MAG 和激光掃描-電弧復合焊X80 鋼接頭組織和性能

李澤宇，徐連勇，郝康達，趙雷，荊洪陽

(1.天津大學，天津，300350；2.天津市現代連接技術重點實驗室，天津，300350)

0 序言

鋼懸鏈立管(steel catenary riser，SCR)成本低，且對浮體運動以及高壓環(huán)境具有較大的適應性，是深水開發(fā)的首選立管形式[1].其中，接頭質量是保證鋼懸鏈立管服役安全的關鍵.

鋼懸鏈立管材料通常是API-5L-X60 和X65 鋼，但為了適應更深水深對于立管質量減輕的現實需要，X70 和X80 的應用也已經逐漸成為趨勢[2].鋼懸鏈立管通常采用手工電弧焊(SMAW)、埋弧焊(SAW)、氣體保護焊(GMAW)等焊接工藝，但電弧焊接熱輸入大，接頭處容易出現組織粗大、性能不均和輪廓不連續(xù)等問題，是發(fā)生失效的最薄弱部位[3-4]，且其生產效率較低、變形大[5-6].激光-電弧復合焊通過將激光熱源和電弧熱源結合起來，相較于電弧焊具有更小的焊接熱輸入和焊接變形、更高的焊接效率以及更強的組織和性能調控能力[7-9]，是當前最具前景的熔焊技術之一[10].

石庭深等人[11]對比了X80 管線鋼電弧焊和激光-電弧復合焊工藝，發(fā)現在相同焊接速度下，復合焊熔深較電弧焊提高5 倍.Yin 等人[12]針對X80管線鋼開展激光-電弧復合焊接，發(fā)現熱影響區(qū)MA 組分的分布較電弧焊更為分散.劉博等人[13]針對X120 管線鋼開展多層多道的激光-電弧復合焊工藝，接頭硬度分布均勻，未出現軟化區(qū).

綜上所述，激光-電弧復合焊能夠提高管線鋼焊接效率及焊接接頭的性能，但在厚板焊接過程中容易產生側壁未熔合[14].而引入激光掃描可擴大焊接熔池范圍，有效避免側壁未熔合缺陷.同時，激光掃描能夠增強對熔池的攪拌作用，促進熔池非自發(fā)形核，達到細化晶粒、提高焊接接頭強韌性的效果[15-17].Cai 等人[18]發(fā)現激光掃描復合焊接可以優(yōu)化高強鋼焊縫中柱狀晶的生長方向，并提高焊縫沖擊韌性約31.4%.陳新亞等人[19]也發(fā)現通過激光掃描可實現高強鋼焊縫根部成形優(yōu)化，避免了因柱狀晶相對生長造成的低熔點雜質偏聚，焊縫沖擊韌性可提升30%.

激光掃描復合焊接在鋼懸鏈立管焊接中少有研究，因此文中針對X80 管線鋼開展熔化極活性氣體保護電弧焊(MAG)和激光掃描-MAG 電弧復合焊(OLAHW)工藝試驗，引入激光束掃描提高工藝適應性，改善組織并提高力學性能，相關結果對于立管的高質高效焊接具有一定的工程和理論意義.

1 試驗方法

母材選用厚度16 mm，長寬均為200 mm 的X80 管線鋼板材，焊絲選用直徑1.2 mm 的JM-58 型焊絲，化學成分如表1 所示.坡口尺寸如圖1所示，打底層采用激光焊接，然后采用電弧焊和激光-電弧復合焊進行后續(xù)填充.

圖1 焊接坡口示意圖 (mm)Fig.1 Schematic diagram of welding groove

表1 母材和焊絲化學成分(質量分數，%)Table 1 Chemical composition of base metal and welding wire

如圖2 所示，試驗平臺由IPG YLS-10000 型光纖激光器、Scanlab 掃描振鏡、KUKA KR60HA 六軸工業(yè)機器人和Fronius Advanced 4000 CMT 焊機組成.在激光焊和激光-電弧復合焊中，芯徑200 μm的光纖經準直鏡準直后反射進入振鏡實現二維掃描，然后經f-θ場鏡到達工件表面，準直鏡和場鏡的焦距分別為150 和250 mm.復合焊接頭采用旁軸復合形式，焊槍與水平方向的夾角為60°，焊絲伸出長度13 mm (焊絲從導電嘴末端到板面的距離)，光絲間距2 mm (板面上焊絲中心與光斑中心之間的距離).焊接保護氣體采用82% Ar+18% CO2，氣體流量20 L/min.打底層激光焊工藝參數為激光功率3.2 kW，離焦量+25 mm，焊接速度10 mm/s；后續(xù)填充層焊接工藝參數分別如表2 和表3 所示.

表2 MAG 填充層焊接工藝參數Table 2 Welding process parameters of MAG

表3 OLAHW 填充層焊接工藝參數Table 3 Welding process parameters of OLAHW

圖2 試驗平臺示意圖Fig.2 Schematic diagram of test platform

焊接完成后，切取焊接接頭金相、電子背散射衍射(EBSD)、拉伸、硬度和沖擊試樣.金相試樣經打磨和拋光后，采用4%硝酸酒精溶液浸蝕10 s，借助OLYMPUS-GX51 光學顯微鏡和蔡司sigma 300掃描電鏡觀察其宏觀形貌和金相組織；EBSD 試樣采用5%高氯酸酒精溶液進行電解拋光，電解電壓為20 V，電解時間20 s，然后借助BRUKER e-FlashFS探頭進行EBSD 觀察.拉伸試驗依據國家標準GB/T 228.1—2010 在DDL300 電子萬能試驗機上進行，加載速率為0.375 mm/min；沖擊試驗采用JBS-300B 數顯自動沖擊試驗機，測試溫度為-20℃，測試標準依據國家標準GB/T 2650—2008；顯微硬度采用SVD-432TS 型自動轉塔數字顯示維氏硬度計進行測試，載荷為98 N，加載時間15 s.

2 結果分析

2.1 焊接接頭宏觀形貌

MAG 和OLAHW 接頭宏觀形貌如圖3 所示.打底層平整均勻，兩種填充工藝下焊接接頭均無氣孔、夾渣和裂紋缺陷.除打底層外，MAG 接頭由4 層7 道組成，OLAHW 接頭則由5 層9 道組成.整體而言，雖然OLAHW 多了兩個道次，但由于更快的焊接速度，單純焊接用時由4.7 min 降低到3.6 min，焊接效率提高了23.4%.焊接接頭熱影響區(qū)由粗晶區(qū)(CGHAZ)、細晶區(qū)(FGHAZ)和臨界晶區(qū)(ICHAZ)組成.其中，熱影響區(qū)粗晶區(qū)是熱影響區(qū)中加熱溫度最高的區(qū)域，其受熱后的形成溫度約為1 100～ 1 350 ℃，在此溫度范圍內管線鋼材料不會熔化，但是遠高于鋼材的奧氏體化溫度，同時焊接過程的連續(xù)加熱條件下該區(qū)域的奧氏體晶粒長大具有熱慣性，使得粗晶區(qū)形成粗大晶粒并保留至室溫狀態(tài)，導致脆化現象和裂紋的形成，是焊接接頭力學性能的薄弱點.因此，后續(xù)組織分析主要針對焊縫區(qū)和熱影響區(qū)粗晶區(qū)展開.

圖3 X80 接頭宏觀形貌Fig.3 Macro morphology of X80 joint.(a) MAG joint;(b)OLAHW joint;(c) typical morphology of heat affected zone

2.2 焊接接頭微觀組織

焊接接頭的微觀組織如圖4 所示.對于焊縫區(qū)，無論是MAG 工藝還是OLAHW 工藝，其組織均由細小的針狀鐵素體(AF)和少量多邊形鐵素體(PF)組成.其中，MAG 接頭由于大熱輸入，其焊縫區(qū)晶粒更為粗大，AF 含量相對較少，且焊縫中出現體積較大的硬質相馬氏體-奧氏體(M-A)組元.相對而言，OLAHW 由于更小的焊接熱輸入和更快的焊接冷卻速度，以及激光束掃描的促進形核作用，AF 晶粒以及M-A 組元更為細小.對于熱影響區(qū)粗晶區(qū)，該區(qū)域晶界清晰，以粗大的板條貝氏體(LB)和粒狀貝氏體(GB)為主，并分布有粗大片狀M-A組元.

圖4 X80 焊接接頭顯微組織Fig.4 Microstructure of X80 welded joint.(a) microstructure of weld zone in MAG welding;(b) microstructure of coarse grain zone in MAG welding;(c) microstructure of weld zone in OLAHW welding;(d) microstructure of coarse grain zone in OLAHW welding

2.3 焊接接頭的EBSD 分析

如圖5 所示，MAG 焊縫區(qū)和熱影響區(qū)粗晶區(qū)的平均晶粒尺寸經統(tǒng)計分別為9.4 和16.2 μm.得益于更小的焊接熱輸入和激光束對熔池的攪拌作用，OLAHW 焊縫區(qū)和熱影響區(qū)粗晶區(qū)的平均晶粒尺寸分別為7.6 和8.2 μm，較MAG 接頭對應區(qū)域尺寸大幅減小，特別是熱影響區(qū)粗晶區(qū)尺寸僅為MAG 接頭的一半.

圖5 X80 焊接接頭EBSD 結果Fig.5 EBSD results of X80 welded joint.(a) IPF and KAM diagram of weld zone in MAG welding;(b) IPF and KAM diagram of coarse grain zone in MAG welding;(c) average grain size;(d) IPF and KAM diagram of weld zone in OLAHW welding;(e) IPF and KAM diagram of coarse grain zone in OLAHW welding;(f) average KAM value

IPF (inverse pole figure)圖左下角為焊縫區(qū)和熱影響區(qū)粗晶區(qū)的KAM (kernel average misorientaion)圖.KAM 是一種局部取向差，是晶粒內部某一點與其相鄰的點之間取向差的平均值，顏色越深代表取向差越大，通常被用來估算材料內部的殘余應變和塑性變形.取向差的平均值隨著材料變形量的增加而升高，通過統(tǒng)計不同區(qū)域的平均取向差發(fā)現，受焊接過程中奧氏體晶?？焖匍L大的焊縫和母材的約束，MAG 焊和OLAHW 最大取向差都出現在粗晶區(qū)，分別為1.19°和1.32°，MAG 焊塑性變形較OLAHW 大.

2.4 焊接接頭力學性能

2.4.1 焊接接頭的顯微硬度

如圖6 所示，無論是焊縫區(qū)還是熱影響區(qū)，其顯微硬度值均高于母材的231 HV10.因為粒狀貝氏體的存在，焊接接頭顯微硬度峰值均位于熱影響區(qū)粗晶區(qū).由于硬度主要受顯微組織類型(馬氏體、貝氏體、鐵素體等)的影響[20]，而通過顯微組織觀察(圖4)發(fā)現兩種工藝下組織類型基本一致，導致焊縫區(qū)和熱影響區(qū)平均顯微硬度基本一致，均保持在250 HV10 左右.但OLAHW 焊接接頭的硬度變化相對MAG 接頭更平緩、硬度值波動較小尤其是焊縫內部硬度分布較為均勻.

圖6 X80 焊接接頭顯微硬度Fig.6 Microhardness of X80 welded joint.(a) hardness distribution of MAG welded joint;(b) hardness distribution of OLAHW welded joint;(c) average hardness of welded joint

2.4.2 焊接接頭的拉伸性能

焊接接頭的拉伸試驗結果如圖7 所示，兩種填充工藝下的焊接接頭拉伸斷裂位置均位于母材，并出現了明顯的頸縮.MAG 接頭抗拉強度、屈服強度和斷后伸長率分別為662,617 MPa 和15.1%.相對而言，OLAHW 接頭抗拉強度(691 MPa)基本接近母材水平，屈服強度(643 MPa)較母材提高7.9%，斷后伸長率(17.7%)達到母材的75.8%.

圖7 X80 拉伸試驗結果Fig.7 X80 tensile test results

2.4.3 焊接接頭的沖擊性能

接頭沖擊性能如圖8 所示.在-20 ℃的環(huán)境下，母材的沖擊吸收能量大于300 J，焊接接頭經過熱循環(huán)后熱影響區(qū)組織和焊縫的沖擊吸收能量與母材相比明顯減小，這是由于焊接接頭在快速加熱和冷卻過程中晶粒尺寸長大且容易產生硬脆組織(M-A 組元，如圖4 所示)，更易誘發(fā)冷裂紋萌生與擴展，成為焊接接頭韌性較低的地方.MAG 接頭熱影響區(qū)和焊縫區(qū)沖擊吸收能量分別為169 和153 J，OLAHW 接頭熱影響區(qū)和焊縫區(qū)沖擊吸收能量分別為277 和217 J.OLAHW 接頭熱影響區(qū)和焊縫區(qū)沖擊吸收能量相較MAG 接頭分別提高了64%和42%.

圖8 X80 焊接接頭沖擊吸收能量Fig.8 Impact energy of X80 welded joint

如圖9 所示，母材的沖擊斷口表現為明顯的韌性斷裂特征，斷口表面存在大而深的韌窩.對于MAG 填充接頭，其熱影響區(qū)和焊縫區(qū)斷口表面均表現為以韌窩為主，并包含少量解理小平面或河流狀花紋的準解理斷裂模式.對于OLAHW 填充接頭，其熱影響區(qū)和焊縫區(qū)斷口表面則均表現為典型的包含大量密集分布韌窩的韌性斷裂模式，其韌窩相對于母材斷口表面小而淺.

圖9 X80 沖擊斷口微觀形貌Fig.9 Microstructure of X80 impact fracture.(a) base metal;(b) heat affected zone of MAG joint;(c) weld zone of MAG joint;(d) heat affected zone of OLAHW joint;(e) weld zone of OLAHW joint

結合前文組織分析可以得知，對于MAG 填充接頭，因為較大的焊接熱輸入，焊縫表現為較少的AF 含量和粗大的片狀M-A 組元，由于缺少AF 的協(xié)調變形，在外力作用下M-A 組元附近容易產生應力集中，使變形難以繼續(xù)進行，當該處應力超過臨界應力時，在M-A 組元或者是M-A 組元與基體界面處形成微裂紋，使材料的韌性降低[21].對于OLAHW 填充接頭，因為更小的焊接熱輸入以及激光束對熔池的攪拌作用和對異質形核的促進作用，焊縫表面為細小的M-A 組元以及交叉分布的AF.在外力作用下M-A 組元附近的應力集中程度可以在AF 的協(xié)調變形作用下有效降低，從而改善焊縫韌性.

3 結論

(1)采用激光焊打底，MAG 焊和激光掃描-電弧復合焊(OLAHW)填充的方式，獲得了無氣孔、夾渣和裂紋缺陷的X80 管線鋼接頭，其中，OLAHW工藝焊接效率較MAG 工藝提高23.4%.

(2) MAG 填充和OLAHW 填充下焊縫組織均主要由針狀鐵素體(AF)和M-A 組元組成，MAG焊縫區(qū)和熱影響區(qū)粗晶區(qū)的平均晶粒尺寸分別為9.4 和16.2 μm，OLAHW 工藝因為更小的焊接熱輸入和更快的焊接冷卻速度，以及激光束掃描的促進形核作用，其熔合區(qū)和熱影響區(qū)粗晶區(qū)平均晶粒尺寸分別降低至7.6 和8.2 μm，降低了19%和49%.

(3)兩種工藝下焊縫區(qū)和熱影響區(qū)平均顯微硬度基本一致，OLAHW 焊接接頭的硬度變化相對MAG 接頭更平緩、硬度值波動較小.由于交叉AF 和細小M-A 組元的存在，OLAHW 填充接頭熱影響區(qū)和焊縫區(qū)沖擊吸收能量較MAG 填充接頭分別提高了64%和42%.