李玉坤，趙賞鑫 ，韓天昊，常景龍 ，彭啟鳳，楊進(jìn)川, 韓志強(qiáng)

(1. 中國(guó)石油大學(xué)(華東)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院，山東青島 266580； 2.國(guó)家管網(wǎng)集團(tuán)西部管道有限責(zé)任公司，新疆烏魯木齊 830013； 3.國(guó)家石油天然氣管網(wǎng)集團(tuán)有限公司，北京 100028； 4.齊魯空天信息研究院，山東濟(jì)南 250100; 5.新疆油田公司風(fēng)城油田作業(yè)區(qū)，新疆克拉瑪依 834000)

焊接時(shí)焊縫區(qū)域溫度梯度大、變化迅速，焊接完成后不可避免地產(chǎn)生殘余應(yīng)力，而過(guò)大的殘余應(yīng)力是誘發(fā)管道焊接接頭脆性斷裂、疲勞斷裂和應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂等失效形式的重要原因[1-2]。同時(shí)受焊材及溫度影響，環(huán)焊縫區(qū)域金相組織與母材存在顯著差異，力學(xué)性能發(fā)生改變，是管道的薄弱環(huán)節(jié)[3]。選擇合適的焊后處理工藝，通過(guò)應(yīng)力檢測(cè)方法評(píng)價(jià)處理效果，能夠降低環(huán)焊縫殘余應(yīng)力，對(duì)保障管道服役安全具有重要意義。超聲沖擊技術(shù)是一種金屬材料表面強(qiáng)化技術(shù)，能夠在焊縫表面施加較大的壓縮塑性變形，使表層焊縫組織發(fā)生有益的變化，從而降低殘余應(yīng)力，提高環(huán)焊縫力學(xué)性能[4]。矯頑力法自1981年提出以來(lái)由于其測(cè)量快速、結(jié)果穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)受到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注[5-6]。超聲沖擊法與矯頑力法已在大型鋼結(jié)構(gòu)、農(nóng)用機(jī)械、動(dòng)車(chē)鋼軌車(chē)輪等方面開(kāi)展了大量應(yīng)用[7-12]，也有學(xué)者嘗試應(yīng)用于管道[13-14]，但關(guān)于環(huán)焊縫處的研究較少。筆者以帶環(huán)焊縫的X80焊接管道為研究對(duì)象，將超聲沖擊法應(yīng)力消減技術(shù)和矯頑力法應(yīng)力評(píng)價(jià)技術(shù)結(jié)合，對(duì)焊縫殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量、消減、評(píng)價(jià)，研究消減前后環(huán)焊縫金相組織、殘余應(yīng)力、力學(xué)性能變化。

1 原理及設(shè)備

1.1 超聲沖擊系統(tǒng)工作原理及設(shè)備

超聲沖擊技術(shù)是一種金屬材料表面強(qiáng)化技術(shù)，能夠在焊縫表面施加較大的壓縮塑性變形。沖擊設(shè)備主要包括控制器和沖擊槍，如圖1所示?？刂破鲀?nèi)有超聲波驅(qū)動(dòng)電源，能夠?qū)⑹须娹D(zhuǎn)換成高頻高壓交流電。沖擊槍為執(zhí)行機(jī)構(gòu)，內(nèi)部包括換能器、變幅桿和沖擊頭，如圖2所示。換能器利用壓電陶瓷的負(fù)壓電效應(yīng)將輸入的電能轉(zhuǎn)換成機(jī)械能，在縱向作往復(fù)伸縮運(yùn)動(dòng)形成超聲波，伸縮運(yùn)動(dòng)的頻率等同于驅(qū)動(dòng)電源的交流電流頻率，伸縮的位移量約為十幾微米。換能器后接變幅桿，變幅桿的作用一方面將振幅放大至100 μm以上;另一方面對(duì)沖擊針施加沖擊力，推動(dòng)沖擊針做高速往返運(yùn)動(dòng)，沖擊頻率為兩萬(wàn)赫茲。沖擊頭沖擊工件后，能量向焊縫傳遞，以達(dá)到消除內(nèi)應(yīng)力的作用。沖擊頭受工件的反作用后回彈，碰到高頻振動(dòng)的變幅桿后，再次受到激發(fā)，又一次高速度撞向焊縫，反復(fù)多次完成沖擊作業(yè)。由于執(zhí)行機(jī)構(gòu)沖擊槍結(jié)構(gòu)小重量輕，效率高，節(jié)能性好，處理速度快，每分鐘可處理接近半米的焊縫，可以方便地應(yīng)用到管道、采油平臺(tái)、船舶、機(jī)車(chē)車(chē)輛、壓力容器等野外和高空現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)等場(chǎng)合。

圖1 超聲沖擊設(shè)備Fig.1 Ultrasonic impact equipment

圖2 超聲沖擊執(zhí)行機(jī)構(gòu)Fig.2 Ultrasonic impact actuator

1.2 矯頑力法測(cè)量原理及設(shè)備

矯頑力(Hc)是鐵磁性材料剩磁降為零時(shí)所需施加反向外加磁場(chǎng)的磁場(chǎng)強(qiáng)度。應(yīng)力對(duì)材料磁化過(guò)程產(chǎn)生影響，實(shí)質(zhì)上是應(yīng)力對(duì)磁化過(guò)程中疇壁運(yùn)動(dòng)造成了阻礙。磁疇結(jié)構(gòu)發(fā)生疇壁位移和磁矩轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)需要能量，應(yīng)力能作為一種能量?jī)?chǔ)存在疇壁能中，改變了磁疇發(fā)生不可逆磁化運(yùn)動(dòng)的臨界場(chǎng)強(qiáng)度，考慮應(yīng)力作用時(shí)的臨界磁場(chǎng)強(qiáng)度表達(dá)式[15]為

(1)

式中，H0σ為應(yīng)力作用下臨界場(chǎng)強(qiáng)度，A/m；λs為磁致伸縮系數(shù)；μ0為磁導(dǎo)率，H/m；Ms為飽和磁化強(qiáng)度，A/m；θ為外加磁場(chǎng)與磁化方向的夾角，弧度；δ為疇壁厚度，m；l為應(yīng)力有效波長(zhǎng)，m；σ為應(yīng)力，MPa。

矯頑力是由磁疇結(jié)構(gòu)不可逆運(yùn)動(dòng)形成的，數(shù)值上為材料內(nèi)部各個(gè)磁疇結(jié)構(gòu)臨界場(chǎng)強(qiáng)度的平均值，因而應(yīng)力與矯頑力間的力磁耦合計(jì)算公式為

(2)

式中，Hcσ為被測(cè)區(qū)域的矯頑力，A/m。

矯頑力與應(yīng)力之間具有良好的線性對(duì)應(yīng)關(guān)系，應(yīng)力集中處矯頑力顯著增大，可通過(guò)矯頑力法有效評(píng)估環(huán)焊縫處應(yīng)力集中現(xiàn)象。本文中所使用的矯頑力測(cè)量設(shè)備為NOVOTEST KRC-M2鐵磁性材料矯頑力測(cè)量?jī)x，如圖3所示，量程為1.0～40.0 A/cm，測(cè)量精度為0.1 A/cm，測(cè)量前需使用矯頑力為2.6和13.9 A/cm的標(biāo)準(zhǔn)試塊進(jìn)行標(biāo)定。

圖3 NOVOTEST KRC-M-2測(cè)量?jī)x及標(biāo)定試塊Fig.3 NOVOTEST KRC-M-2 measuring instrument and calibration block

2 試 驗(yàn)

2.1 環(huán)焊縫超聲沖擊試驗(yàn)

圖4 X80焊接管道和消減后焊縫Fig.4 X80 welded pipe and weld after reduction

采用LM-30超聲沖擊設(shè)備對(duì)規(guī)格為直徑1 219 mm、壁厚16.5 mm、長(zhǎng)度40 cm帶有環(huán)焊縫的X80焊接管道進(jìn)行環(huán)焊縫表面沖擊試驗(yàn)，如圖4(a)所示。沖擊位置為整個(gè)焊縫表面，移動(dòng)速度約為200 mm/min，消減方位為管道的0～ 6點(diǎn)，使沖擊槍基本在自重作用下垂直于焊縫對(duì)焊縫進(jìn)行沖擊處理，并與未處理的6～12點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比。消減后焊縫外表面如圖4(b)所示，焊縫表面呈亮銀色，并產(chǎn)生過(guò)渡半徑1.5～2.0 mm、深度0.1～0.2 mm的圓滑凹槽，焊趾處過(guò)渡更加均勻。

2.2 對(duì)顯微組織影響

如圖5所示，使用線切割機(jī)，從0點(diǎn)兩側(cè)消減和未消減區(qū)域，以焊縫為中心，切割長(zhǎng)度、寬度和高度均為20 mm的試塊，觀察管道環(huán)焊縫截面的組織變化。試塊首先經(jīng)過(guò)粒徑分別為55.0、38.5、25.7、19.3、15.4、12.8和10.3 μm砂紙打磨，之后使用拋光機(jī)進(jìn)行拋光，最后用體積分?jǐn)?shù)3%硝酸酒精進(jìn)行侵蝕。侵蝕后環(huán)焊縫處呈灰白色顆粒狀，光澤略暗；母材處呈亮銀色顆粒狀，光澤明亮，表明焊材與X80管線鋼組織或化學(xué)成分存在一定差異。

圖5 侵蝕后試件表面和觀測(cè)區(qū)域示意圖Fig.5 Surface of specimen after erosion and observation area diagram

采用蔚儀WY-20BD倒置明暗場(chǎng)金相顯微鏡，觀察消減前后試件的金相組織，觀察區(qū)域如圖5(b)所示，分別位于焊趾處的熔合線(區(qū)域Ⅰ)及焊縫外表面中心以下2～3 mm處(區(qū)域Ⅱ)。試驗(yàn)結(jié)果如圖6(圖中線段1 cm代表20 μm)所示，其中(a)和(c)為消減前試件的顯微組織，(b)和(d)為消減后試件的顯微組織。由圖6可知，焊縫處金相組織均以多邊形鐵素體及粒狀貝氏體為主，母材處晶粒較細(xì)，更加均勻；焊縫處晶粒均勻程度較差，晶粒更加粗大。通過(guò)消減前后區(qū)域Ⅰ處顯微組織對(duì)比可知，消減前焊縫與母材交界處有清晰的熔合線，晶體顆粒大小及光澤存在顯著區(qū)別，熔合線處晶粒粗大，焊縫組織與母材組織排列較為規(guī)整，晶粒取向均勻，呈層帶狀分布；消減后分界線較為模糊，母材處組織向焊縫一側(cè)生長(zhǎng)，焊縫處組織與母材處組織交界處晶粒取向呈隨機(jī)狀分布。熔合線附近受到大應(yīng)變量、高應(yīng)變速率和多方向載荷的共同作用，應(yīng)力場(chǎng)逐漸疊加，內(nèi)應(yīng)力達(dá)到機(jī)械變形的臨界應(yīng)力，晶粒產(chǎn)生大量位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)，不同晶粒之間產(chǎn)生了一定的取向差，最終表現(xiàn)為環(huán)焊縫熔合線附近層帶破碎，形成了取向呈隨機(jī)分布的晶粒組織，相互交織分布，有利于力學(xué)性能提高。消減前后距焊縫中心2～3 mm處顯微組織則差異不顯著。顯微組織變化可知環(huán)焊縫處塑性變形量由表及里逐漸減小，超聲消減作用范圍有限，只能對(duì)表層組織產(chǎn)生顯著影響。環(huán)焊縫經(jīng)過(guò)強(qiáng)烈的塑性變形后，晶粒纏結(jié)在一起，壓縮變形量越大，晶粒變化越明顯。超聲沖擊作用后，焊趾處幾何形狀更加均勻，焊縫與母材的熔合線處顯微組織由均勻?qū)訋罘植嫁D(zhuǎn)變?yōu)榻豢椃植?，大塊的晶粒得到細(xì)化，有利于力學(xué)性能提高。

圖6 消減前后金相組織Fig.6 Metallographic structure before and after reduction

2.3對(duì)殘余應(yīng)力影響

試驗(yàn)采用矯頑力法評(píng)價(jià)管道環(huán)焊縫區(qū)域的殘余應(yīng)力，通過(guò)消減前后矯頑力變化研究超聲沖擊對(duì)管道環(huán)焊縫殘余應(yīng)力的影響。如圖7所示，規(guī)定垂直于環(huán)焊縫方向即管道軸向?yàn)閤，平行于環(huán)焊縫方向即管道環(huán)向?yàn)閥。以環(huán)焊縫起焊處為0點(diǎn)，按表盤(pán)12個(gè)鐘點(diǎn)方位標(biāo)記環(huán)焊縫，沿著環(huán)焊縫方向每隔30 min取為一個(gè)待測(cè)方位，如0:00、0:30、1:00、1:30等，測(cè)量至6:00。每個(gè)待測(cè)方位沿管道軸向取5個(gè)待測(cè)點(diǎn)，其中③號(hào)點(diǎn)位于焊縫中心，②、④號(hào)點(diǎn)位于焊趾處，①、⑤號(hào)點(diǎn)位于母材上，測(cè)點(diǎn)距離為5 cm。使用NOVOTEST KRC-M2鐵磁性材料矯頑力測(cè)量?jī)x測(cè)量了管道消減前后的矯頑力，同時(shí)使用盲孔法測(cè)量了消減前后的殘余應(yīng)力。

圖7 管道鐘點(diǎn)劃分及測(cè)點(diǎn)示意圖Fig.7 Piping clock division and measuring point diagram

圖8為消減前后的軸向矯頑力Hcx和環(huán)向矯頑力Hcy測(cè)量數(shù)據(jù)繪制的焊縫中心與焊趾處矯頑力變化曲線。由圖8可知，焊縫中心處矯頑力都有不同程度減小，焊趾處個(gè)別點(diǎn)矯頑力增大。軸向矯頑力消減前平均為10.9 A/cm，消減后為10.3 A/cm，降低了0.6 A/cm；環(huán)向矯頑力消減前平均為9.5 A/cm，消減后為9.2 A/cm，降低了0.3 A/cm。整體而言近焊縫區(qū)域矯頑力是降低的，表明殘余應(yīng)力有所減小。

使用盲孔法對(duì)矯頑力法評(píng)價(jià)效果進(jìn)行驗(yàn)證，盲孔法測(cè)得超聲沖擊前后焊縫中心1點(diǎn)、2點(diǎn)、3點(diǎn)、4點(diǎn)方位的殘余應(yīng)力如表1所示。

圖8 消減前后矯頑力變化Fig.8 Coercivity change before and after reduction

表1 消減前后盲孔法的殘余應(yīng)力測(cè)量Table 1 Residual stress measurement results of blind hole method before and after reduction

由表1可知，在環(huán)焊縫表面進(jìn)行沖擊后，焊縫中心軸向殘余應(yīng)力平均值由121 MPa變?yōu)?103 MPa，環(huán)向殘余應(yīng)力由93 MPa降低為-97 MPa，全部由拉應(yīng)力變?yōu)閴簯?yīng)力，應(yīng)力集中程度降低，與矯頑力法測(cè)量結(jié)果相同。試驗(yàn)結(jié)果表明超聲沖擊法能夠有效消減管道環(huán)焊縫殘余應(yīng)力，矯頑力法可以正確評(píng)價(jià)應(yīng)力消減效果，利用超聲沖擊消減技術(shù)和矯頑力測(cè)量應(yīng)力技術(shù)可以有效提高環(huán)焊縫安全裕度。

2.4 對(duì)力學(xué)性能影響

依據(jù)GB/T 228-2016《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》和GB/T 2651-2008 《焊接接頭拉伸試驗(yàn)方法》加工等壁厚拉伸試樣，在室溫下進(jìn)行單向拉伸力學(xué)性能試驗(yàn)。試樣以焊縫為中心，試件每隔30 min取一塊，共計(jì)22個(gè)(消減后12個(gè)，消減前10個(gè))，其中取自5:00方位的試件存在一定錯(cuò)邊現(xiàn)象。試驗(yàn)前以焊縫為中心取100 mm作為標(biāo)距，測(cè)量拉斷后標(biāo)距的長(zhǎng)度，計(jì)算試件延伸率。以5 mm/min的位移速率進(jìn)行加載并一次性拉斷。拉斷后所有試件如圖9所示，拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

由表2可知，該段X80管線鋼屈服強(qiáng)度為611～653 MPa，抗拉強(qiáng)度為702～750 MPa，整體強(qiáng)度較高，但性質(zhì)不均，離散程度較大，相鄰位置取材的試件仍存在30 MPa的強(qiáng)度差別。消減后焊縫中心矯頑力降低了0.8～1.4 A/cm，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度提高了約10 MPa，屈強(qiáng)比和延伸率變化較小。試驗(yàn)結(jié)果表明超聲應(yīng)力消減對(duì)焊縫區(qū)拉伸力學(xué)性能略有改善，但影響程度較小。SY/T 4103- 2006《鋼質(zhì)管道焊接及驗(yàn)收》中，環(huán)焊縫驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)為焊縫拉伸試驗(yàn)斷開(kāi)位置在母材上且大于同鋼級(jí)管材規(guī)定的最小強(qiáng)度，即屈服強(qiáng)度大于555 MPa、抗拉強(qiáng)度大于625 MPa，可知本段焊接管道拉伸力學(xué)性能合格。

制作了消減前后的標(biāo)準(zhǔn)軸向沖擊試件10組，消減前5組，消減后試件5組，焊縫中心開(kāi)口和焊趾處開(kāi)口為一組。試件具體尺寸如圖10(a)所示，缺口為V型。試驗(yàn)后試件照片如圖10(b)所示，斷口呈灰白色顆粒狀，由于試件韌性較高，所有試件均未完全撕裂。

測(cè)得各個(gè)試樣的沖擊功如圖11所示。由圖11可得，消減前焊縫開(kāi)口試件沖擊功平均值為201 J，熔合區(qū)為162 J，表明焊縫中心沖擊韌性高于熔合區(qū)。消減后試件沖擊功增大，焊縫中心沖擊功由201 J提高到228 J，提高了27 J，提高比例為13.2%，熔合區(qū)由162 J提高到196 J，提高了34 J，提升比例為21.5%，表明超聲沖擊法對(duì)焊接管段沖擊韌性的提高較為顯著，尤其是焊趾處沖擊功提高比例超過(guò)20%。結(jié)合超聲沖擊后熔合線與焊縫中心顯微組織變化可知，未消減前熔合線附近晶粒呈帶狀分布，組織分布不均，抵抗外載能力較差，沖擊功低；超聲沖擊導(dǎo)致表面塑性變形不斷疊加，帶動(dòng)內(nèi)部晶粒重新排列，晶粒取向改變，焊趾處晶體交織分布，沖擊韌性提高，力學(xué)性能改善。

圖10 沖擊試件尺寸示意圖和沖擊韌性試件斷面Fig.10 Impact specimen size diagram and fracture surface of impact specimen

圖11 沖擊試驗(yàn)結(jié)果Fig.11 Results of impact test

3 現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用

某天然氣長(zhǎng)輸管道經(jīng)射線檢測(cè)發(fā)現(xiàn)相鄰兩道焊口存在未超標(biāo)的缺欠，其中1號(hào)焊口1點(diǎn)鐘至6點(diǎn)方向存在錯(cuò)邊現(xiàn)象，錯(cuò)邊量為1～2 mm；2號(hào)焊口8點(diǎn)半方向存在夾渣，深度為7 mm，長(zhǎng)度為5 mm，如圖12所示。兩道焊口兩側(cè)均為直管段，直徑為1 219 mm，壁厚為16.5 mm，實(shí)時(shí)運(yùn)行壓力為7.2～7.3 MPa。錯(cuò)邊與夾渣是管道環(huán)焊縫均為管道常見(jiàn)環(huán)焊縫缺陷類(lèi)型，缺陷的存在會(huì)引發(fā)管道存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，導(dǎo)致該區(qū)域成為管道的薄弱環(huán)節(jié)，可通過(guò)超聲應(yīng)力消減技術(shù)降低管道應(yīng)力集中程度?，F(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用時(shí)剝離管道防腐層，將待測(cè)區(qū)域打磨光亮，使用矯頑力測(cè)量?jī)x對(duì)消減區(qū)域進(jìn)行消減前矯頑力測(cè)量；之后將超聲沖擊槍對(duì)準(zhǔn)管道焊趾部位，槍身垂直于管道表面，將沖擊頭的沖擊針陣列沿焊縫方向排列，以0.1～0.5 m/min的處理速度沿焊趾平滑移動(dòng)，以便使焊趾部位獲得更好的光滑過(guò)渡外形；最后使用矯頑力測(cè)量?jī)x對(duì)消減后環(huán)焊縫進(jìn)行測(cè)量，對(duì)比消減前后矯頑力變化值判斷消減效果。通過(guò)超聲沖擊技術(shù)對(duì)1號(hào)焊口的0～6點(diǎn)方向和2號(hào)焊口的8點(diǎn)半方向環(huán)焊縫處進(jìn)行了應(yīng)力消減，并在消減前后測(cè)量了1號(hào)口1點(diǎn)至5點(diǎn)方向的矯頑力以及2號(hào)口8點(diǎn)半方向的矯頑力，對(duì)效果進(jìn)行評(píng)價(jià)。

消減前后的焊口缺陷附近的矯頑力測(cè)量結(jié)果如表3所示。消減后大多數(shù)測(cè)點(diǎn)位置矯頑力降低，與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果一致；其中環(huán)向矯頑力平均降低0.32 A/cm，軸向矯頑力平均降低0.2 A/cm。長(zhǎng)輸管道帶壓運(yùn)行狀態(tài)下，消減效果矯頑力降低程度減小，但作用效果同樣顯著。

圖12 消減焊口結(jié)構(gòu)示意圖Fig.12 Subtractive welding structure diagram

表3 消減前后矯頑力變化

4 結(jié) 論

(1)超聲沖擊作用后，焊趾處幾何形狀更加均勻，焊縫與母材的熔合線處顯微組織由均勻?qū)訋罘植嫁D(zhuǎn)變?yōu)榻豢椃植迹髩K的晶粒得到細(xì)化，有利于力學(xué)性能提高。

(2)超聲沖擊法殘余應(yīng)力消減效果顯著，消減后焊接管道表面矯頑力降低，焊縫中心殘余應(yīng)力由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，殘余應(yīng)力性質(zhì)發(fā)生改變，應(yīng)力集中程度降低，且現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用效果良好，超聲沖擊法是環(huán)焊縫殘余應(yīng)力消減的有效手段。

(3)超聲沖擊后強(qiáng)度符合X80管道標(biāo)準(zhǔn)，沖擊功提高了26～37 J，焊趾處沖擊功提高比例可達(dá)20%，超聲沖擊可有效提高環(huán)焊縫力學(xué)性能，焊趾處韌性提升最為顯著。