大壁厚螺旋埋弧焊管補焊工藝研究

劉振偉，王海生，王玉慶，李世武

（渤海裝備華油鋼管公司，河北 青縣062650）

大壁厚螺旋埋弧焊管補焊工藝研究

劉振偉，王海生，王玉慶，李世武

（渤海裝備華油鋼管公司，河北 青縣062650）

為了研究大壁厚螺旋埋弧焊管多次補焊后焊縫性能的變化情況，利用夏比沖擊試驗、拉伸試驗、彎曲試驗、硬度檢測和金相檢驗等方法對壁厚為21.4 mm的螺旋埋弧焊管不同補焊工藝完成的焊接接頭進行了檢驗。結果發(fā)現(xiàn)，5種不同補焊工藝下焊接接頭的拉伸性能、沖擊韌性、彎曲性能及硬度值均滿足標準要求，與原始焊接接頭相比，補焊后的試樣焊接接頭微觀組織未發(fā)現(xiàn)嚴重的晶粒長大現(xiàn)象，且未出現(xiàn)其他脆性組織，經理化檢驗和無損檢測，3次至5次補焊性能也均能滿足西氣東輸管線標準要求，為多道次的補焊工藝推廣打下堅實的理論基礎。

螺旋埋弧焊管；大壁厚；補焊

隨著能源需求的不斷增長，遠距離高壓油氣輸送管道向著高強度、高韌性、大壁厚、大直徑及大輸量方向發(fā)展已成必然[1-3]。制管焊接過程易出現(xiàn)燒穿、焊偏、未焊透、未熔合、氣孔夾渣、咬邊、斷弧等缺陷[4-7]，這些缺陷的存在對管道安全構成了極大威脅。因此，管道焊縫需要嚴格的檢測，依據(jù)API SPEC 5L標準[8]對鋼管焊縫進行逐根排查檢測，如100%X光檢測、超聲波探傷、拍片檢驗等，一旦發(fā)現(xiàn)缺陷，則嚴格按照補焊工藝進行補焊處理。依據(jù)管線標準，在鋼管生產前必須對原料進行補焊工藝評定試驗，各項性能指標完全符合管線設計標準后方能進行生產。對于鋼管焊縫出現(xiàn)的缺陷一般一次補焊即可完成補焊任務，但有時會出現(xiàn)多次補焊的情況?！短烊粴夤艿拦こ啼摴芡ㄓ眉夹g條件》中規(guī)定了焊縫同一位置已修補過2次的，不允許再次修補，但是，3次及以上補焊后焊接接頭的性能會受到什么影響，特別是熱影響區(qū)會經歷多次熱循環(huán)作用，其強度和韌性等方面的性能是否還能滿足標準要求，本研究是基于以上基礎展開討論。

1 試驗材料和方法

試驗采用X80M鋼級Φ1 422 mm×21.4 mm螺旋埋弧焊管，其化學成分見表1。從焊管上制取6塊帶有焊縫的試樣，取樣位置如圖1所示。試樣編號為B-0、B-1、B-2、B-3、B-4及B-5，分別對應原始焊縫、一次補焊、二次補焊、三次補焊、四次補焊和五次補焊后焊縫。如B-5表示原始試樣焊縫經歷“碳弧刨開－補焊”如此往復5次后的焊縫，其余編號類推。然后檢測不同補焊后試樣的拉伸性能、熱影響區(qū)和焊縫沖擊性能及焊縫彎曲性能等的變化情況。

表1 試驗用螺旋埋弧焊管母材化學成分 %

圖1 實際試樣取樣位置

外焊縫經過碳弧加工成U形溝槽，形狀如圖2所示，參數(shù)見表2。試驗選用CHE607GX焊條，直徑分別為4.0 mm和3.2 mm。氣刨加工后的樣坯實物照片如圖3所示。

圖2 外焊縫加工成U形溝槽示意圖

表2 刨槽形狀參數(shù)

圖3 實際氣刨加工后的樣坯

補焊采用Lincoln V450-S焊接設備，電源極性為直流反接。補焊操作過程完全由同一位焊工獨立完成，采用共7道次完成補焊，一道次采用直徑為3.2 mm焊條，其他各道次均采用直徑為4.0 mm焊條，具體焊接參數(shù)見表3。預熱溫度為150℃，層間溫度為130～160℃。

表3 各道次焊接參數(shù)

每個補焊試樣都要經歷7道次焊接，焊接后的試樣照片如圖4所示。從圖4可以看出，補焊后的焊縫形貌良好。

圖4 補焊后的試樣照片

2 試驗結果及討論

2.1 無損檢測結果

補焊后的5塊試樣經過X光和超聲波檢驗，均未發(fā)現(xiàn)缺陷，X光照片如圖5所示。

圖5 補焊試樣的X光照片

2.2 拉伸試驗

X80M鋼級Φ1 422 mm×21.4 mm螺旋埋弧焊管的拉伸試驗結果見表4。由表4可見，除B-3外，其余焊接接頭拉伸斷裂位置均在焊縫區(qū)域，說明在該補焊工藝下經歷多道次焊接后，強度指標均在700 MPa以上；熱影響區(qū)無明顯軟化，說明經歷5道次補焊工藝后，鋼管焊接接頭的強度指標均能滿足標準要求。

表4 拉伸試驗結果

2.3 焊縫和熱影響區(qū)沖擊試驗

沖擊試驗按照ASTM A370－14進行，試樣規(guī)格為10 mm×10 mm×55 mm，V形缺口，試驗溫度為-10℃，焊縫沖擊功見表5。

表5 焊縫沖擊性能

從表5可以看出，沖擊功單值集中分布在100 J以上，個別出現(xiàn)低值為78 J，平均值均在100 J以上，均滿足標準對焊接接頭韌性的要求。補焊后的焊縫和熱影響區(qū)的沖擊韌性幾乎未受到補焊工藝的影響，特別值得注意的是B-5經歷的5次“碳弧刨開－補焊”補焊工藝后，焊縫和熱影響區(qū)韌性均高于原始試樣B-0。

2.4 焊接接頭導向彎曲試驗

焊接接頭導向彎曲試驗按照ASTM A370－14進行，試驗分為正彎和反彎，試樣寬度38 mm，彎曲角度180°，彎芯直徑為214 mm。試驗結果表明，每個工藝下試樣正彎和反彎180°后均無裂紋，滿足標準要求。實際彎曲后的試樣如圖6所示。

圖6 導向彎曲試驗后的試樣

2.5 硬度試驗

硬度試驗按照ASTM E384－11 e1進行。硬度試驗檢測點位置如圖7所示，試驗結果見表6。試驗結果表明，分別經歷1次、2次、3次、4次和5次補焊工藝的焊接試樣的硬度差異不大，特別是焊接熱影響區(qū)硬度值 （硬度點2、3、6、7、10、13）無明顯波動，說明該區(qū)域未出現(xiàn)明顯的軟化和硬化現(xiàn)象，焊接接頭的硬度指標較為均勻，且均滿足標準要求。

圖7 硬度測試位置

2.6 顯微組織

經第1次～第5次補焊后的焊接試樣宏觀形貌幾乎一致，補焊前后焊接接頭宏觀形貌如圖8所示。這里只列舉B-5進行分析。

補焊前原始試樣外焊縫由埋弧自動焊焊接而成。從圖8可以看出，內外焊縫界線分明，經補焊后內焊縫基本保持原來形貌，但外焊縫被7道次補焊焊縫代替。經過7層補焊后的宏觀照片如圖9 所示。圖9中焊縫共分為7層，第1層為打底焊，第2～第6層為填充焊，第7層為蓋面焊。

表6 硬度測試結果 HV10

圖8 B-5補焊前后焊接接頭宏觀形貌對比

圖9 補焊焊縫形貌及各道次分布圖

焊縫各層微觀組織形貌圖10所示。圖10（a）為第1道次打底焊微觀組織形態(tài)，組織特征為先共析鐵素體（PF）+針狀鐵素體（AF）+珠光體（P）。由于是第1道次打底焊，周圍基體處于常溫狀態(tài)，熱傳導速率較快，熔池迅速凝固形成了高鋼級管線鋼常見的針狀鐵素體組織形態(tài)。圖10（b）～圖10（f）分別為第2～第6道次填充焊的微觀組織，均為PF+準多邊形鐵素體（QF）+P的組織特征，與打底焊晶粒尺寸相比，有一定程度長大，組織均勻性變差，部分區(qū)域出現(xiàn)網狀組織（如10（e）所示）。圖10（g）為第7道次的蓋面焊微觀組織形態(tài)，以QF+AF組織特征為主，由于靠近外層和大氣環(huán)境的接觸面積最大，熱傳導和散熱速率更快，因此保留了部分AF組織，使表面熔池在短時間內迅速凝固形成了和打底焊相似的高鋼級管線鋼常見針鐵素體組織形態(tài)特征。針狀鐵素體組織具有較強的止裂能力，其主要是由較細小的鐵素體板條束加片狀M/A組元構成，具有精細的亞單元和高的位錯密度，有效晶粒尺寸較其他組織更加細小[9-11]。這種互相交錯彼此咬合的針狀鐵素體及分布狀態(tài)能有效延長裂紋擴展路徑，增大裂紋擴展阻力，可顯著提高焊縫韌性[12-13]。

以B-5為例對比分析熱影響區(qū)的組織形貌，原始試樣B-0和5次補焊B-5的焊縫宏觀形貌如圖11所示。從圖11可以看出，B-0和B-5的焊縫形貌存在較大的差異，5次補焊后外焊縫明顯變寬，原有的埋弧焊留下的熱影響區(qū)被完全刨除，B-5中的外焊熱影響區(qū)為手工焊。后續(xù)觀察B-1、B-2、B-3、B-4、B-5補焊熱影響區(qū)組織發(fā)現(xiàn)，經歷不同次數(shù)的補焊，熱影響區(qū)相對位置顯微組織相差不大，這可能跟手工焊焊接熱輸入較小有關。

對應圖11中不同區(qū)域的熱影響區(qū)顯微組織照片如圖12所示。分別選取同一相對位置如1層（打底焊）、3層（填充焊）、5層（填充焊）和7層（蓋面焊）熱影響區(qū)顯微組織進行對比分析。

圖10 各層微觀組織形貌

圖11 B-0和B-5同一位置熱影響區(qū)對比

對比第1層打底焊附近熱影響區(qū)與原始試樣B-0顯微組織特征差異發(fā)現(xiàn)，試樣B-0熱影響區(qū)原始奧氏體晶粒均比較粗大，這與埋弧焊焊接時熱輸入量較大有關，較高的熱輸入量導致原始奧氏體晶粒過分長大，B-0熱影響區(qū)仍以粒狀貝氏體為主的組織特征（見圖12（a））。第7層（蓋面焊）對應熱影響區(qū)原始奧氏體晶粒相對較小，這是由于刨開缺口過程中，把原始試樣中熱影響區(qū)刨掉，顯微組織幾乎全部為粒狀貝氏體（見圖12（b）所示）。第5層（填充焊）熱影響區(qū)由于經歷了多次熱循環(huán)作用，出現(xiàn)部分晶粒細化，組織以粒狀貝氏體為主，參雜有少量的貝氏體鐵素體（見圖12（d）所示）。 第 3層（填充焊）熱影響區(qū)與第5層（填充焊）熱影響區(qū)顯微組織相似，也經歷了多道次熱循環(huán)，但部分區(qū)域出現(xiàn)了所謂的項鏈組織，奧氏體內部以貝氏體鐵素體和粒狀貝氏體為主（見圖12（f）所示）。最后對比打底焊和試樣B-0同一位置熱影響區(qū)顯微組織形貌，經歷了“碳弧刨開－補焊”如此往復5次補焊工藝后，B-5試樣打底焊熱影響區(qū)組織未表現(xiàn)出明顯惡化，這與“碳弧刨開”過程有關，刨的過程中把埋弧焊留下的熱影響區(qū)完全刨掉，現(xiàn)在觀察到的為手工焊熱影響區(qū)，由于手工焊焊接熱輸入量相對較小，因此手工焊熱影響區(qū)原始奧氏體晶粒較細。反映在韌性上，試樣B-5熱影響區(qū)比B-0具有優(yōu)異的沖擊韌性；B-1至B-4金相試樣與B-5試樣在顯微組織上相差無幾，這里不一一論述。

圖12 對應圖11中不同區(qū)域的熱影響區(qū)顯微組織照片

3 結 論

（1）本研究選用21.4 mm壁厚螺旋埋弧焊管經歷了2～5道次補焊后，焊接接頭各項理化性能與1次補焊相當，且各項指標均滿足標準要求。2～5道次的補焊對焊接接頭理化性能影響不大。

（2）5次補焊后（B-5）焊接接頭焊縫和熱影響區(qū)的沖擊韌性均明顯高于B-0，其他各項理化性能也均滿足標準要求，焊接熱影響區(qū)未出現(xiàn)明顯的軟化和硬化現(xiàn)象。

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Study on Repair Welding Process of Large Wall Thickness SAWH Pipe

LIU Zhenwei,WANG Haisheng,WANG Yuqing,LI Shiwu
（Bohai Equipment North China Petroleum Steel Pipe Co.,Ltd.,Qingxian 062650,Hebei,China）

In order to study the weld performance change of heavy wall thickness SAWH pipe after many times repair welding,the different repair welding process for 21.4 mm heavy wall thickness SAWH pipe welded joint was tested by means of Charpy impact，tensile test,bending test， hardness testing and metallographic test.The result indicated that the tensile property of welded joint,impact toughness,bending property and hardness value all meet the requirements of the standard.Compared with the original welded joints,no serious grain growth phenomenon of welded joints after repair welding was found,as well as other brittle structure.After 3～5 times repair welding，the performance of both physical and chemical inspection and nondestructive testing can meet the standard requirements of the West-to-East Gas Pipeline Project.And it can lay a solid theoretical foundation for the multi-pass repair welding technology.

SAWH pipe;heavy wall thickness;repair welding

TG407

B

10.19291/j.cnki.1001-3938.2016.06.009

劉振偉（1981―），男，碩士，工程師，主要從事理化檢驗和鋼管的研發(fā)工作。

2015－10－26

李紅麗