是第i个载荷点对应的剩余韧带长度；ηLLD(i)是基于LLD 的第i个载荷点对应的塑性因子；是基于LLD 的第i个载荷点对应的校正的塑性因子；Apl(i)是第i点的塑性面积.

第i点的塑性面积Apl(i)计算公式为

式中：Vpl(i)为(Vi−PiCi).

(3)得到J积分阻力曲线.图3 为通过绘制Ji与Δai(裂纹扩展强度)的关系获得的J积分阻力曲线.

图3 环焊接头SENT 试件J 积分阻力曲线Fig.3 J-integral resistance curve of the ring welded head SENT specimen

在图3 中确定的J积分阻力曲线应符合以下幂函数公式，以确定αJ和ηJ.

式中：αJ和ηJ都是基于J积分阻力曲线的幂函数系数.

(4)得到裂纹尖端张开位移阻力曲线

将得到的J积分通过公式转化为裂纹尖端张开位移(crack tip opening displacement，CTOD)L，即可得到CTOD 阻力曲线.图4 为通过绘制δi与Δai的关系获得的CTOD 阻力曲线.

图4 环焊接头SENT 试件CTOD 阻力曲线Fig.4 CTOD resistance curve of the ring welded head SENT specimen

式中：δi是第i个加载步骤的CTOD；m为JCTOD 转换因子；Ji是第i个加载步骤的J积分.

在图4 中确定的CTOD 阻力曲线应符合以下幂函数公式，以确定αδ和ηδ.

式中：αδ和ηδ都是基于CTOD 阻力曲线的幂函数系数.

2 X90 管道环焊接头断裂韧性测试

以X90 管道环焊接头为研究对象，分别从手工焊、自保护药芯半自动焊和气保护药芯半自动焊焊接的X90 管道环焊接头中提取待测试件，采用改进的规则化法对X90 环焊接头的SENT 试件进行断裂韧性测试.

3 种焊接方法，焊条电弧焊、自保护药芯焊丝半自动焊、气保护药芯焊丝半自动焊分别命名为W01，W02 和W03.

2.1 待测试件取样

X90 管道钢屈服强度为680 MPa，抗拉强度为760 MPa，断后伸长率为25.1%.手工焊的焊缝填充材料为E10018-G 焊条，焊丝直径为4.0 mm.自保护药芯半自动焊的焊接材料为E101T1-GM 药芯焊丝，焊丝直径为1.2 mm.气保护药芯半自动焊选用的焊接材料与自保护药芯半自动焊的材料一致，为E101T1-GM 药芯焊丝，焊丝直径为1.2 mm，保护气体为75%Ar 与25%CO2的混合气.焊接时，焊缝与母材等强匹配，表1 为母材和不同焊接方法的焊缝力学性能.表2 为母材和不同焊接方法的焊缝化学成分.表3 为不同焊接方法的焊接工艺参数.

表1 X90 管道钢母材与焊缝的力学性能Table 1 Mechanical properties of base and weld material

表2 X90 管道钢母材与焊缝化学成分(质量分数，%)Table 2 Chemical compositions of base and weld material

表3 X90 管道钢焊接工艺参数Table 3 Welding process parameters of X90 pipeline

分别收集3 种焊接方法的X90 管道环焊接头，并对其进行热切割，获取SENT 测试试件，如图5所示.焊缝和热影响区试件取材方向应平行于管道轴向且垂直于环焊接头，其焊缝和热影响区位置应处于试件的中心，如图6 所示.焊缝金属试件应在焊缝中心线处加工缺口.热影响区试件的疲劳预裂纹或电 火花加 工(electrical discharge machining，EDM)缺口尖端位于热影响区内焊接熔合线的0.5 mm 以内，如图7 所示.

图5 X90 环焊接头取材实物图Fig.5 X90 ring welding head material drawing

图6 SENT 取材方向与位置示意图Fig.6 SENT sampling direction and location diagram

图7 X90 环焊接头缺口加工位置Fig.7 X90 ring welding head notch machining position

试件厚宽比(B/W)为1，试件厚度B为14 mm，试件宽度W为14 mm，试件初始裂纹长度与试件宽度的比值(a0/W)为0.2,0.3，裂纹则在试件中心处，具体几何尺寸如图8 所示.SENT 试件侧槽角度为90°，两个侧边各加工一个侧槽，每个侧槽深度为为试件厚度的5%，总侧槽深度为试件厚度的10%.加工试件实物如图9 所示，具体的试件信息如表4 所示.

表4 不同焊接方法的裂纹长度Table 4 Crack length of different welding methods

图8 SENT 试件几何尺寸(mm)Fig.8 Geometric dimension of SENT specimen

图9 SENT 试件加工实物图Fig.9 Photos of SENT specimen

2.2 测试装置与流程

测试仪器采用MTS 810-25 型液压伺服试验机，在位移控制下加载试件，同时监测施加的载荷和裂纹张开位移(crack opening displacement，COD)规的位移，如图10 所示.试验在试件达到一定程度的裂纹扩展后停止.双COD 规法可用于直接测量CMOD 和CTOD.试件在位移控制中速率加载为1.2 mm/min.

图10 SENT 加载装置和双COD规Fig.10 Loading device and the setup of double COD gauge

2.3 裂纹长度测量

试验完成后，将试件从试验机取下，并在约300 ℃环境中热着色30 min，以区分裂纹扩展长度.然后在液氮中冷却，并分成两部分，以露出断裂面.检查试样的断裂面，并进行测量，最终确定初始裂纹长度(a0) 和最终裂纹长度(af).X90 环焊接头SENT试样断裂面如图11 所示，断面主要分为线切割区、预制疲劳裂纹区、裂纹扩展区和脆断区.在试件加工之初，利用线切割在焊缝中心处加工裂纹，因此形成线切割区.为了保证裂纹的锐度，需要在正式测试之前进行疲劳裂纹预制，形成较为光滑平整的区域，即为预制疲劳裂纹区.开始测试之后，随着载荷的不断增加，裂纹开始进行扩展，因此形成了裂纹扩展区.在液氮冷却之后，材料呈现脆性状态，将其打断之后，裂纹扩展区之后即呈现脆断区，脆断区断面平齐而光亮，呈结晶状，有金属光泽，且没有明显的塑性变形.

图11 X90 环焊接头SENT 试件断裂面Fig.11 X90 ring welding head SENT the fracture surface of the specimen

3 试验结果与分析

测试手工焊、自保护药芯半自动焊和气保护药芯半自动焊焊接的X90 管道环焊接头的断裂韧性，对X90 管道环焊接头的焊缝区和热影响区的断裂韧性结果进行比较分析.

3.1 焊缝区断裂韧性

采用改进的规则化法，针对基于SENT 试件的X90 管道环焊接头焊缝区，测试其断裂韧性，得到X90 管道环焊接头焊缝区的裂纹扩展阻力曲线，对比分析不同焊接方法得到的测试结果，如图12 所示.由图可知，相同焊接方法下，浅裂纹试件W02-W-22 所得阻力曲线比深裂纹试件W02-W-31 所得阻力曲线低.比较裂纹长度类似的不同焊接方法试件的阻力曲线，浅裂纹试件W01-W-21 所得阻力曲线与W02-W-22 所得阻力曲线较为接近.由于焊缝区试件受焊接过程、焊接接头几何形状和热影响区等影响，较深裂纹试件的断裂韧性比较浅裂纹试件的断裂韧性好的情况是合理的.

图12 不同焊接方法的焊缝区的裂纹扩展阻力曲线Fig.12 Crack propagation resistance curves of weld zone with different welding methods

表5 为阻力曲线的具体αδ和ηδ值.由表可知，由阻力曲线最高的试件W02-W-31 到试件W01-W-21，其αδ值由0.954 减小为0.876，ηδ值由0.539减小为0.418.

表5 焊缝区阻力曲线的αδ和ηδ值Table 5 Weld zone and the value of the resistance curve

3.2 热影响区断裂韧性

图13 为对比分析不同焊接方法的X90 管道环焊接头热影响区的裂纹扩展阻力曲线.由图13 可知，不同焊接方法的X90 管道环焊接头热影响区的裂纹扩展阻力曲线中，W01-H-31 的曲线最高，W02-H-22 的曲线最低.相同焊接方法下不同裂纹深度试件的阻力曲线比较，在焊接方法W02 的情况下，浅裂纹试件W02-H-22 所得阻力曲线比深裂纹试件W02-H-31 和W02-H-32 所得阻力曲线低；在焊接方法W03 的情况下，浅裂纹试件W03-H-21 所得阻力曲线比深裂纹试件W03-H-31 所得阻力曲线高.热影响区在焊接热循环作用下组织结构复杂且不均匀，造成热影响区的局部力学性能也很不均匀.因此，针对相同焊接方法下的热影响区试件，即使测试条件相同，测试结果有可能存在较大差异.

图13 不同焊接方法热影响区的裂纹扩展阻力曲线Fig.13 Resistance curve of crack growth in HAZ of different welding methods

表6 为测试结果拟合得到的热影响区阻力曲线，并给出具体的参数值.由表6 可以看出，不同焊接方法的X90 管道环焊接头热影响区的裂纹扩展阻力曲线中，由阻力曲线最高的试件W01-H-31 到试 件W02-H-22，其αδ值 由1.522 减小为0.833，ηδ值由0.752 减小为0.473.相同焊接方法下不同裂纹深度试件的阻力曲线中，在焊接方法W02 的情况下，由浅裂纹试件W02-H-22 到深裂纹试件W02-H-31 和W02-H-32，其αδ值由0.833 增加为1.482，ηδ值由0.473 增加为0.544；在焊接方法W03 的情况下，由浅裂纹试件W03-H-21 到深裂纹试件W03-H-31，其αδ值由1.213 减小为0.946，ηδ值由0.548 减小为0.442.

表6 热影响区阻力曲线的αδ和ηδ值Table 6 Weld zone and the value of the resistance curve

3.3 焊缝与热影响区试件试验结果对比分析

选取焊接方法为W02 的焊缝区和热影响区的测试结果进行比较，图14 为相同焊接方法下的X90 管道环焊接头焊缝区与热影响区的裂纹扩展阻力曲线对比结果.由图可以看出，热影响区的深裂纹试件具有最高的裂纹扩展阻力曲线，而热影响区的浅裂纹试件具有最低的裂纹扩展阻力曲线.焊缝区的浅裂纹试件W02-W-22 与热影响区的浅裂纹试件W02-H-22 的裂纹扩展阻力曲线非常相近，说明热影响区的浅裂纹试件W02-H-22 的断裂韧性受焊缝区的影响较大.

图14 相同焊接方法下的焊缝区与热影响区的裂纹扩展阻力曲线Fig.14 Crack growth resistance curves of weld zone and heat affected zone under the same welding method

综合比较不同焊接方法的焊缝、热影响区的测试结果，可以发现焊接方法W02 的断裂韧性比焊接方法W01 和W03 断裂韧性好，阻力曲线中拟合的αδ和ηδ值也随着裂纹扩展阻力曲线的降低而降低.

通过比较试件的断裂行为和断面形貌，从而判断是脆性断裂还是韧性断裂.断裂发生时没有明显的塑性变形且不存在稳定裂纹扩展，断面形貌呈平滑明亮结晶状且伴随有河流花样、扇形花样、舌状断口、鱼骨状花样等，即脆性断裂.而韧性断裂在断裂发生时有明显的塑性变形并且裂纹呈稳定扩展状态，断面表现为凹凸不平暗灰色且无光泽的纤维区.表7 为X90 环焊接头焊缝、热影响区断裂韧性结果比较，从表中可以看出，对于焊缝、热影响区的SENT 试件发生了脆断现象.焊接方法W01 共6 个试件，其中焊缝区4 个试件，热影响区2 个试件，共4 个试件发生脆断，其中焊缝区3 个试件脆断，脆断概率为75 %，热影响区1 个试件脆断，脆断概率为50 %.焊接方法W02 共8 个试件，焊缝区4 个试件，热影响区4 个试件，共有3 个试件发生脆断，其中焊缝区试件2 个脆断，焊缝区脆断概率为50%，热影响区试件1 个脆断，热影响区脆断概率为 25 %；焊接方法W03 共8 个试件，焊缝区4 个试件，热影响区4 个试件，共6 个试件发生脆断现象，其中焊缝区4 个试件发生脆断，即焊缝区脆断概率为100 %，热影响区2 个试件脆断，热影响区脆断概率为50 %.通过以上的比较分析可以看出，焊缝及热影响区的SENT 试件都极易发生脆断现象，且焊缝区脆断概率要远远高于热影响区脆断概率，特别是焊接方法W03 焊缝区脆断概率达到100 %.因此焊缝区试件具有相对较差的断裂性能.

表7 焊缝与热影响区断裂情况及断裂韧性结果Table 7 Fracture condition and fracture toughness results of weld and heat affected zone

比较3 种焊接方法的X90 环焊接头焊缝、热影响区断裂韧性结果.焊接方法W02 的焊缝区的断裂韧性最高，为0.740 mm，焊接方法W03 的焊缝区的断裂韧性最低，为0.120 mm；焊接方法W02的热影响区试件W02-H-31 的断裂韧性最高，为1.380 mm，焊接方法W02 的热影响区试件W02-H-22 的断裂韧性最低，为0.606 mm.由此可以得出，焊接方法W03 的焊缝区断裂韧性较差，在实际工程应用中作为参考方法需要优化.

4 结论

(1)分别从手工焊、自保护药芯半自动焊和气保护药芯半自动焊焊接的X90 管道环焊接头中提取测试试件，研究3 种试件的焊缝区与热影响区的断裂韧性规律.焊缝区试件在试验中极易发生脆断，具有相对较差的抗断裂性能，并且受焊接方法影响较大，其中焊接方法W03 的焊缝区试件全部发生脆断；热影响区测试结果因为其形状尺寸原因，极易受到焊缝和母材区断裂韧性的影响，且也受到焊接方法的影响，比较3 种焊接方法热影响区的断裂韧性，焊接方法W03 的热影响区抗断裂能力最差.

(2)浅裂纹SENT 试件测试所得X90 焊缝区材料断裂韧性最大值为0.74 mm，最小值为0.12 mm；热影响区断裂韧性最大值为1.38 mm，最小值为0.61 mm.考虑到焊接方法W03 较差的抗断裂能力，仅研究焊接方法W01 和W02 情况时，焊缝区断裂韧性最大值0.74 mm，最小值为0.36 mm；热影响区断裂韧性最大值为1.38 mm，最小值为0.61 mm.