Ti.C和N对高强度管线钢管的焊缝热影响区韧性的影响

Ti、C和N对高强度管线钢管的焊缝热影响区韧性的影响编译：李翠燕，闵祥玲（渤海装备钢管制造分公司）摘要当管道建设项目希望通过更加有效的焊接方法来降低施工成本时，很重要的一点就是要了解焊接过程中影响钢对焊接工艺承受能力的因素。尤其对焊接高强度钢（X70及更高）的情况更是这样，因为其增加的合金含量会促进热影响区中有限韧性低温相的形成。在本次研究中，通过对气保护自动焊缝的分析，研究了Ti(0.008~0.015wt%)，N(60~100ppm)和C(0.035与0.060wt%)含量的影响。引言在管线行业，缩短施工时间和降低相关成本的呼声越来越高。降低成本的方法之一是缩短焊接时间，或通过采用较高的焊接速度和/或较少的焊道。但是，前一种方法可能增加焊接缺陷率，后一种方法则可能导致热输入的增加。糟糕的是，通常观察发现高热输入的焊接会造成热影响区性能变坏。因此，我们希望优化钢对大范围变化的焊接条件的承受能力。性能恶化的主要原因是大的原始奥氏体晶粒尺寸，以及某些化学反应生成的粗大的离散颗粒，例如Ti和Nb的碳氮化物的存在。作为提高X70管线钢管对不同条件的容限性能的第一步，我们生产了一系列不同化学成分的钢管，并试图确定它们对各种合金化学成分的控制焊接热循环的容限性能。选取了7个炉批的API5LX70Ti-Nb微合金钢，具有不同的Ti-Nb含量，确定了一个Ti/Nb比的范围。我们还注意使各试样中的碳含量也有差异。这些材料全部采用典型的现场环焊工艺进行自动焊接，然后检验试样焊缝和热影响的微观结构，并通过力学试验测试这些区域的韧性。另外，还用Gleeble热机械模拟机对热影响区进行了模拟。目的是给与所有的试样同一的加热过程，而且也可以创造一个较大的检验和观察区域，而通常对真实的焊缝，这些区域都很小。专用名词GMAW–气体保护电弧焊EAF–电弧炉HAZ–热影响区CVN–夏比V-型缺口DWTT–落锤撕裂试验OESpectrometry–光发射光谱测定法UTS–极限抗拉强度Skelp–用于形成钢管的扁钢卷LPA–管轴纵向TPA–管轴横向LRD–与轧制方向平行TRD–与轧制方向垂直ID–内径OD–外径FATT–断口外貌转变温度Pcm–碳当量WT–壁厚CGHAZ–粗晶热影响区FGHAZ–细晶热影响区母材金属特性为了这一研究目的，所选钢管为壁厚10.7mm(0.422″)、外径1067mm(42″)的X70钢管。利用电弧炉通过添加锰、钼和铬合金炼制钛-铌微合金钢。其余元素都是电弧炉工艺的典型残留。生产的合金要求目标钛含量为0.02或0.015wt%，目标碳含量为0.045wt%，对于这种材料，N含量的典型平均值为85ppm，但为了获得各种Ti/N的比率，我们对大量的熔炼批进行筛选以找到极端N含量的熔炼批。尽可能地使所选的熔炼批中其他元素的含量差异最小。表1-试样的化学成分（wt%）IDCTiNTi/NMn+Cr+MoPcm高Ti10.0440.0200.01061.91.900.165高Ti20.0510.0200.00892.21.880.171高Ti30.0390.0210.00713.01.870.156低Ti10.0500.0140.01231.11.900.171低Ti20.0370.0150.00941.61.880.156低Ti30.0430.0160.00871.81.890.160低Ti40.0420.0170.00862.01.850.159利用从螺旋管轴线横向和轴线纵向取的试样进行拉伸试验。试样是条形，标距为2”。将横向试样压平，测试这种产品一般都这样做。从图1和图2中看出，这些试样的拉伸应力值的差异在约40MPa的范围内。随钛含量的变化，抗拉特性没有明显的变化。图1–轴线横向拉伸屈服应力和极限抗拉强度与Ti/N比的关系图2–轴线纵向拉伸屈服应力和极限抗拉强度与Ti/N比的关系我们采用专门的方法测量了钢中大的TiN粒子。对试样进行了金相检测，试样是沿与钢板轧制方向平行的方向，取自板材宽度的中间位置和四分之一位置。每个试样检查50个场，并对可见的TiN颗粒利用Clemex图像分析程序进行计数和测量。图3是一典型的TiN颗粒。下面的图显示了每50个场中粒子出现频率与Ti/N的相互关系。正如我们所期望的，随着Ti/N比率增加，粒子的数量增加。下面的图展示了TiN粒子的平均尺寸与Ti×N乘积之间的关系。随着Ti×N乘积的增大，粒子尺寸变大。有趣的是，在板材宽度四分之一处颗粒尺寸普遍较大。用光学显微镜进行此项观测时，其探测下限值较大（~2.5μm），这就导致不完全分布的结果。不过，此次金相检验的目的主要是识别大颗粒，因为我们认为它是断裂扩展的起始点[1]。在焊接期间热影响区短时间受热情况下，这些大颗粒不太可能分解。事实上，我们认为在焊接过程中的热影响区热循环期间，这些较大颗粒会凝聚变大。图3-典型TiN颗粒（箭头指示）图4-Ti/N比率与颗粒出现频率的关系图5-Ti*N乘积与颗粒尺寸的关系利用从钢管获得的试样进行CVN试验，试样的长轴方向是钢管的轴线纵向方向。沿钢管壁厚开缺口，所切位置确保断裂沿钢管的横向方向扩展。结果如下，所有测试温度范围内得到的夏比吸收功都在200J以上。虽然结果显示的很分散，但此次研究的目的主要是优化热影响区的特性，因此这里不对这些结果进行深入的解释。这些测试结果只作为参考，确认母材良好的韧性。图6-钢管轴线纵向夏比吸收功（修正成全尺寸）与温度的关系对取自每一熔炼批并压扁的横向试样进行落锤撕裂试验。结果如下，我们注意到，试样高Ti2-2和高Ti3-2，Ti/N比率分别为2.2和3.0（在所研究的范围中都属于较高值），在-60°C都显示低的剪切（面积）值。这说明试样已处于韧脆转变区。所有低钛试样在整个温度范围内都得到高百分比的剪切断口。图7-高Ti试样-DWTT试验的剪切断裂面积与温度的关系。箭头指示为试样到达低平台能量。图8-低Ti试样-DWTT试验的剪切面积与温度的关系管材的环形焊接对七种合金的管材进行环形焊接。不是按ASME(美国机械工程师学会)IX部分的5G位置创建的环形焊缝，而是在1G（平的）位置焊接的。选择这个位置是因为容易实施焊接，而且沿焊缝长度方向具有稳定的热输入。在实际的5G圆周焊缝中，由于沿着周边的几何形状和各种条件的影响，热输入可能沿周向焊缝有所变化。使用的坡口形状（见图9）是典型的用GSAW进行现场焊接大口径钢管时所采用的形状。选择与实际现场操作相符的参数，并针对焊缝位置的差异进行了相应的修改，以确保焊道剖面和有效热量输入是相近的。采用的焊接工序是：一道内根焊、一道热焊、两道填充焊，最后一道外焊盖帽。焊缝剖面如图10所示。焊缝与管材的轧制方向垂直，而且所有焊缝的焊接参数，包括预热和层间温度，及摆动宽度是一致的。表2是试样的焊缝参数。表2-GMAW焊接参数根部焊道第二层焊道第一填充焊道第二填充焊道封面焊道平均电流(A)216294274293272平均电压(V)23.126.825.925.525.6平均焊接速度(mm/min)12.523181913平均热输入(kJ/mm)0.400.340.390.390.54典型焊道间温度(°C)20405085100图9-坡口尺寸图10-模拟环焊缝的典型宏观剖面为了测量不同材料的热影响区的抗冲击韧性，我们进行了CVN和CTOD试验。缺口位置在热影响区，如图11所示和下面的描述。我们制作了热影响区CVN实验转换曲线，如图12所示。此研究中夏比试验与CTOD试验所选择的取样位置相同。CVN选择的开槽位置与CTOD缺口位置一样。此处开槽的好处是基本覆盖了热影响区，使裂缝路径中焊缝金属量一致，且缺口断裂路径上的未受影响的母材金属最少。图11-HAZ夏比试样和CTODII组试样的缺口位置下面的图12是整个研究转变温度范围内CVN试验的剪切断裂面积情况（%），-5°C时，CVN冲击吸收功分布在120J和240J之间，与化学成分没有明显的关系。从此图表可以确定对应50%剪切面积的裂纹扩展转变温度。然后对应钢中的不同化学元素，包括Ti、N、Ti/N比率，碳当量，绘制了对应50%剪切面积的裂纹扩展转变温度图表。图12-GMAW焊缝HAZ试样剪切面积与温度的关系图13至图17是一系列表示50%剪切面积的裂纹扩展转变温度与钢中不同元素的关系曲线。我们注意到游离的N采用[Nfree=Ntotal–3.42×Ti]计算。发现了各种元素，即Ti，N和C的最佳关系。图13-GMAWHAZ50%断裂转变温度与Ti含量的关系图14-GMAWHAZ50%断裂转变温度与游离N含量的关系图15-GMAWHAZ50%断裂转变温度与Ti/N的关系图16-GMAWHAZ50%断裂转变温度与C含量的关系图17-GMAWHAZ50%断裂转变温度与Pcm的关系从图13可以看出，钛和转变温度间存在某种关系。然而，图14中显示，对除了一个试样之外的所有试样，游离氮有利于降低转变温度。这可能是由于未与碳结合的钛和铌结合形成碳氮化物（C，N）颗粒，它们能进一步细化奥氏体颗粒。这与Hamada等[3]人公布的结果一致。图15中的结果显示转变温度和Ti/N比率成逆向关系。当转变温度与碳和Pcm的关系曲线绘制后，呈现出更明显的关系，如图16和17所示，随着碳和Pcm的增加转变温度降低。基于得出的不完全关系，我们认为在转变温度下，Ti，N，C和Pcm都在某种程度上对转变温度的变化有影响。特别当我们从图15中Ti/N曲线（Ti/N为1.6的比率）及图16和17C或Pcm的曲线中看到的主要不良数据表明，较高的转变温度是由于其低的含碳量引起的。CTOD试验是在BodycoteTestingGroup集团的休斯敦北实验室HoustonNorthLaboratory实验室进行的。在-5°C的条件下对七个焊缝试样进行试验。选择这个温度是因为它是通用的标准温度。根据加拿大工业标准协会Z662II组将试样刻槽，标准中规定凹槽要穿过大部分CGHAZ，尽量减小凹槽穿过母材和焊缝金属的长度。凹槽位置如图11所示。这个凹槽位置通常用于现场焊缝验证。对每一焊缝试样进行三组试验。试样中有三个由于断裂面显示熔深不够，视为不合格，所以不作为本次分析的对象。与CVN试验结果的处理方式一样，CTOD试验结果与一些元素的关系也制成图表，见图18至图22，显示的值是三次试验结果的平均值，上面说的不合格试样除外。且图中的CTOD结果值是增量（mm）。图18-II组HAZCTOD试验结果与Ti含量的关系图19-II组HAZCTOD试验结果与游离N含量的关系图20-II组HAZCTOD试验结果与Ti/N的关系图21-II组HAZCTOD试验结果与C含量的关系图22-II组HAZCTOD试验结果与Pcm的关系热影响区试验结果说明韧性到脆性的转变温度明显低于CTOD试验的温度-5°C。总体上，CTOD试验得到了非常不错的结果（0.25mm），且在高于转变温度的条件下为韧性失效。CTOD试验结果图表与CVN图表显示了一样的关系。首先，减小Ti/N比率（图20）对CTOD试验结果是有利的。然而，从CVN试验结果可以看出，不是所有的试样都遵循这种关系。不遵循这种关系的试样可以通过C和Pcm关系图表来解释-正如CVN试验结果所得出的，当将C或Pcm与CTOD试验结果的关系制成图表时，我们发现，较高C含量或Pcm与较高CTOD试验结果之间存在明显的关系。因此，我们认为C和Pcm是影响CTOD试验结果的主导因素。看来，尽管Ti和N的含量水平也很重要，但对于CTOD试验结果的影响是次要因素。GLEEBLE热模拟这些试样利用Gleeble热模拟机（3800模型）进行处理，模拟用于试验焊缝的GMAW焊接条件。用这个设备的主要好处是可以创建一大的均质的热影响区微观结构，而对实际的焊缝，这个临近焊缝的独特区域很小，不易于研究。为了模拟GMAW焊接过程中的一个粗粒热影响区热循环，以250°C/s的速度对试样进行加热，并在峰值温度1425°C时保温一秒来稳定温度，避免过流，然后冷却，从