劉 宇，由宗彬，韓 濤

(中國石油天然氣管道科學研究院有限公司，油氣管道輸送安全國家工程實驗室 河北 廊坊 065000)

0 引 言

現(xiàn)場環(huán)焊是長輸油氣管道最關(guān)鍵的施工環(huán)節(jié)之一，環(huán)焊接頭的質(zhì)量性能對于保障整條管道的安全運營十分重要。近年來，我國X80管線鋼管的工程應用越來越廣泛，在環(huán)焊工藝評定和性能檢測時發(fā)現(xiàn)部分環(huán)焊接頭存在軟化和脆化現(xiàn)象，這對管道的安全運行造成一定的風險和隱患[1]。X80管線鋼在經(jīng)歷復雜的焊接熱循環(huán)后，組織與性能發(fā)生改變，且呈不均勻分布，因此有必要對X80管線鋼環(huán)焊熱影響區(qū)顯微組織和力學性能的主要影響因素和規(guī)律進行深入研究，從而采取相應措施，有效減小環(huán)焊接頭軟化和脆化傾向，保障X80環(huán)焊接頭的質(zhì)量性能滿足工程要求[2-5]。

1 試驗材料與方法

試驗材料取自三種不同化學成分的X80管線鋼，試驗鋼的主要化學成分見表1。由此可知，三種X80管線鋼化學成分存在一定差異，其中X80-C的碳當量高于其它兩種鋼，添加Mo、V，且Nb含量較高；另外兩種鋼中未添加Mo，其中X80-A中Cu含量較高，而X80-B含較高的Ni和Nb。

表1 試驗用X80管線鋼化學成分(質(zhì)量分數(shù)) %

采用Gleeble 3500熱模擬試驗機對三種X80試驗鋼進行了焊接熱影響區(qū)(HAZ)的熱循環(huán)模擬試驗，試驗參數(shù)見表2。

表2 焊接熱影響區(qū)模擬試驗參數(shù)

熱模擬拉伸試樣規(guī)格為D10 mm×110 mm圓棒，熱模擬后加工成拉伸試樣，試樣尺寸見圖1，然后采用MTS 810試驗機進行室溫拉伸試驗。熱模擬沖擊試樣規(guī)格為10.5 mm×10.5 mm×70 mm，熱模擬后對試樣進行磨拋，然后采用4%硝酸酒精溶液對磨拋面進行侵蝕，對試樣中心經(jīng)歷熱循環(huán)的位置進行光學金相和掃描電鏡觀察與分析，以及維氏硬度HV10測試；然后將該試樣加工為10 mm×10 mm×55 mm標準夏比沖擊V型缺口試樣，進行-10 ℃沖擊韌性測試。為了減小試驗誤差，降低偶然因素對結(jié)果的影響，在試驗中采取了相應技術(shù)措施，包括保證熱模擬試驗設(shè)備狀態(tài)參數(shù)、操作人員，以及試驗夾持、試樣加工、缺口位置等關(guān)鍵環(huán)節(jié)的一致性和穩(wěn)定性，確保試驗數(shù)據(jù)準確、可靠。

圖1 熱模擬后拉伸試樣規(guī)格示意圖

2 結(jié)果分析與討論

2.1 X80模擬焊接熱影響區(qū)的拉伸性能

圖2為三種X80鋼模擬焊接熱影響區(qū)在不同峰值溫度下的屈服強度和抗拉強度對比(冷卻時間t8/5為15 s)。由圖2(a)可知，當峰值溫度小于700 ℃時，屈服強度相對于母材的變化較小；當峰值溫度大于800 ℃時，屈服強度顯著下降；當峰值溫度為900～1 000 ℃時，屈服強度降至最低，即細晶熱影響區(qū)(FGHAZ)存在明顯軟化；隨著峰值溫度的進一步升高，屈服強度逐步增大。

圖2 峰值溫度對X80模擬焊接熱影響區(qū)屈服強度和抗拉強度的影響(t8/5=15 s)

由圖2(b)可知，模擬焊接熱影響區(qū)抗拉強度的變化幅度小于屈服強度。當峰值溫度為800 ℃，X80-C的抗拉強度出現(xiàn)高值，即臨界熱影響區(qū)(IGHAZ)存在硬化傾向。隨著峰值溫度的增大，X80-A和X80-B的抗拉強度均呈緩慢下降趨勢；當峰值溫度大于1 000 ℃，抗拉強度開始增大，其中X80-B的增大趨勢顯著，當峰值溫度為1 300 ℃時，即粗晶熱影響區(qū)(CGHAZ)的抗拉強度高于母材，存在一定的硬化傾向。

圖3為X80-B鋼模擬焊接熱影響區(qū)在不同冷卻時間t8/5下的屈服強度和抗拉強度對比。由此可知，隨著冷卻時間t8/5的增大，屈服強度和抗拉強度的軟化率和軟化溫度范圍均呈增大趨勢；當t8/5≤15 s時，模擬CGHAZ(峰值溫度為1 300 ℃)的抗拉強度顯著增大。

圖3 冷卻時間t8/5對X80-B鋼模擬焊接熱影響區(qū)屈服強度和抗拉強度的影響

2.2 X80模擬焊接熱影響區(qū)的維氏硬度

圖4為三種X80鋼模擬焊接熱影響區(qū)在不同峰值溫度下維氏硬度的對比(冷卻時間t8/5為15 s)。由此可知，當峰值溫度為900～1 000 ℃時，三種X80鋼模擬焊接熱影響區(qū)維氏硬度均出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，其中X80-A與X80-C的維氏硬度下降更為顯著；當峰值溫度大于1 000 ℃時，維氏硬度逐步增大。

圖4 峰值溫度對X80模擬焊接熱影響區(qū)維氏硬度的影響(t8/5=15 s)

2.3 X80模擬焊接熱影響區(qū)軟化參數(shù)對比

三種X80鋼模擬焊接熱影響區(qū)軟化參數(shù)的對比(冷卻時間t8/5為15 s)見表3～表5，包括屈服強度、抗拉強度、維氏硬度相對于母材的最大軟化率，以及出現(xiàn)軟化的溫度范圍。由此可知，三種X80鋼模擬焊接熱影響區(qū)均存在一定程度的軟化，其中屈服強度的下降較為顯著。對比可知，X80-A屈服強度與抗拉強度的軟化率和軟化溫度范圍最大，X80-C維氏硬度的軟化率最大。綜合可知，X80-B模擬焊接熱影響區(qū)的軟化程度小于其它兩種鋼。

表3 X80模擬焊接熱影響區(qū)屈服強度Rt0.5相對母材的軟化參數(shù)

表4 X80模擬焊接熱影響區(qū)抗拉強度Rm相對母材的軟化參數(shù)

表5 X80模擬焊接熱影響區(qū)維氏硬度(HV10)

2.4 X80模擬焊接熱影響區(qū)的低溫沖擊韌性

圖5為三種X80鋼模擬焊接熱影響區(qū)在不同峰值溫度下的-10 ℃夏比沖擊吸收功對比(冷卻時間t8/5為15 s)。由此可知，X80-A模擬焊接熱影響區(qū)在不同峰值溫度下均具有良好的低溫韌性，沖擊功均高于300 J；X80-B在峰值溫度為1 300 ℃時，即粗晶熱影響區(qū)(CGHAZ)出現(xiàn)明顯脆化，沖擊功僅為15 J；X80-C在峰值溫度為800 ℃和1 300 ℃時出現(xiàn)了兩個沖擊功低值，即臨界熱影響區(qū)(ICHAZ)和粗晶熱影響區(qū)(CGHAZ)均存在脆化現(xiàn)象。

圖5 峰值溫度對X80模擬焊接熱影響區(qū)低溫韌性的影響(t8/5=15 s)

2.5 X80模擬焊接熱影響區(qū)的顯微組織

圖6為三種X80鋼母材及部分模擬焊接熱影響區(qū)的金相組織(冷卻時間t8/5為15 s)。由此可知，三種X80鋼母材金相組織存在明顯差異，X80-A母材為細小的準多邊形鐵素體(QF)、針狀鐵素體(AF)與少量粒狀貝氏體(GB)組織；X80-B母材為多邊形鐵素體(PF)和板條狀貝氏體鐵素體(BF)組成的雙相組織；X80-C母材為針狀鐵素體(AF)組織。其中X80-B為典型的抗大變形管線鋼雙相組織，具有較高的形變硬化指數(shù)、較大的均勻塑形變形能力、較低的屈強比等性能特點，其現(xiàn)場環(huán)焊性能也受到較大關(guān)注[6-7]。

當峰值溫度為900 ℃時，三種X80鋼的模擬FGHAZ組織均轉(zhuǎn)變?yōu)榧毿〉腜F和QF，原母材組織中的馬氏體-奧氏體組元(M-A)明顯減少，帶狀分布形態(tài)完全消失，此時的基體組織已基本完成奧氏體化，但由于奧氏體的不均勻性及大量細小的Nb(CN)析出抑制了奧氏體晶粒長大，因此在冷卻時相變溫度高，顯微組織細小，韌性得到改善，但強度和硬度出現(xiàn)下降[8]，其中X80-B的模擬FGHAZ組織中存在更多細小且均勻分布的M-A島，因此軟化程度小于其它兩種X80鋼。當峰值溫度為1 300 ℃時，X80-A模擬CGHAZ組織由GB和板條BF組成，其中M-A細小且分布較均勻，韌性良好；X80-B、X80-C組織為粗大的板條BF，M-A數(shù)量較多且尺寸粗大，韌性出現(xiàn)顯著惡化。

圖6 X80母材及模擬焊接熱影響區(qū)的金相組織(t8/5=15 s)

圖7為X80-C鋼在峰值溫度為800 ℃時的金相和掃描電鏡照片。由此可知， X80-C鋼模擬ICHAZ組織由QF、GB和粗大的M-A組成，其中M-A數(shù)量較多，

圖7 X80-C鋼在峰值溫度為800℃時的顯微組織(t8/5=15 s)

尺寸較大且分布不均勻。由于峰值溫度處于Ac1和Ac3之間，組織發(fā)生不完全相變，晶粒尺寸不均勻，粗大的M-A島沿原奧氏體晶界分布，造成低溫韌性顯著下降。

3 結(jié) 論

1)X80模擬焊接熱影響區(qū)存在一定軟化現(xiàn)象，軟化的峰值溫度范圍為800～1 000 ℃，即臨界區(qū)ICHAZ和細晶區(qū)FGHAZ；屈服強度的軟化比抗拉強度和維氏硬度更為顯著。

2)隨著冷卻時間t8/5的增大，即焊接熱輸入量的增大，X80 焊接熱影響區(qū)的軟化率和軟化溫度范圍均呈增大趨勢。

3)碳當量較高的X80-C焊接熱影響區(qū)存在臨界區(qū)ICHAZ和粗晶區(qū)CGHAZ脆化現(xiàn)象。

4)對X80管線鋼化學成分及原始組織狀態(tài)進行合理設(shè)計，可有效減小焊接熱影響區(qū)的軟化和脆化趨勢。