趙 波，張衛(wèi)東，孫 奇

（1.渤海裝備研究院，河北 青縣 062658；2.渤海裝備華油鋼管公司，河北 青縣 062658；3.渤海裝備鋼管銷售公司，河北 青縣062658）

0 前 言

我國(guó)天然氣管道工程技術(shù)發(fā)展經(jīng)歷了以陜京一線為代表的第一代 （鋼級(jí)低于X65，管徑＜1 000 mm，壓力≤6.4 MPa，輸量＜100 億 m3/a），到以西氣東輸一線、 二線為代表的第二代 （鋼級(jí) X70/X80，管徑 1 000～1 219 mm，壓力 10～12 MPa，輸量 100～300 億 m3/a）。 隨著我國(guó)石油天然氣需求的增長(zhǎng)，管線輸送正朝著高強(qiáng)度、 高壓力、 長(zhǎng)距離、 大直徑方向發(fā)展，要求輸量達(dá)到300 億m3/a 以上，因此，第二代天然氣管道工程技術(shù)已不能滿足超大輸量的需求，需要研制開發(fā)第三代 （鋼級(jí) X90/X100，管徑 1 200～1 422 mm，壓力＞12 MPa，輸量＞300 億 m3/a，設(shè)計(jì)系數(shù) 0.8）管道工程技術(shù)，為超大輸量天然氣管道工程建設(shè)做好技術(shù)支撐和儲(chǔ)備，具有迫切的工程需求和重要的戰(zhàn)略意義[1]。

近年來(lái)，為滿足高強(qiáng)度大輸量管道建設(shè)發(fā)展需求，先后進(jìn)行了X90、 X100 鋼級(jí)直縫和螺旋縫埋弧焊管的試制開發(fā)。 X90 管線鋼是控軋控冷低碳微合金鋼，具有高強(qiáng)度和良好的抗延性斷裂能力，但是隨著強(qiáng)度的提高，焊縫熱影響區(qū)更容易產(chǎn)生軟化和脆化等問(wèn)題[2-11]，特別是經(jīng)歷雙面埋弧焊中的二次熱循環(huán)作用后，X90 管線鋼的組織性能會(huì)發(fā)生顯著變化。 本研究采用焊接熱模擬技術(shù)，研究了二次熱循環(huán)對(duì)X90 管線鋼熱影響區(qū)軟化和低溫脆化的影響。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料為X90 管線鋼，板厚為16.3 mm，其化學(xué)成分見表1，金相組織如圖1 所示。 由圖1 可以看出，試驗(yàn)用X90 管線鋼的金相組織主要由細(xì)小的針狀鐵素體和少量的準(zhǔn)多邊形鐵素體組成。

表1 X90 管線鋼的化學(xué)成分 %

圖1 試驗(yàn)用X90 管線鋼的金相組織

1.2 試驗(yàn)方法

焊接熱模擬試驗(yàn)在Gleeble-3500 型熱模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，沖擊試樣尺寸為10 mm×10 mm×55 mm，拉伸試樣尺寸為 Φ10 mm×100 mm。 根據(jù)熱電偶測(cè)溫試驗(yàn)并利用數(shù)值模擬計(jì)算方法，采用直縫埋弧焊管線能量45 kJ/cm、 螺旋縫埋弧焊管線能量25 kJ/cm 兩種焊接工藝，擬定熱模擬試驗(yàn)參數(shù)。 一次熱循環(huán)不同峰值溫度分別為1 350 ℃、1 000 ℃、 850 ℃，二次熱循環(huán)不同峰值溫度分別為 950 ℃、 800 ℃、 730 ℃，45 kJ/cm 和 25 kJ/cm線能量下的二次熱循環(huán)溫度曲線如圖2 和圖3 所示。 每組參數(shù)3 個(gè)試樣，模擬熱循環(huán)后的試樣經(jīng)加工，按照ISO 148-1 在NCINI 730 型沖擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行V 形缺口夏比沖擊試驗(yàn)，試驗(yàn)溫度為-10 ℃；按照ASTM A370 在INSTRON 5585H 型拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。 按照GB/T 13298 在Axiovert 200 MAT 金相顯微鏡上進(jìn)行金相組織觀察，試樣在焊接熱循環(huán)試樣上截取，放大500 倍照相。

圖2 線能量為45 kJ/cm 時(shí)的二次熱循環(huán)峰值溫度曲線

圖3 線能量為25 kJ/cm 時(shí)的二次熱循環(huán)峰值溫度曲線

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 二次熱循環(huán)峰值溫度對(duì)組織的影響

一次熱循環(huán)峰值溫度為1 350 ℃時(shí)，不同線能量和不同溫度二次熱循環(huán)后試樣的組織形貌如圖4 所示。 由圖4 可以看出，試樣的組織形貌在不同焊接線能量、 在相同溫度下的變化規(guī)律基本相同。 當(dāng)二次熱循環(huán)溫度為950 ℃時(shí)，組織形態(tài)晶粒細(xì)小，組織主要為粒狀鐵素體+少量的貝氏體鐵素體，其間彌散分布著細(xì)小的 M/A 組元；當(dāng)二次熱循環(huán)溫度為 800 ℃和730 ℃時(shí)，組織呈現(xiàn)粗晶區(qū)形貌，主要以貝氏體鐵素體為主，含有少量的粒狀鐵素體，原奧氏體晶粒粗大，晶界清晰，粗大的 M/A 組元在原奧氏體晶界形成，呈現(xiàn)出項(xiàng)鏈狀的結(jié)構(gòu)。 然而二次熱循環(huán)溫度不同，組織也略有不同，二次熱循環(huán)溫度為 800 ℃時(shí)（見圖4 （b）和圖4 （e）），沖擊韌性很低，表現(xiàn)為局部脆化，此時(shí)的再熱粗晶區(qū)組織仍有少量板條馬氏體，但板條束明顯增大，雖然發(fā)生了重結(jié)晶，但組織并未得到細(xì)化，表現(xiàn)為組織遺傳現(xiàn)象[7]。與此同時(shí)，沿原奧氏體晶界形成富碳的M/A組元也較為粗大，且呈項(xiàng)鏈結(jié)構(gòu)[8]，使晶界進(jìn)一步脆化，使韌性大大下降。

圖4 一次熱循環(huán)峰值溫度1 350 ℃時(shí)不同線能量和二次熱循環(huán)溫度下的組織形貌

一次熱循環(huán)峰值溫度為1 000 ℃時(shí)，不同線能量和不同溫度二次熱循環(huán)后試樣的組織形貌如圖5所示。 由圖5 可看出，當(dāng)一次熱循環(huán)峰值溫度降低到1 000 ℃時(shí)，二次熱循環(huán)溫度對(duì)試樣的組織影響不大，組織多為細(xì)小的塊狀鐵素體+細(xì)小的粒狀鐵素體的混合組織，其間夾雜著細(xì)小的M/A 組元。

圖5 一次熱循環(huán)峰值溫度1 000 ℃時(shí)不同線能量和二次熱循環(huán)溫度下的組織形貌

一次熱循環(huán)峰值溫度為850 ℃時(shí)，不同線能量和不同溫度二次熱循環(huán)后試樣的組織形貌如圖6 所示。 由圖6 可以看出，當(dāng)一次熱循環(huán)峰值溫度降到850 ℃，二次熱循環(huán)溫度為950 ℃時(shí)，組織為細(xì)小的塊狀鐵素體+少量的粒狀鐵素體，M/A 組元細(xì)??；二次熱循環(huán)溫度降低到800 ℃和730 ℃時(shí)，較為粗大的塊狀先共析鐵素體沿?zé)彳埿巫儙Щ蚱鰠^(qū)析出，晶內(nèi)主要為細(xì)小的針狀鐵素體，出現(xiàn)帶狀組織。 焊件線能量為25 kJ/cm 時(shí)得到的組織比線能量45 kJ/cm時(shí)更為細(xì)小，帶狀組織也不明顯。 二次熱循環(huán)峰值溫度為730 ℃時(shí)，組織晶粒更加細(xì)小，帶狀組織逐漸消失，組織仍然為細(xì)小的塊狀鐵素體+少量的粒狀鐵素體。

圖6 一次熱循環(huán)峰值溫度850 ℃時(shí)不同線能量和二次熱循環(huán)溫度下的組織形貌

2.2 二次熱循環(huán)峰值溫度對(duì)性能的影響

圖7 X90 管線鋼在不同線能量和不同峰值溫度下的顯微硬度

圖7 為X90 管線鋼在不同線能量和不同峰值溫度下的顯微硬度。 由圖7 可以看出，線能量為45 kJ/cm 時(shí)，隨著二次峰值溫度的增加，一次峰值溫度1 350 ℃下X90 管線鋼的硬度呈現(xiàn)出下降的趨勢(shì)，在二次峰值溫度為950 ℃時(shí)達(dá)到最小值 245HV；在一次峰值溫度為 1 000 ℃時(shí)，硬度呈現(xiàn)先上升再下降的趨勢(shì)，在二次峰值溫度為730 ℃時(shí)達(dá)到最小值256HV；在一次峰值溫度為850 ℃時(shí)，硬度隨二次峰值溫度的增加呈現(xiàn)上升的趨勢(shì)，在二次峰值溫度為730 ℃時(shí)達(dá)到最小值347HV。 線能量為 25 kJ/cm 時(shí)，在一次峰值溫度為 1 350 ℃、 1 000 ℃和 850 ℃時(shí)，X90 管線鋼的硬度均隨二次峰值溫度的增加呈現(xiàn)出先下降后上升的變化規(guī)律，硬度的最低值均出現(xiàn)在二次峰值溫度為850 ℃時(shí)，其硬度的最小值分別為267HV、 288HV 和272HV。

圖8 為X90 管線鋼在不同線能量和不同峰值溫度下的低溫沖擊韌性。 由圖8 可以看出，兩種焊接線能量下，在一次熱循環(huán)峰值溫度為1 000 ℃和850 ℃，二次熱循環(huán)峰值溫度分別為950 ℃、 800 ℃和 730 ℃時(shí)，試樣沖擊功均較高，基本保持在 300～450 J，在二次熱循環(huán)溫度為800 ℃時(shí)韌性降低到300 J 左右。 這是由于在一次熱循環(huán)溫度下熱影響區(qū)較細(xì)的原奧氏體晶界形成了一定數(shù)量的細(xì)小M/A 組元，導(dǎo)致其韌性有所降低。 在一次熱循環(huán)峰值溫度為1 350 ℃時(shí)，不同二次熱循環(huán)峰值溫度下二次組織遺傳了一次粗大組織結(jié)構(gòu)，并且組織中均存在大量塊狀粗大的M/A 組元；同時(shí)二次峰值溫度為800 ℃時(shí)，更粗大的M/A 組元沿原奧氏體晶界呈現(xiàn)項(xiàng)鏈狀結(jié)構(gòu)，造成韌性值降低。 這是由于組織中大部分M/A 為塊狀，對(duì)韌性有很大的破壞作用，但隨著二次熱循環(huán)溫度的升高，沖擊功也略有升高。

圖8 不同焊接線能量下X90 管線鋼不同峰值溫度下的低溫沖擊性能

圖9 不同線能量和不同二次熱循環(huán)峰值溫度下的拉伸性能

圖9 為X90 管線鋼不同線能量和不同二次熱循環(huán)峰值溫度下的拉伸性能。 由圖9 可見，在兩種焊接線能量下，在一次熱循環(huán)峰值溫度一定時(shí)，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均隨二次熱循環(huán)峰值溫度的升高而降低。 圖9 （a） 中一次熱循環(huán)峰值溫度為1 350 ℃時(shí)，隨二次熱循環(huán)溫度的不同變化較為明顯，焊接線能量為25 kJ/cm，在一次熱循環(huán)峰值溫度為1 350 ℃、 二次熱循環(huán)溫度為730 ℃時(shí)，強(qiáng)度達(dá)到最大值，其中屈服強(qiáng)度達(dá)到563 MPa，抗拉強(qiáng)度達(dá)到 820 MPa。 圖9 （b） 中焊接線能量為45 kJ/cm，在一次熱循環(huán)峰值溫度為 1 000 ℃、 二次熱循環(huán)溫度為 950 ℃時(shí)，強(qiáng)度達(dá)到最低值，其中屈服強(qiáng)度為393 MPa，抗拉強(qiáng)度為 677 MPa。 由圖9 （b） 和圖9 （c） 可以看出，一次熱循環(huán)峰值溫度為 1 000 ℃和 850 ℃時(shí)，強(qiáng)度隨二次峰值溫度的變化不大，但還是在較低的峰值溫度時(shí)強(qiáng)度稍高。

圖10 為線能量25 kJ/cm 時(shí)X90 管線鋼在不同二次循環(huán)峰值溫度下的拉伸性能。 由圖10 可以看出，不同一次熱循環(huán)峰值溫度下，試驗(yàn)鋼的延伸率和斷面收縮率變化幅度不大，斷面收縮率維持在75%左右，而延伸率則在30%上下浮動(dòng)。其中，在一次熱循環(huán)峰值溫度為850 ℃、 二次熱循環(huán)溫度為 730 ℃時(shí)，延伸率達(dá)到最大值32.3%；在一次熱循環(huán)峰值溫度為 850 ℃、 二次熱循環(huán)溫度為950 ℃時(shí)，斷面收縮率達(dá)到最大值76.2%。 屈強(qiáng)比在一次熱循環(huán)峰值溫度為1 350 ℃時(shí)較其他兩溫度數(shù)值偏高。 圖10 （a） 和圖10 （c） 中，在一次熱循環(huán)峰值溫度為 1 350 ℃和850 ℃時(shí)，屈強(qiáng)比均在二次熱循環(huán)峰值溫度為730 ℃時(shí)出現(xiàn)較大值，其中一次熱循環(huán)峰值溫度1 350 ℃、 二次熱循環(huán)峰值溫度730 ℃時(shí)出現(xiàn)最大屈強(qiáng)比0.69。

圖11 為線能量45 kJ/cm 時(shí)X90 管線鋼在不同二次熱循環(huán)峰值溫度下的拉伸性能。 由圖11可以看出，不同一次熱循環(huán)峰值溫度下，試驗(yàn)鋼的延伸率和斷面收縮率變化趨勢(shì)大致相同，均呈現(xiàn)出先降低后升高的走勢(shì)，其中較低值均出現(xiàn)在二次熱循環(huán)峰值溫度800 ℃。 在一次和二次熱循環(huán)峰值溫度分別為1 350 ℃和800 ℃時(shí)，延伸率和斷面收縮率達(dá)到最小值，其中延伸率為25.9%，斷面收縮率為72.7%。 屈強(qiáng)比隨一次熱循環(huán)峰值溫度的降低而整體下降，當(dāng)一次熱循環(huán)峰值溫度為1 350 ℃時(shí)，屈強(qiáng)比較高。 由圖11 （a） 和圖11 （b） 可見，一次熱循環(huán)峰值溫度為1 350 ℃和1 000 ℃時(shí)，屈強(qiáng)比均出現(xiàn)先升高后降低的趨勢(shì)，其中一次熱循環(huán)峰值溫度1 350 ℃、 二次熱循環(huán)峰值溫度800 ℃時(shí)，出現(xiàn)最大屈強(qiáng)比0.69。

圖10 X90 管線鋼在線能量為25 kJ/cm 時(shí)和不同二次熱循環(huán)峰值溫度下的拉伸性能

圖11 X90 管線鋼在線能量為45 kJ/cm 時(shí)和不同二次熱循環(huán)峰值溫度下的拉伸性能

3 分析討論

當(dāng)二次熱循環(huán)峰值溫度處在臨界區(qū) （α+γ）范圍內(nèi)時(shí) （圖 8 中的 800 ℃），熱影響區(qū)韌性值最低，表現(xiàn)為臨界粗晶區(qū)局部脆化現(xiàn)象。 可以看出，對(duì)一次粗晶區(qū) CGHAZ 在 （α+γ） 兩相區(qū)的二次焊接熱循環(huán)后，臨界粗晶區(qū)ICCGHAZ 的組織形態(tài)發(fā)生了較大的變化。 在ICCGHAZ 中有比CGHAZ 中更粗大的M/A 組元，并呈現(xiàn)斷續(xù)網(wǎng)狀的原奧氏體晶界，即由M/A 組元斷續(xù)連接起來(lái)的原奧氏體邊界的 “項(xiàng)鏈” 結(jié)構(gòu) （見圖4 （b）和圖4 （e））。 研究結(jié)果認(rèn)為，這種粗大形態(tài)的M/A 組元是導(dǎo)致ICCGHAZ 局部脆化的主要原因[8]。

M/A 組元是低合金高強(qiáng)鋼在焊接熱過(guò)程中一種普遍存在的組織，但唯獨(dú)在ICCGHAZ 中形成的M/A 組元使韌性嚴(yán)重惡化。 究其原因，是與ICCGHAZ 在 （α+γ） 兩相區(qū)熱過(guò)程中所形成的M/A 組元的特定組態(tài)緊密相關(guān)。 CGHAZ 粗大的原奧氏體晶界和板條界為ICCGHAZ 形成粗大的M/A 提供了條件。 同時(shí)，當(dāng)二次熱循環(huán)的峰值溫度處在 （α+γ） 臨界區(qū)時(shí)，由于經(jīng)一次熱循環(huán)形成的非平衡組織具有一定的定向性，碳原子易于作定向擴(kuò)散，促使碳濃度分布非均勻性。 同時(shí)，由于在 （α+γ） 內(nèi)α 的形成過(guò)程是一個(gè)向外排碳的過(guò)程，因而使得這時(shí)形成的γ 比高溫單相γ區(qū)形成的γ 具有更大的含碳量，形成較大的富碳γ 區(qū)。 這種富碳的γ 在隨后的冷卻過(guò)程中可形成含碳量較高的馬氏體。 研究表明，在含碳量較低的管線鋼中，CGHAZ 中M/A 組元的馬氏體含碳量可達(dá)到 0.15%～0.8%，ICCGHAZ 中M/A 組元的馬氏體含碳量可達(dá)到1.32%～1.7%，這種粗大、 高度富碳的馬氏體極易誘發(fā)顯微裂紋，致使韌性嚴(yán)重降低[8]。

4 結(jié) 論

（1） X90 管線鋼試樣在第一焊道粗晶區(qū)中受到后一焊道兩相區(qū)溫度 （800 ℃） 加熱時(shí)，形成的臨界粗晶區(qū)發(fā)生嚴(yán)重脆化，是熱影響區(qū)的最脆區(qū)。

（2） X90 管線鋼試樣臨界粗晶區(qū)脆化的主要原因是該區(qū)遺傳了粗晶區(qū)粗大的組織形態(tài)，同時(shí)沿原奧氏體晶界形成粗大、 高度富碳的、 呈項(xiàng)鏈結(jié)構(gòu)的M/A 組元。

（3） X90 管線鋼試樣一次熱循環(huán)粗晶區(qū)經(jīng)峰值溫度為950 ℃的二次熱循環(huán)后，晶粒細(xì)小，組織分布較為均勻，低溫沖擊韌性較好。