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焊接規(guī)范對管道焊接接頭性能的影響

文檔作者：許貴芝編譯文檔來源：南京航空附件廠		點擊數(shù)：	更新時間： 2021年07月07日
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焊接規(guī)范對管道焊接接頭性能的影響
許貴芝　編譯
(南京航空附件廠, 南京210002)
摘　要: 介紹了俄羅斯學者關于焊接規(guī)范對管道焊接接頭性能影響的試驗研究結果。指出采
用脈沖焊接規(guī)范獲得的焊接接頭性能指標明顯優(yōu)于常規(guī)弧焊規(guī)范,從而可以簡化或在某些情
況下免除焊后熱處理。
關鍵詞: 管道焊縫; 脈沖焊接規(guī)范; 常規(guī)弧焊規(guī)范; 熱強鋼12Х1МФ; 熱影響區(qū); 顯微硬度
中圖分類號: TG44　文獻標識碼: A　文章編號: 1001- 3938 (2006) 05 - 0089- 04
0　引　言
　　由熱穩(wěn)定鉻鉬釩鋼12Х1МФ制成的蒸汽用
管道,在高溫、高壓和腐蝕氣氛中長期工作會產(chǎn)生
一定的損耗。這種熱穩(wěn)性鋼在低于奧氏體轉(zhuǎn)變溫
度時,對冷卻速度有較高的敏感性,從而很大程度
上影響了其焊接接頭性能,并需要長時間的焊后
高溫熱處理,所以,在其焊接過程中控制電源的熱
輸入及焊后鋼管的冷卻速度十分重要;因此,這種
鋼焊接接頭的組織和性能便直接與焊接工藝過程
和焊接規(guī)范相關,其中尤其需要解決的是研究能
保證控制焊接熱輸入量的工藝過程。
研究適合的脈沖焊接過程是解決這個問題的
方法之一。脈沖焊接過程是基于用脈沖控制焊接
能量參數(shù)的辦法來實現(xiàn)的。采用脈沖控制方法可
以通過焊接接頭區(qū)域程序控制輸入熱量,控制熔
化過程及焊縫與熱影響區(qū)組織的形成,降低焊接
接頭的殘余變形。
由于控制系統(tǒng)軟件的建立,強電流半導體元
件的應用,研究脈沖控制的焊接系統(tǒng)便有了可能。
本文的目的就是研究并比較脈沖焊接規(guī)范與常規(guī)
弧焊規(guī)范對12Х1МФ鋼管的焊縫組織、硬度分布
及力學性能的影響。
1　試驗方法
采用了兩種焊接電源進行試驗。一種是在常
規(guī)的弧焊規(guī)范下焊接,使用КЕМРРЫ(芬蘭)的
МП2400逆變弧焊電源;另一種是在脈沖焊接規(guī)
范下焊接,使用電流脈沖調(diào)幅器УДИ- 205和ВД
- 306整流器。
試件為直徑133mm、壁厚20mm及直徑325
mm、壁厚36mm的12Х1МФ鋼管。
試件的標記作如下規(guī)定:在常規(guī)及脈沖焊接
規(guī)范下焊接小直徑鋼管時,標以數(shù)字“1”和“2”;
焊接大直徑鋼管時,標以“3”和“4”;其中奇數(shù)代
表常規(guī)弧焊規(guī)范,偶數(shù)代表脈沖焊接規(guī)范。
分析用的試件分別從焊縫的根部層、中間層
和上部層切取,并相應地用小數(shù)點后的1, 2, 3來
代表,因此,對不同直徑、不同焊接規(guī)范的鋼管從
不同焊縫部位切取的試件就可以標記為: 1. 1,
1. 2, 1. 3, 2. 1, 2. 2, 2. 3??。
切取后的試件經(jīng)過磨光、拋光及4%硝酸溶
液腐蝕后,借助于金相顯微鏡“Neophot”(500倍)
觀察焊縫中各層的金相組織。
2　焊接試件金相組織的變化分析
12Х1МФ鋼的原始組織是鐵素體+珠光體。
鐵素體的晶粒尺寸為10～15μm。在常規(guī)弧焊規(guī)
范下(試件1和試件3) ,經(jīng)受了液態(tài)淬火的焊縫
上層(試件1. 3和試件3. 3)中形成了典型的過熱
共晶狀組織,它是在不均勻的結晶條件下形成的
(見圖1) 。原先的奧氏體晶粒邊界上,在冷卻時
析出了大的亞共析鐵素體晶粒。殘余的奧氏體分
解為托氏體、索氏體的混合物。由于冷卻狀態(tài)的
焊管 ·第 29卷第 5期 ·2006年 9月 ·89·
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圖1　常規(guī)弧焊規(guī)范下焊縫上層組織　×500
改變及熔化邊界上結晶的多相特性,沿焊縫邊緣
觀察到組織變小。
在脈沖焊接規(guī)范下(試件2和試件4) ,彌散
組織就在焊縫的上部層(見圖2) 。在這里,晶粒
比原始鋼組織的晶粒要小。顯然,這是脈沖焊接
時,電弧加熱與電流脈沖沖擊結合對焊接熔池中
的熔融體產(chǎn)生強烈攪拌、樹枝狀晶體分枝的脫開
及形成很多新結晶中心的結果。
圖2　脈沖規(guī)范下<325mm鋼管焊縫上部層組織　×500
　　在常規(guī)弧焊規(guī)范下,試件焊縫的熱影響區(qū)寬,
這是因為常規(guī)的弧焊加熱熱輸入量大且作用時間
長。熱影響區(qū)的冷卻通常高速發(fā)生并形成不均勻
的貝氏體組織(見圖3 ( a) ) 。
在脈沖規(guī)范下焊接時,試件焊縫的熱影響區(qū)
比常規(guī)弧焊時窄,焊縫中進行了“正火”過程,但
晶粒并沒有明顯長大(見圖3 ( b) ) ,由此可見,近
縫區(qū)的溫度沒有超過1 000 ℃。
圖3　不同規(guī)范下焊接熱影響區(qū)組織　×500
眾所周知,在管道多層焊接時,焊縫根部和中
間層的組織在凝固后可以重新改變,亦即后一層
施焊時,前一層要受到重復加熱,因此,焊縫中的
這種重復施焊加熱類似于“正火”,并觀察到因重
結晶作用而導致的組織變小。對于不同的焊接規(guī)
范,這種“正火”的效果是不一樣的。
在采用常規(guī)弧焊規(guī)范進行小直徑鋼管焊接
時,焊縫根部層和焊縫中間層的加熱溫度均超過
多晶型轉(zhuǎn)化溫度,所以,焊接時在焊縫金屬中不僅
完成了α→γ相的轉(zhuǎn)變,而且還會產(chǎn)生晶粒的長
大(見圖4 ( a) ) 。此時,鐵素體晶粒的平均尺寸
為7～8μm。
采用脈沖規(guī)范焊接小直徑鋼管時,位于根部
層的加熱溫度處在鐵碳平衡狀態(tài)圖的A c1 及A c3
點之間。關于這一點,可以用相重結晶反應的不
均衡發(fā)展來說明。加熱過程中,在保持鐵素體的
情況下,珠光體區(qū)域不完全轉(zhuǎn)變成奧氏體。冷卻
后的最終組織具有其成分不均勻的特點,但基本
上是顯著地變小(見圖4 ( b) ) 。
圖4　不同規(guī)范下小直徑鋼管焊縫根部層組織　×500
采用常規(guī)弧焊規(guī)范和脈沖規(guī)范焊接大直徑鋼
管時,位于根部層的組織都是最好的。在這兩種
規(guī)范下,二次加熱發(fā)生在直接接近多晶型轉(zhuǎn)化點
處,這就促使晶粒的強烈變小。顯然,這是由于重
結晶晶核的形成速度大大超過了它們的生長速度
(見圖5 ( b) 、圖5 ( c) ) 。在常規(guī)弧焊規(guī)范下,鐵素
體晶粒的平均尺寸為3～4μm,而在脈沖焊接規(guī)
范下,鐵素體晶粒的平均尺寸為2～3μm。并且,
在前一種規(guī)范下,還觀察到焊縫中部晶粒尺寸已
增大到5～7μm (見圖5 ( a) ) 。
結晶的不均衡條件、擴散和對流質(zhì)傳遞過程
的不完全性決定了焊接接頭金屬化學成分與組織
的不均勻性,而后者又與力學性能的不均勻性緊
密相關,這就降低了管件焊縫的工藝性能,從而導
致焊縫過早地破壞。特別是在焊縫與基體金屬交
界的應力集中處,危險更大。
·90· 焊 　　管 　　　　　　　　　　　　　　　　　2006年 9月 　
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圖5　不同規(guī)范下大直徑鋼管焊縫組織　×500
3　試件顯微硬度分析
在經(jīng)過拋光的試件上測量了焊縫從過渡區(qū)到
基體金屬之間的顯微硬度分布(采用ПМТ- 3儀
器) ,壓頭載荷0. 5 H,點距50～500μm。顯微硬
度反映著焊縫局部區(qū)域中的變形并可用相應的關
系式來評估力學性能,測量顯微硬度可以評估焊
縫強度的均勻性。為了保證焊縫強度的均勻性,
一般標準規(guī)定顯微硬度值的測量差異不應超過
20%。
測量了從焊縫根部和中間層切取的試件上的
顯微硬度分布。對小直徑管試件采用常規(guī)弧焊規(guī)
范與脈沖規(guī)范下,在根部層中,焊縫硬度與基體金
屬硬度相比,最大增加35% ～47%,亦即在小直
徑鋼管焊接條件下,硬度差異不超過20%的標準
沒有達到。對于焊接的大直徑鋼管,常規(guī)規(guī)范為
9%～19% ,脈沖規(guī)范為15% ,硬度的相對變化沒
有超過20%,硬度分布曲線上存在的硬度局部擺
動,可能與不同組織成分的缺少有關。
從根部層向中間層過渡時,硬度的分布變得
更均勻了。對于小直徑管試件,如果在常規(guī)弧焊
規(guī)范下,從根部層向焊縫中間過渡時,硬度的分散
不僅沒有減小,而且增加了;在脈沖規(guī)范下,這種
硬度值的分散為22%～23%,已經(jīng)接近于20%的
標準。
在用常規(guī)規(guī)范和脈沖規(guī)范所得的大管徑試件
上,僅僅觀察到在劃分層次的邊界上有小量的硬
度增加。盡管硬度還有些分散,但焊縫金屬中硬
度平均值的差異基本沒有,因此,在硬度分布的均
勻性、組織的彌散度和均勻性方面,脈沖規(guī)范要優(yōu)
越于常規(guī)弧焊規(guī)范。
4　試件強度分析
為了確定焊縫的力學性能,對兩種規(guī)范下完
成的試件進行了靜力拉伸試驗并繪制了完整的拉
伸圖表。試件按ГОСТ1497—73標準切取。通過
試驗,確定了屈服極限Rt 0. 2、強度極限Rm 及破壞
前的相對伸長率A。測量的平均數(shù)據(jù)見表1。應
該指出,在1, 2和4試件上,破壞前頸縮部分不是
在焊縫上,而是在靠近試件一頭的基體金屬上,試
件3則是在焊縫上破壞。
表1　不同規(guī)范下焊縫各部位力學性能
焊縫部位
常規(guī)規(guī)范
Rm /MPa R t 0. 2 /MPa A /%
脈沖規(guī)范
Rm /MPa R t 0. 2 /MPa A /%
根部480. 0 /581. 5 351. 0 /454. 5 9. 6 /7. 1 498. 5 /569. 5 355. 6 /435. 5 9. 94 /7. 75
中部474. 7 /488. 5 358. 3 /437. 0 8. 8 /8. 3 496. 5 /535. 5 355. 5 /423. 0 9. 05 /9. 92
上部434. 0 /508. 5 355. 6 /434. 5 8. 42 /8. 77 519. 0 /560. 0 380. 5 /447. 0 5. 55 /7. 65
　　　　注:“/”前為<133mm鋼管的平均值,“/”后為<325mm鋼管的平均值。
　　從表1得出,從焊縫根部向焊縫表面運動時,
對于采用常規(guī)規(guī)范的試件,強度極限下降;而對于
采用脈沖規(guī)范的試件,不僅沒有下降,甚至有的有
所增加。在所有的試驗條件下,屈服極限基本上
沒有改變。
在常規(guī)弧焊規(guī)范下,焊縫表面層強度性能變
壞與電弧熱源的熱變形作用相關,它們帶來成組
的點和線的缺陷;在脈沖焊接規(guī)范下,被熔化金屬
的多次攪拌降低了表面層缺陷程度。中間層和根
部層強度的增加受到重復加熱(正火)的限制。
　第 29卷第 5期 　　　　　　　許貴芝 　編譯:焊接規(guī)范對管道焊接接頭性能的影響 ·91·
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兩種規(guī)范的焊縫力學性能平均值(取自7～8
個焊縫試件)列于表2和圖6中。采用脈沖規(guī)范
焊接時,不同直徑管件的強度極限均有增長,而屈
服極限沒有變化。對于所有的焊接規(guī)范,相對延
伸率A 變化不大,一般小于1%。
表2　兩種規(guī)范下焊縫試件力學性能
管徑/
mm
常規(guī)規(guī)范
Rm /MPa R t 0. 2 /MPa A /%
脈沖規(guī)范
Rm /MPa R t 0. 2 /MPa A /%
133 466. 2 355. 0 8. 94 504. 7 363. 9 8. 18
325 526. 2 442. 0 8. 07 555. 0 435. 2 8. 44
圖6　焊縫強度極限、屈服強度和相對伸長率
　　　與焊接規(guī)范的關系
圖7中列舉了大小直徑管件采用常規(guī)和脈沖
規(guī)范焊接后,在焊縫中層區(qū)域、上層區(qū)域及沿整個
焊縫的強度極限值。與常規(guī)規(guī)范相比較,脈沖規(guī)
范焊接后的強度極限值增大了10%～15%。
綜上所述,在焊縫質(zhì)量、均勻性、組織的彌散
性、力學性能以及硬度分布的均勻性方面,在脈沖
焊接規(guī)范下得到的焊縫性能明顯優(yōu)于常規(guī)弧焊規(guī)
范下得到的焊縫性能。對于大直徑管件的焊接,
這種脈沖規(guī)范焊接的優(yōu)勢更為明顯。這時,焊縫
中的晶粒尺寸有2～3μm,強度極限增加,相對伸
長沒有變化,而頸縮發(fā)生在離焊縫較遠的基體材
料上。
根據(jù)試驗結果可以推測,為實現(xiàn)這種良好的
焊縫質(zhì)量,采用脈沖規(guī)范焊接可以大大簡化管件
的焊后熱處理,甚至在某些情況下,可以免除焊后
的熱處理。
圖7　大小直徑管件采用兩種焊接規(guī)范后
　　　焊縫不同區(qū)域強度極限值比較
5　結　論
(1)與采用常規(guī)弧焊規(guī)范進行焊接相比較,
采用脈沖焊接規(guī)范進行焊接所得焊縫的晶粒小、
組織彌散、熱影響區(qū)窄,且沒有過熱。
(2)在焊縫硬度分布的均勻性方面,脈沖焊
接規(guī)范明顯優(yōu)于常規(guī)弧焊規(guī)范。這時,硬度均勻
性達到差異小于20%的標準。
(3)無論管件直徑大或小,與采用常規(guī)弧焊
規(guī)范相比,采用脈沖焊接規(guī)范后焊縫的強度極限
增大,而屈服極限及相對伸長率沒有變化。
參考文獻
[ 1 ] САРАЕВЮ Н. Влияниережимасвакинаструктуру,
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сварныхсоединенийпаропроводов[ J ]. Свароч. пр
- во, 2002 (8) : 3～8.
譯者簡介:許貴芝,男,高級工程師,南京市焊接學會委
員,業(yè)余俄語翻譯。
收稿日期: 2004 - 12 - 12
編輯　羅　剛
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condition of working p ipeline. The new technologywith short time and high safety divides p reparation, holing and sealing and fin2
ishing and coating, the app licated new machine shall be holing machine, sealing machine, saw cut machine. The good results has
been p roved on app lication.
Key words: fluid p ipeline; non2stop p ipeline with p ressure; holing and sealing machine
J Va lue Tolerance Cause Ana lysis and ResolveMethod of <339. 7mm ×9. 65mm J55
LU Hong2wei, J IE Sheng2qi
Abstract ID: 100123938 (2006) 05200742EA
Abstract: Through the cause analysis of casing leak during hydro2test, the article points out that the cause is p lastic deform on
thread, and thread deform was caused by over tight on torque in order to meet the J value, also finds the elements affecting on tol2
erance of J value, raises the resolved method, and states the app lication result.
Key words:oil casing; J value of casing; torque; steel particle neop lasm; blade wearing
Fa ilure Va lu ing of O il and Ga sOff2Shore Pipeline
WANG J ian2p ing, HUO L i2xing, HUANG Liang, ZHU Tao
Abstract ID: 100123938 (2006) 05200772EA
Abstract: Examp led oil and gas offshore p ipeline ofLushun /Dalian, based on failure valuing specification ofBS7910, failure p rop2
erties at critical condition has been valued on the condition of p ipeline vibrated by cycle surf during the laying p ipeline, and serv2
iced life of weld has been attained on the condition of different deep water, different laying distance, different defect and location,
and differentmisalignment,meanwhile the results established the p roof to time maintaining for offshore p ipeline.
Key words:oil and gas offshore p ipeline; critical conditional valuing; failure life; BS7910
Va lueM ethod on Residua l Strength of Serv iced Pipeline
YIN Guo2yao
Abstract ID: 100123938 (2006) 05200812EA
Abstract: It is necessary to value residual strength of serviced p ipeline for p ipelines maybe exist failure after long time service.
Updated time, there is two ways to value the serviced p ipeline residual strength: ①Pipe body corrosion value stated in SY/T6151.
②Pipe residual strength valuing stated in ANSI/ASME B31G. The article examp les one serviced p ipeline with <529mm ×7mm
and value the its residual strength. The results p rove that the calculations show basic same results from these two ways and vale
methods can be app lied.
Key words: serviced p ipeline; residual strength; SY/T6151;ANSI/ASME B31G
High Cr Sta in less SteelOCTG with High Strength and Super ior Corrosion Resistance
Translated and edited by L IAO J ian2guo
Abstract ID: 100123938 (2006) 05200832EA
Abstract:New Martensitic stainless steel p ipes (HP13Cr, UHP15Cr) with excellent CO2 corrosion resistance and good sulfide
stress cracking( SSC) resistance have been developed and those app lication limits in oil and gas environment of the new steels
have been clarified. CO2 corrosion resistance is remarkably imp roved with higher Cr and lower C content of the steel. The critical
temperature of HP13Cr under the CO2 environment is 160 ℃ and that of UHP15Cr is 200 ℃ even with high strength of YS over
861MPa. The SSC resistance is imp roved with the addition ofMo. These newMartensitic stainless steel p ipes are p roven to have
excellent p roperties in sweet and slightly sour environmentwhere conventionalAP I - 13Cr stainless steel p ipes are not app licable.
Key words: corrosion resistance; high strength; HP13Cr;UHP15Cr
WeldMethods Affect on P ipelineWeld Properties
Translated and edited by XU Gui2zhi
Abstract ID: 100123938 (2006) 05200892EA
Abstract: The article introduces the Russian scholar’s test results aboutweld specification affect on p ipeline weld p roperties, also
points out thatweld p roperties caused by pulse weld ismuch better than regular arc weld and also thisway can simp le and cancel
heat p rocess afterweld.
Key words:p ipeline weld; pulse weld method; regular arc weld method; heat strength steel 12Х1МФ; diverse structure; HAZ;
micro hardness
·96· 第 29卷第 5期 　　　　　　　　　　　　　　　　　　英 文 摘 要
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