刘振伟，王海生，王玉庆，李世武

（渤海装备华油钢管公司，河北 青县062650）

大壁厚螺旋埋弧焊管补焊工艺研究

刘振伟，王海生，王玉庆，李世武

（渤海装备华油钢管公司，河北 青县062650）

为了研究大壁厚螺旋埋弧焊管多次补焊后焊缝性能的变化情况，利用夏比冲击试验、拉伸试验、弯曲试验、硬度检测和金相检验等方法对壁厚为21.4 mm的螺旋埋弧焊管不同补焊工艺完成的焊接接头进行了检验。结果发现，5种不同补焊工艺下焊接接头的拉伸性能、冲击韧性、弯曲性能及硬度值均满足标准要求，与原始焊接接头相比，补焊后的试样焊接接头微观组织未发现严重的晶粒长大现象，且未出现其他脆性组织，经理化检验和无损检测，3次至5次补焊性能也均能满足西气东输管线标准要求，为多道次的补焊工艺推广打下坚实的理论基础。

螺旋埋弧焊管；大壁厚；补焊

随着能源需求的不断增长，远距离高压油气输送管道向着高强度、高韧性、大壁厚、大直径及大输量方向发展已成必然[1-3]。制管焊接过程易出现烧穿、焊偏、未焊透、未熔合、气孔夹渣、咬边、断弧等缺陷[4-7]，这些缺陷的存在对管道安全构成了极大威胁。因此，管道焊缝需要严格的检测，依据API SPEC 5L标准[8]对钢管焊缝进行逐根排查检测，如100%X光检测、超声波探伤、拍片检验等，一旦发现缺陷，则严格按照补焊工艺进行补焊处理。依据管线标准，在钢管生产前必须对原料进行补焊工艺评定试验，各项性能指标完全符合管线设计标准后方能进行生产。对于钢管焊缝出现的缺陷一般一次补焊即可完成补焊任务，但有时会出现多次补焊的情况。《天然气管道工程钢管通用技术条件》中规定了焊缝同一位置已修补过2次的，不允许再次修补，但是，3次及以上补焊后焊接接头的性能会受到什么影响，特别是热影响区会经历多次热循环作用，其强度和韧性等方面的性能是否还能满足标准要求，本研究是基于以上基础展开讨论。

1 试验材料和方法

试验采用X80M钢级Φ1 422 mm×21.4 mm螺旋埋弧焊管，其化学成分见表1。从焊管上制取6块带有焊缝的试样，取样位置如图1所示。试样编号为B-0、B-1、B-2、B-3、B-4及B-5，分别对应原始焊缝、一次补焊、二次补焊、三次补焊、四次补焊和五次补焊后焊缝。如B-5表示原始试样焊缝经历“碳弧刨开－补焊”如此往复5次后的焊缝，其余编号类推。然后检测不同补焊后试样的拉伸性能、热影响区和焊缝冲击性能及焊缝弯曲性能等的变化情况。

表1 试验用螺旋埋弧焊管母材化学成分 %

图1 实际试样取样位置

外焊缝经过碳弧加工成U形沟槽，形状如图2所示，参数见表2。试验选用CHE607GX焊条，直径分别为4.0 mm和3.2 mm。气刨加工后的样坯实物照片如图3所示。

图2 外焊缝加工成U形沟槽示意图

表2 刨槽形状参数

图3 实际气刨加工后的样坯

补焊采用Lincoln V450-S焊接设备，电源极性为直流反接。补焊操作过程完全由同一位焊工独立完成，采用共7道次完成补焊，一道次采用直径为3.2 mm焊条，其他各道次均采用直径为4.0 mm焊条，具体焊接参数见表3。预热温度为150℃，层间温度为130～160℃。

表3 各道次焊接参数

每个补焊试样都要经历7道次焊接，焊接后的试样照片如图4所示。从图4可以看出，补焊后的焊缝形貌良好。

图4 补焊后的试样照片

2 试验结果及讨论

2.1 无损检测结果

补焊后的5块试样经过X光和超声波检验，均未发现缺陷，X光照片如图5所示。

图5 补焊试样的X光照片

2.2 拉伸试验

X80M钢级Φ1 422 mm×21.4 mm螺旋埋弧焊管的拉伸试验结果见表4。由表4可见，除B-3外，其余焊接接头拉伸断裂位置均在焊缝区域，说明在该补焊工艺下经历多道次焊接后，强度指标均在700 MPa以上；热影响区无明显软化，说明经历5道次补焊工艺后，钢管焊接接头的强度指标均能满足标准要求。

表4 拉伸试验结果

2.3 焊缝和热影响区冲击试验

冲击试验按照ASTM A370－14进行，试样规格为10 mm×10 mm×55 mm，V形缺口，试验温度为-10℃，焊缝冲击功见表5。

表5 焊缝冲击性能

从表5可以看出，冲击功单值集中分布在100 J以上，个别出现低值为78 J，平均值均在100 J以上，均满足标准对焊接接头韧性的要求。补焊后的焊缝和热影响区的冲击韧性几乎未受到补焊工艺的影响，特别值得注意的是B-5经历的5次“碳弧刨开－补焊”补焊工艺后，焊缝和热影响区韧性均高于原始试样B-0。

2.4 焊接接头导向弯曲试验

焊接接头导向弯曲试验按照ASTM A370－14进行，试验分为正弯和反弯，试样宽度38 mm，弯曲角度180°，弯芯直径为214 mm。试验结果表明，每个工艺下试样正弯和反弯180°后均无裂纹，满足标准要求。实际弯曲后的试样如图6所示。

图6 导向弯曲试验后的试样

2.5 硬度试验

硬度试验按照ASTM E384－11 e1进行。硬度试验检测点位置如图7所示，试验结果见表6。试验结果表明，分别经历1次、2次、3次、4次和5次补焊工艺的焊接试样的硬度差异不大，特别是焊接热影响区硬度值 （硬度点2、3、6、7、10、13）无明显波动，说明该区域未出现明显的软化和硬化现象，焊接接头的硬度指标较为均匀，且均满足标准要求。

图7 硬度测试位置

2.6 显微组织

经第1次～第5次补焊后的焊接试样宏观形貌几乎一致，补焊前后焊接接头宏观形貌如图8所示。这里只列举B-5进行分析。

补焊前原始试样外焊缝由埋弧自动焊焊接而成。从图8可以看出，内外焊缝界线分明，经补焊后内焊缝基本保持原来形貌，但外焊缝被7道次补焊焊缝代替。经过7层补焊后的宏观照片如图9 所示。图9中焊缝共分为7层，第1层为打底焊，第2～第6层为填充焊，第7层为盖面焊。

表6 硬度测试结果 HV10

图8 B-5补焊前后焊接接头宏观形貌对比

图9 补焊焊缝形貌及各道次分布图

焊缝各层微观组织形貌图10所示。图10（a）为第1道次打底焊微观组织形态，组织特征为先共析铁素体（PF）+针状铁素体（AF）+珠光体（P）。由于是第1道次打底焊，周围基体处于常温状态，热传导速率较快，熔池迅速凝固形成了高钢级管线钢常见的针状铁素体组织形态。图10（b）～图10（f）分别为第2～第6道次填充焊的微观组织，均为PF+准多边形铁素体（QF）+P的组织特征，与打底焊晶粒尺寸相比，有一定程度长大，组织均匀性变差，部分区域出现网状组织（如10（e）所示）。图10（g）为第7道次的盖面焊微观组织形态，以QF+AF组织特征为主，由于靠近外层和大气环境的接触面积最大，热传导和散热速率更快，因此保留了部分AF组织，使表面熔池在短时间内迅速凝固形成了和打底焊相似的高钢级管线钢常见针铁素体组织形态特征。针状铁素体组织具有较强的止裂能力，其主要是由较细小的铁素体板条束加片状M/A组元构成，具有精细的亚单元和高的位错密度，有效晶粒尺寸较其他组织更加细小[9-11]。这种互相交错彼此咬合的针状铁素体及分布状态能有效延长裂纹扩展路径，增大裂纹扩展阻力，可显著提高焊缝韧性[12-13]。

以B-5为例对比分析热影响区的组织形貌，原始试样B-0和5次补焊B-5的焊缝宏观形貌如图11所示。从图11可以看出，B-0和B-5的焊缝形貌存在较大的差异，5次补焊后外焊缝明显变宽，原有的埋弧焊留下的热影响区被完全刨除，B-5中的外焊热影响区为手工焊。后续观察B-1、B-2、B-3、B-4、B-5补焊热影响区组织发现，经历不同次数的补焊，热影响区相对位置显微组织相差不大，这可能跟手工焊焊接热输入较小有关。

对应图11中不同区域的热影响区显微组织照片如图12所示。分别选取同一相对位置如1层（打底焊）、3层（填充焊）、5层（填充焊）和7层（盖面焊）热影响区显微组织进行对比分析。

图10 各层微观组织形貌

图11 B-0和B-5同一位置热影响区对比

对比第1层打底焊附近热影响区与原始试样B-0显微组织特征差异发现，试样B-0热影响区原始奥氏体晶粒均比较粗大，这与埋弧焊焊接时热输入量较大有关，较高的热输入量导致原始奥氏体晶粒过分长大，B-0热影响区仍以粒状贝氏体为主的组织特征（见图12（a））。第7层（盖面焊）对应热影响区原始奥氏体晶粒相对较小，这是由于刨开缺口过程中，把原始试样中热影响区刨掉，显微组织几乎全部为粒状贝氏体（见图12（b）所示）。第5层（填充焊）热影响区由于经历了多次热循环作用，出现部分晶粒细化，组织以粒状贝氏体为主，参杂有少量的贝氏体铁素体（见图12（d）所示）。 第 3层（填充焊）热影响区与第5层（填充焊）热影响区显微组织相似，也经历了多道次热循环，但部分区域出现了所谓的项链组织，奥氏体内部以贝氏体铁素体和粒状贝氏体为主（见图12（f）所示）。最后对比打底焊和试样B-0同一位置热影响区显微组织形貌，经历了“碳弧刨开－补焊”如此往复5次补焊工艺后，B-5试样打底焊热影响区组织未表现出明显恶化，这与“碳弧刨开”过程有关，刨的过程中把埋弧焊留下的热影响区完全刨掉，现在观察到的为手工焊热影响区，由于手工焊焊接热输入量相对较小，因此手工焊热影响区原始奥氏体晶粒较细。反映在韧性上，试样B-5热影响区比B-0具有优异的冲击韧性；B-1至B-4金相试样与B-5试样在显微组织上相差无几，这里不一一论述。

图12 对应图11中不同区域的热影响区显微组织照片

3 结 论

（1）本研究选用21.4 mm壁厚螺旋埋弧焊管经历了2～5道次补焊后，焊接接头各项理化性能与1次补焊相当，且各项指标均满足标准要求。2～5道次的补焊对焊接接头理化性能影响不大。

（2）5次补焊后（B-5）焊接接头焊缝和热影响区的冲击韧性均明显高于B-0，其他各项理化性能也均满足标准要求，焊接热影响区未出现明显的软化和硬化现象。

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Study on Repair Welding Process of Large Wall Thickness SAWH Pipe

LIU Zhenwei,WANG Haisheng,WANG Yuqing,LI Shiwu
（Bohai Equipment North China Petroleum Steel Pipe Co.,Ltd.,Qingxian 062650,Hebei,China）

In order to study the weld performance change of heavy wall thickness SAWH pipe after many times repair welding,the different repair welding process for 21.4 mm heavy wall thickness SAWH pipe welded joint was tested by means of Charpy impact，tensile test,bending test， hardness testing and metallographic test.The result indicated that the tensile property of welded joint,impact toughness,bending property and hardness value all meet the requirements of the standard.Compared with the original welded joints,no serious grain growth phenomenon of welded joints after repair welding was found,as well as other brittle structure.After 3～5 times repair welding，the performance of both physical and chemical inspection and nondestructive testing can meet the standard requirements of the West-to-East Gas Pipeline Project.And it can lay a solid theoretical foundation for the multi-pass repair welding technology.

SAWH pipe;heavy wall thickness;repair welding

TG407

B

10.19291/j.cnki.1001-3938.2016.06.009

刘振伟（1981―），男，硕士，工程师，主要从事理化检验和钢管的研发工作。

2015－10－26

李红丽