焊偏对埋弧焊管焊缝宏观力学性能的影响
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卢卫卓 崔智超 梁剑 黄益民 王甫
摘要：油气输送用埋弧焊管的焊缝由内焊道焊缝及外焊道焊缝分两次焊接组成，在这种焊接方式及焊接工况条件下批量生产的焊管，内外焊道的焊偏（APl STD 5T1-2017内焊道和外焊道与焊接侧边接合界中心点在径向偏离）无法完全避免;文中通过在正常钢管生产的同等工况条件下人为制造预设焊偏量的焊接试板，按照API 5L 46版标准，对试板进行焊缝拉伸、焊缝冲击、焊缝导向弯曲等试验，分析埋弧焊管-缝焊偏对焊缝宏观力学性能的影响。结果表明，在确保内外焊道充分焊透（熔合）的前提下，焊偏量在1.7～4.8 mm范围内，焊缝的宏观力学性能可以完全满足标准要求。
关键词：油气输送钢管; 焊偏; 埋弧焊; 试验; 宏观力学性能
中图分类号：TG 445
Abstract：The weld of submerged arc welded pipe for oil and gas transportation consisted of inner weld and outer weld. It was composed of two welding steps. Under this welding mode and welding conditions， the welded pipe was produced in batch. The welding deviation of internal and external weld passes （APL STD 5T1-2017 inner and outer weld bead and welding side joint center point in radial direction） could not be completely avoided. In this paper， under the same working conditions of normal steel pipe production， the welding test plate with preset welding deviation was manufactured. According to API 5L 46 edition standard， the weld tensile test， weld impact test and weld guided bending test were carried out on the test plate to analyze the influence of SAW pipe weld welding deviation on the weld macro mechanical properties. The experimental results showed that on the premise of ensuring full penetration （fusion） of internal and external weld passes， the center offset of weld was in the range from 1.7 mm to 4.8 mm. The macro mechanical properties of the weld could fully meet the requirements of the standard.
Key words：oil and gas transport steel pipe; weld center offset; submerged arc welding; tests; macroscopic mechanical properties
0 前言
目前国内在X70，X80埋弧焊管制造技术及应用规模达到国际领先水平[1-4]。随着国内管线钢及焊材的质量提高，油气输送钢管的焊缝性能质量已提升到了稳定阶段，很少出现在工艺评定合格的前提下，批量生产时发生焊缝性能实质性不符合标准要求，主要是因焊接设备故障、焊缝內部的不连续、焊缝错边及超标焊偏量等因素导致[5];文中选取焊缝焊偏为研究对象，在评定合格的焊接参数及工况条件下先完成内焊道焊缝正常焊接，再人为预设一定的焊偏量进行外焊道焊缝焊接，通过对试样在相同试验条件下进行试验，就试验结果进行分析，寻找出焊缝焊偏量的变化对焊管焊缝整体宏观力学性能影响的规律，并就形成此规律的原因进行浅析。
1 试验方案
1.1 试板制作
在某项目813 mm×15.9 mm L485M 直缝埋弧焊钢管批量生产过程中，选取1根已完成内焊尚未进行外焊的半成品钢管，长为12 m，并分别在两端标识＂a＂和＂b＂。
试板制作准备：①对选取的半成品钢管从a端起用记号笔沿焊道每隔500 mm垂直焊道画条标记线，依次标记1号至6号，中间间隔500 mm（调整过渡段）。②在选取的半成品钢管b端切取1 500 mm长的管环，并以外焊道为中心线，向两侧各延伸160 mm沿钢管轴向平行于外焊道切取320 mm×1 500 mm的长方形弧段，外焊道位于中心线上。
试板的外焊分为A，B两类方法，以达到预设焊偏量，两类焊接参数及焊材均保持与批量生产时一致，焊接参数见表1，具体焊接如下。
A类试板焊接，准备试板＂①＂模拟正常生产时的焊缝焊偏产生：从a端开始焊接1号试板，外焊时红外线跟踪对正（红外线跟踪是目前埋弧焊管控制焊缝焊偏的主要方法，红外线在焊道中走过的轨迹即焊缝中心），焊接一段500 mm长预设0焊偏量的焊缝;2号试板，外焊时通过调节钢管周向旋转，使外焊红外线跟踪轨迹线偏离焊道中心线2 mm进行焊接，以达到焊缝存在2 mm的预设理论焊偏量;3号、4号、5号、6号外焊时与2号相同，通过调节钢管周向旋转，使外焊红外线跟踪轨迹线分别偏离焊道中心线3 mm，4 mm，5 mm，6 mm进行焊接，以达到3号、4号、5号、6号试板焊缝分别存在3 mm，4 mm，5 mm，6 mm的预设理论焊偏量。
B类试板焊接，准备试板＂②＂点焊固定在同规格钢管上，固定前调节试板使外焊红外线跟踪轨迹线与＂②＂试板外焊道中心线形成0.5°的偏移角（通过调整试板1 500 mm处中心偏移量＂L＂来实现，L=1 500sin0.5°），最后按照相同的焊接工艺参数（见表1）进行焊接，使外焊道焊缝形成以0.5°渐开线的理论焊偏量，如图1所示。A，B两类试板外焊道因某段焊偏量增大导致未焊满时，采用相同焊接工艺参数补焊一道，将焊道焊满。
1.2 试板试样加工
A，B类试板试样加工，按照ASTM A370 标准分别对1号、2号、3号、4号、5号、6号试板取焊缝冲击、焊缝导向弯曲、焊缝拉伸、焊缝宏观金相，并做好表标识。
B类试板试样加工，首先将1.5 m的试板等分成6段，每段分别标记1号、2号、3号、4号、5号、6号与渐开线方向一致（即随着焊偏增大#增大），不同于A类试板试样，由于B类试板每段内焊偏量沿渐开线逐渐增大，为保证试样一致性，每段试样加工顺序都按照焊缝导向弯曲、焊缝拉伸、焊缝宏观金相及焊缝冲击的固定顺序进行取样加工。
A，B类试样加工尺寸、精度及加工条件均相同，严格按照ASTM A370要求加工，同时为避免焊缝余高的变化对试验性能产生影响，焊缝导向弯曲及拉伸试样的焊缝均去除，并用抛光片将焊缝打磨至相同厚度（母材平齐）。
1.3 试板试样试验
试验条件与某项目保持一致，并符合API 5L 46版要求，A，B两类试板试样各项试验均在同一试验机上进行，焊缝宏观金相检验结果见表2、图2，焊缝拉伸试验结果见表3和图3。-20 ℃全尺寸冲击试验结果见表4、图4。焊缝导向弯曲试验结果见表5、图5。
2 试验结果分析
2.1 焊缝实际焊偏量与预设焊偏量分析
通過A，B两类试板焊缝宏观金相试验，实际焊偏量与预设焊偏量存在明显差异，对于A类试板焊偏通过旋转钢管，使其每段焊接试板焊缝偏离中心线一定的距离来实现，因此在每段内焊偏量相对一致，B类试板焊偏量通过调整试板，使其实际焊缝与焊头焊接行走轨迹形成0.5°夹角，理论上随着焊接位移的增大焊偏量按照0.5°正弦函（sin0.5°L）增大。由图表分析可得以下信息：A，B类试板的实际焊偏量均比预设焊偏量整体要小;A类5号、6号及B类4号焊偏量陡然下降，是因第一次外焊焊偏量过大不能将焊缝焊满，进行第二次外焊补焊导致;A类试板焊缝焊偏量随着预设焊偏量增加的增量相对于B类试板要平缓，如图6所示。
2.2 焊缝焊偏量与拉伸试验分析
由该次焊缝拉伸试验结果（见表3）结合焊缝拉伸强度与焊偏量分析表可知：焊缝的焊偏量对其抗拉强度影响不太敏感，在所有试样中除B类4号试样焊偏量8 mm的抗拉强度568 MPa最小外，其它试样试验结果均很平稳，如图7所示。
2.3 焊缝焊偏量与冲击试验分析
由该次焊缝冲击试验结果，结合焊缝焊偏量与焊缝冲击吸收能量分析，可以得出以下
几点信息：焊缝焊偏量最小时其焊缝平均冲击吸收能量值相对较低;焊缝冲击吸收能量值相对较好的试样对应焊缝焊偏量在1.7～4.8 mm区间;焊缝冲击吸收能量最小值分别出现在焊偏量最小和焊偏量最大的试样上。另外从表4中 A，B两类试样冲击吸收能量试验结果单值分析，每组三个冲击试验数据较为稳定、离散程度相对较小的试样对应焊缝焊偏量也在1.7～4.8 mm区间，如图8所示。
2.4 焊缝焊偏量与导向弯曲（反弯）试验分析
单从A，B两类试板焊偏量与导向弯曲试验结果分析可以看出：在弯曲直径6t的试验条件下试样均无裂纹产生，就此次试验而言可以预见焊偏对弯曲直径大于等6t的导向弯曲试验裂纹的产生不敏感;在弯曲直径4t的条件下，A类试板随着焊偏量的变化裂纹敏感、不稳定性变化较大，B类试板随着焊偏量的增大整体裂纹敏感性增大并且在焊偏大于4.8 mm后陡然增大;另外A，B两类试板导向弯曲试验裂纹敏感性有个共同点即在焊偏量在1.7～4.8 mm之间裂纹敏感性最低，如图9所示。
3 导致上述试验结果的原因分析
在该试验过程中为尽可能的减少影响因素，正如前文所提从试验试板的选择、焊材、焊接参数、试板取样、试样加工及试验过程均保持一致，因此上述因素引起试验差异基本可以忽略，基本可以确保焊偏量的差异是导致焊缝宏观力学性能变化的主要因素，焊偏量的差异引起焊缝结构及其内部组织的变化。
3.1 埋弧焊钢管的焊缝结构
焊缝是埋弧钢管焊接头五个区域（焊缝、熔合区、热影响粗晶区CGHAZ、细晶区FGHAZ、临界热影响区ICHAZ）占比最大、结构形貌相对单一的区域，是焊接冶金反应的主要区域。在焊缝凝固中，柱状晶沿向前推进的同时把低熔点物质（一般多为杂质）排挤到熔池中心，并使其中心杂质浓度增大，造成整个焊缝截面范围内形成明显的成分不均匀，形成宏观偏析，这些低熔点物质及宏观偏析的存在使得在焊缝中心出现低性能区域[6]，另外焊缝中心为晶粒最粗区域，相对焊缝其它区域性能最差。因此焊缝无焊偏或焊偏量较小时内外焊道的低性能区会重叠，使其焊缝整体性能下降。
3.2 焊缝内部组织
选取A类1号及B类3号宏观金相试验残样，分别进行低倍及高倍下焊缝组织观察，如图10～图13，发现焊缝组织中塑性较好的原生奥氏体析出铁素体有明显变化，组织生长方向整齐性及渗碳体的析出有明显差异，结合焊缝宏观金相图2，可以看出焊缝横截面的形状因焊偏量的变化各不相同。对于埋弧焊这种焊接方法，焊缝形状对其力学性能有直接影响，焊偏导致熔池形状变化并使热循环等温线改变，熔池的形状、尺寸、温度、存在时间及池内液体金属的流动状态，对熔池中的冶金反应、结晶方向、晶体结构，夹杂物的数量和分布有直接影响，直接决定着焊缝的成形及内在质量[7]。对内焊道固态相变影响较大，X70