管线钢焊接接头韧性影响因素及评价方法 Research Status of Influencing Factors and Evaluation Methods for Toughness of Pipeline Steel Joints 1 first-author 贾彦杰（1983—），男，博士，高级工程师，主要从事油气长输管道设备可靠性提升和全生命周期管理工作。 贾彦杰（1983—），男，博士，高级工程师，主要从事油气长输管道设备可靠性提升和全生命周期管理工作。 2 3 corresp 李立英（1976—），女，博士，副教授，主要从事表面改性与材料焊接技术方面的教研工作。E-mail：llying3456@163.com。 李立英（1976—），女，博士，副教授，主要从事表面改性与材料焊接技术方面的教研工作。E-mail：llying3456@163.com。 llying3456@163.com 1 1 1 1 3 国家管网集团 西南管道有限责任公司,四川 成都 610095 国家管网集团 西南管道有限责任公司,四川 成都 610095 Southwest Pipeline Co., Ltd. of Pipe China Group, Chengdu 610095, China Southwest Pipeline Co., Ltd. of Pipe China Group, Chengdu 610095, China 海洋石油工程股份有限公司,天津 3004612 海洋石油工程股份有限公司,天津 3004612 Offshore Oil Engineering Co., Ltd., Tianjin 300461, China Offshore Oil Engineering Co., Ltd., Tianjin 300461, China 中国石油大学(华东) 材料科学与工程学院,山东 青岛 266580 中国石油大学(华东) 材料科学与工程学院,山东 青岛 266580 School of Materials Science and Engineering, China University of Petroleum, Qingdao 266580, China School of Materials Science and Engineering, China University of Petroleum, Qingdao 266580, China 长输管道环焊缝的部分失效是由于焊缝韧性不足导致断裂，这对长输管道的韧性提出了更高的要求。首先详细分析了焊条电弧焊、半自动焊和全自动焊在管线钢焊接中的应用情况及其优缺点。其次总结了影响焊接接头韧性的主要因素：管线钢合金成分、微量元素、焊接接头组织、残余应力、晶体学特征及强度匹配。最后介绍焊接接头韧性的主要评价方法：夏比冲击实验、落锤撕裂实验（DWTT）和裂纹尖端张开位移（CTOD）实验。并指出强度匹配的概念有待进一步明确，不同强度匹配接头的韧性断裂机理有待进一步探究。由于坡度的影响，焊缝两侧热影响区不对称，建议在山区条件下焊接工艺评定时热影响区的冲击、落锤撕裂和CTOD实验区分上下坡口。 Partial failure of girth welds in long-distance pipelines is due to fracture due to insufficient weld toughness, which puts forward higher requirements for the toughness of long-distance pipelines. Firstly, the application and advantages and disadvantages of electrode arc welding, semi-automatic welding and fully automatic welding in pipeline steel welding are analyzed in detail. Secondly, the main factors affecting the toughness of welded joints are summarized: pipeline steel alloy composition, trace elements, microstructure of welded joints, residual stress, crystallographic characteristics and strength matching. Finally, the main evaluation methods for the toughness of welded joints: Charpy impact test, drop weight tear test (DWTT) and crack tip opening displacement (CTOD) test. It is also pointed out that the concept of strength matching needs to be further clarified, and the ductile fracture mechanism of joints with different strength matching needs to be further explored. Due to the influence of the slope, the heat-affected zones on both sides of the weld are asymmetrical. It is suggested that the impact, drop weight tear and CTOD experiments of the heat-affected zone in the welding process evaluation under mountainous conditions should be distinguished from the upper and lower grooves. 管线钢 焊接方法 韧性 影响因素 评价方法 pipeline steel welding method toughness influencing factor evaluation method 前言 1 随着经济的发展和社会的进步，对于石油和天然气的需求不断增加。截至2020年我国国内油气管道总长度已达16.9万公里，根据国家能源局2017年5月发布的《中长期油气管网规划》，到2025年，中国油气管网规模将达到24万公里。管道输送石油和天然气是最经济、安全、高效、节能的运输方式 ［ 1 1 ］ 。近年来，中国大力发展“东北、西北、西南、海上”四大油气战略通道，东北、西北战略通道地理位置偏僻、环境恶劣，很多地方常年高寒冻土或冰雪覆盖，温度在-20 ℃以下。管道铺设工程中不可避免会经过高寒及冻土地区，低温施工和服役条件要求管道必须具备优良的低温韧性 ［ 2 2 - 4 4 2-4 ］ 。要提高管道的输送能力就要增大管径，提高输送压力，使得管线钢朝着更好韧性、更高强度、抗大变形、耐低温、耐腐蚀及厚壁化等方向发展 ［ 5 5 ］ 。 针对高强管线钢的焊接，如何选择适合的焊接方法以及对焊接接头韧性进行可靠评价，是当前管线钢产业发展过程中所面临的两个关键问题 ［ 6 6 - 8 8 6-8 ］ 。因此，本文总结了管线钢主要焊接方法、焊接接头韧性影响因素及韧性的评价方法。 管线钢的焊接方法 1 焊接是管道连接的唯一方法，而焊接接头是管道的薄弱部位，易在服役过程中因环焊缝失效而发生事故。因此，焊接接头的质量直接影响到管线的安全 ［ 9 9 ］ 。目前，油气长输管道环焊缝所用的焊接方法主要有焊条电弧焊、半自动焊和全自动焊。 焊条电弧焊 2 焊条电弧焊是最早应用于管线钢焊接的方法。20世纪70年代以前，管线钢焊接主要采用低氢型上向焊工艺，其特点为管口组对间隙较大，焊接过程中采用熄弧完成，焊层厚度较大，焊接效率低。20世纪80年代末，采用纤维素型和低氢型焊条下向焊，其特点为管口组对间隙小，焊接采用大电流、多层、快速焊，焊接效率高，适用于流水作业。多层多道焊的后面焊层对前面焊层具有热处理作用，可细化晶粒，提高焊接接头的韧性。1988年，中沧线天然气管道首次采用低氢型焊条下向焊，随后哈依煤气管道、陕京线等采用纤维素型和低氢型焊条相结合的下向焊工艺。 焊条电弧焊灵活简便、适应性强，其下向焊和上向焊的有机结合及纤维素型焊条良好的根焊适应性，在很多场合是自动焊不可替代的。但是焊条电弧焊存在一些明显的缺陷，焊接时需要频繁更换焊条，焊接效率低且易产生焊接缺陷，劳动强度大，工作环境差，焊缝质量受人为因素影响大。随着管道行业对焊接质量和效率要求的提高，焊条电弧焊的应用逐渐减少。目前，焊条电弧焊主要应用于薄壁小直径管道及连头口、死口和返修焊的焊接。 半自动焊 2 半自动焊是指送丝过程由机械装置控制，手动控制焊枪移动的焊接方式，包括自保护药芯焊丝下向焊和CO 2 气体保护实芯焊丝下向焊。自保护药芯焊丝焊接时，不需要外加保护气体或焊剂，焊丝芯部的药剂会在焊丝燃烧时产生保护气体和熔渣，对熔滴和熔池具有较强的保护作用，即使在风速较大的野外施工时，也不需特殊保护措施。CO 2 气体保护实芯焊丝下向焊熔敷金属量大，焊接效率高、过程稳定且焊接质量好。 半自动焊操作灵活，可实现连续焊接，焊接效率高，焊接质量好，劳动强度低，环境适应性强，操作过程相对焊条电弧焊简单。必要时，可采用焊条电弧焊或GTAW（Gas Tungsten Arc Welding）进行根焊，半自动焊进行填充和盖面焊，即组合半自动焊。这种组合半自动焊接具有焊接效率高，焊缝质量好，机组作业灵活等优点，适合坡地及沟下焊。 半自动下向焊于1992年从美国引进，主要是自保护药芯焊丝半自动焊，用于环焊缝的填充、盖面。半自动焊首次在1992年的突尼斯天然气管道工程中应用，而后在1995年的库鄯线管道作为试验段应用、兰成渝、涩宁兰工程中应用。半自动焊成为其后20年的主流焊接方法。焊条电弧焊、半自动焊的应用情况如 表1 表1 所示。 2 工程项目 投产 运行 钢级 总长度 /km 焊条电弧焊长度/km 半自动焊长度/km 2 中沧线 1986年 X52 366.5 366.5 — 2 突尼斯天然气管道 1992年 X60 239 140 99 2 陕京一线 1997年 X60 918 918 — 2 库鄯线 1995年 X65 476 376 100 2 涩宁兰 线路 2001年 X60 953 303 650 试验段 2001年 X70 8.7 — 4.7 2 兰成渝 2002年 X52 1247 247 1 000 2 忠武线 支线 2004年 X60 628 80 548 干线 2004年 X65 719 100 619 全自动焊 2 随长输管道管径和输送压力的不断增加及对环焊缝质量要求的提高，全自动焊用于管道焊接成为管道事业发展的必然趋势，其应用比例不断提高，如 表2 表2 所示。 2 工程项目 建设年代 钢级 管径 /mm 管道长度/km 自动用比例/% 2 西一线 2002~2004 X70 1 016 3 900 17 2 西二线 西段 2008~2009 X80 1 219 2 108 9.6 东段 2009~2012 X80 1 219 2 108 9.6 西三线 西段 2012~2016 X80 1 219 2 390 10 2 中俄原油二线 2016~2017 X60 813 932 70 2 中俄东线 2020~2021 X80 1 422 870 96.5 全自动焊分为内焊机根焊+外焊机填充盖面、外焊机根焊+外焊机填充盖面两种方式。前者优点是可大幅提高根焊的速度和焊接效率；焊缝成形良好，可保证焊接质量；热输入小，焊接接头性能优良；坡口角度小，焊材用量少，自带对口器，成本低且效率高；焊接过程全自动化，工作强度低、效率高，焊接过程及接头质量受人为因素影响小。管径越大使用该方式焊接优势越明显，目前最大内焊机可用于直径1 422 mm的管道焊接。前者缺点是现有的内焊机爬坡能力≤12°，因此，一般只在平原地区使用，而在山区使用受限；一种内焊机仅适用于一种管径的管道焊接；内焊机的设计及制造复杂、售价高、一次性投资大，且使用后期保养较难；对坡口质量要求较高，必须使用专门坡口机。 后者优点为使用灵活方便，在地形复杂的山区可正常使用；使用范围大，一种型号外焊机可适用于不同管径管道的焊接，使用过程中，除非更换焊材，可连续使用；外焊机的设备设计及制造比内焊机简单、售价低、一次性投资小。后者缺点是焊接时需焊工实时观察熔池流动，进行参数调整，故对焊工要求高，需要焊工前期经过培训方能进行操作；内焊机根焊一般同时采用四个焊炬焊接，而外焊机根焊采用单焊炬或双焊炬焊接，故外焊机根焊效率低；焊接时对口需要使用对口器；对坡口质量要求高，需要配备专门的坡口机。外焊机分为单焊炬和双焊炬两种。单焊炬外焊机效率低，6点钟位置附近易出现内凹，偶尔出现未焊透缺陷，需要内部修补。双焊炬外焊机可提高焊接效率，设备和人员数量较单焊炬外焊机投入少，是目前工效最高，使用较广泛的管道焊接设备。 与焊条电弧焊和半自动焊接相比，全自动焊效率高，焊接参数易控制、可实时采集与传输，焊接过程较稳定；焊缝成形美观且性能优良。自动焊不同根焊方式的对比如 表3 表3 所示。除采用全自动焊（内焊机根焊和外焊机根焊）工艺外，还常使用焊条电弧焊、半自动焊［GTAW或STT（Surface Tension Transfer）］根焊+全自动焊填充盖面的工艺。这些焊接工艺虽然效率不如全自动焊，但能适应现场施工环境，防止出现焊接缺陷。 焊接工艺 适用范围 设备投资 工艺操作 焊接质量 内焊机根焊 单一管径 高 简单 好 外焊机根焊 ≥508 mm 中 适中 较好 半自动焊根焊 任意管径 低 难 较好 手工焊根焊 任意管径 低 难 一般 焊接工艺 焊接效率 一次合格率 操作稳定性 环境适应性 内焊机根焊 高 高 高 差 外焊机根焊 适中 适中 中 适中 半自动焊根焊 适中 适中 高 好 手工焊根焊 低 适中 低 好 国外全自动焊技术发展较早，其中内焊机根焊+双焊炬外焊机填充盖面工艺主要应用于坡度≤12°的管道焊接 ［ 10 10 ］ 。例如，巴西Catu-Pilar天然气管道项目使用此工艺，根焊完成后不需要进行清根处理，有效保证随后外部自动焊的坡口形状，简化焊接过程中焊机操作的调整工作，减少因坡口形状不规则而引起的各种缺陷 ［ 11 11 ］ 。国内全自动焊技术发展较晚，于1988年12月在义马-郑州煤气管道、港京输气管道中首次应用。2002年西气东输管道中规模使用，2008年、2012年西二线和西三线在西段作为业绩提升零星应用，2016年中俄原油二期，中俄东线北段，自动焊使用比例高达96.5%。此后，从提高焊接质量角度，自动焊被广泛应用。 焊接接头韧性影响因素 1 管线钢的合金成分及含量 2 管线钢主要按照美国石油协会标准API 5L及国际标准 ISO 3183进行验收，而标准中对化学成分的要求比较宽松。不同厂商的生产技术及要求不同，提供的管线钢合金成分及含量不同。部分厂家为了提高管线钢的强度，增加了Cr、Ni、Mo或Nb、V、Ti等微合金元素的含量，这会导致焊接接头性能不稳定。随碳含量的增加，奥氏体稳定性增加，但明显促进M/A组元的形成，从而降低接头韧性 ［ 12 12 ］ 。Mn是奥氏体形成元素，扩大奥氏体相区，增加过冷奥氏体稳定性。在焊接冷却过程中，碳含量较低时，Mn能促进共析反应进行，抑制奥氏体在较高温度下转变成多边形铁素体和粒状铁素体，增加针状铁素体含量，从而提高接头韧性。Ni促进针状铁素体形成，细化晶粒，提高接头韧性。Ni元素对冲击韧性的影响与Mn含量有关，当两种元素含量在最佳的配比范围时，焊缝强韧性匹配最优 ［ 13 13 ］ 。因此，应严格控制管线钢的合金成分及其含量。 N 、 H 、 O 及微量元素 2 N元素 3 焊接区周围空气及焊材是焊接接头中氮的主要来源。氮常以原子、NO及离子的形式存在，室温时α-Fe中氮的溶解度很小，仅为0.001%。焊缝中氮的存在形式有三种：（1）以过饱和形式存在固溶体中，产生晶格畸变，阻碍位错运动，导致焊缝强度、硬度升高，韧性降低；（2）以针状氮化物（Fe 4 N）的形式析出，分布于晶界或者晶内，可引起时效脆化；（3）形成氮气孔，当焊缝中氮含量超过100 ppm，其冲击韧性明显下降 ［ 14 14 ］ 。 H元素 3 焊接接头中的H主要来源于焊材中的水分及含H的物质、空气中的水蒸气以及坡口表面上的铁锈、油污等。H对焊接质量的影响主要体现在：（1）氢脆：拉伸过程中，位错发生运动和堆积，形成显微空腔。溶解在晶格中的原子氢不断向位错运动的方向扩散，最后聚集到显微空腔内，结合为H 2 ，使空腔内产生很高的压力，导致接头在室温附近的韧性显著下降；（2）白点（鱼眼）：焊缝拉伸或弯曲试件断面上出现的光亮圆形斑点，中心多有小夹杂物和气孔；（3）产生冷裂纹。焊接接头中H含量过高，降低接头韧性，焊后产生氢致延迟裂纹。 O元素 3 焊接接头中的氧主要来源于焊材及母材与气相、熔渣相互作用的结果。随焊接接头含氧量的增加，会形成CO气孔，导致焊接接头强度、韧性都明显下降，尤其是低温冲击韧性急剧下降。此外，若氧含量过高，还会引起热脆、冷脆和时效硬化。 其他微量元素 3 除N、H、O三种元素外，接头中其他微量元素的存在也会影响焊接质量。例如：为脱氧和固氮，自保护药芯焊丝中会加入Al、Mg，但会降低焊接接头的韧性。 焊接接头组织 2 铁素体形态 3 管线钢焊接接头组织主要是铁素体和贝氏体。铁素体形态主要分为针状和块状两种。一般来说针状铁素体更能保证接头韧性。Hara T等人 ［ 15 15 ］ 研究了有效晶粒尺寸和组织类型对接头韧性的影响。研究表明，有效晶粒尺寸在3 μm以下，组织为针状铁素体和贝氏体，焊接接头韧性较好。这是因为针状铁素体交叉分布、相互咬合，当裂纹遇到针状铁素体时，呈波浪起伏状扩展，裂纹扩展阻力增大，裂纹扩展速率降低，使材料韧性提高 ［ 16 16 -17］ 。 M/A组元 3 M/A组元多分布在原奥氏体晶界、贝氏体或铁素体板条界，是由富碳残余奥氏体转变而成，其亚结构为孪晶。M/A组元是脆硬相，虽然可增加材料强度，但有时会破坏基体材料连续性，降低材料韧性 ［ 18 18 - 21 21 18-21 ］ 。M/A组元包括块状、类圆状和尖角状等几种形态。一般来说，块状和尖角状的M/A组元更易引起应力集中，降低材料韧性。而类圆状或球状的M/A组元，由于其尺寸较小且分布较弥散，对材料韧性影响较小。管线钢焊接时，一次粗晶区经历的二次焊接热循环峰值温度处于（α+γ）两相区时，临界粗晶区（ICCGHAZ，Intercritically Coarse-Grained Heat-affected Zone）出现局部脆化现象，韧性大大降低。其脆化原因主要是原奥氏体晶界分布着粗大的链状M/A组元，相邻M/A组元距离较近，应力场相互叠加，应力集中明显，促进裂纹萌生和扩展，从而导致ICCGHAZ韧性恶化 ［ 22 22 - 24 24 22-24 ］ 。M/A组元对材料韧性的影响既与其形态有关，也与温度有关。文献［ 25 25 - 27 27 25-27 ］研究发现，当温度≥-40 ℃时，随M/A组元体积分数的降低和长宽比的缩小，长条状M/A组元减少，细小类圆状M/A组元增加且弥散分布。这些细小弥散分布的M/A组元像第二相粒子一样钉扎在其与基体的晶界上，阻碍裂纹扩展，增加材料韧性。但当温度降低到-80~-60 ℃时，细小类圆状M/A组元中马氏体硬度较高，在低温受力状态下容易发生脆断，对裂纹扩展起不到钉扎作用，使材料进入韧脆转变区。而此时长条状M/A组元，虽然其尺寸较大，但有一定的“软相”残余奥氏体存在，对材料变形反而起到协调作用，可改善材料韧性。因此，在-80~-60 ℃温度区间，虽然M/A组元体积分数最少和长宽比最低，冲击韧性反而最低。总之，为降低M/A组元对焊接接头韧性的不利影响，应充分考虑接头的使用温度，合理优化焊接参数，尤其是控制冷却速度，避免不同体积分数和形态的M/A组元对韧性产生不利影响。 焊接残余应力 2 焊接过程中，焊接的不均匀加热使得接头塑性变形不均匀，导致接头存在残余应力。残余应力分为残余压应力和残余拉应力两种。目前，表面残余应力可通过实验方法测量得到，但结构内部的残余应力水平及分布很难通过测量获得。采用有限元法研究焊接残余应力发现，焊缝及近缝区存在残余压缩塑性应变，应力状态为拉应力，由焊缝中心到母材边缘纵向应力由拉应力转变为压应力，纵向压缩塑性变形量逐渐下降，离焊缝较远受温度场影响较小的母材不产生塑性变形 ［ 28 28 - 29 29 28-29 ］ 。一般来说，残余压应力可阻止裂纹扩展，增加接头韧性，而残余拉应力会降低接头韧性。 晶体学特征 2 胡水平等人 ［ 30 30 ］ 研究发现，冲击或者落锤撕裂试样断口上的组织单元与EBSD（Electron Backscattered Diffraction）测定的晶体学取向差小于15°的组织单元尺寸基本一致。这说明脆性断裂发生偏转出现在取向差≥15°的晶界。因此，晶界取向差为≥15°的晶粒是控制针状铁素体型管线钢性能的“有效单元”。有效晶粒尺寸越小，说明裂纹扩展路径越曲折，裂纹扩展过程中吸收的能量越多，材料韧性越好。大角度晶界越多，裂纹扩展穿过的晶界越多，消耗能量越多，材料韧性越好 ［ 31 31 - 32 32 31-32 ］ 。 强度匹配 2 根据焊缝金属强度和母材强度高低，焊接接头强度匹配分为三种：超强匹配（焊缝金属强度高于母材）、等强匹配（焊缝金属强度等于母材）和低强匹配（焊缝金属强度低于母材）。 当强度匹配不同时，存在母材和焊缝强度、韧性不同而引起的非匹配效应。这不仅影响焊缝的整体变形行为，也影响焊缝区应力、应变场的分布，使焊缝区裂纹尖端拘束状态十分复杂，成为管道使用过程中的薄弱区。近年来，管道环焊缝失效事故频发，部分原因是环焊缝实际强度比母材实际强度低。因此，管道结构设计时，一般要求焊缝强度与母材强度相等。但是，不同厂家的生产水平和轧制能力不同，所以不同厂家钢管的化学成分和力学性能虽然都满足工程要求，但实物水平却存在较大差别。此外，按照相关规范要求选择的焊接材料，其熔敷金属强度也存在波动。因此，即使焊接工艺评定时选择了与母材等强或高强匹配的焊接材料，但在实际工程中环焊缝和母材的强度匹配仍存在较大的不确定性。 Minami ［ 33 33 ］ 通过数值模拟发现，低强匹配时，在受力过程中，由于强度较高的母材的约束作用，塑性区被抑制在焊缝中，屈服和塑性变形主要由焊缝来承担，裂纹尖端应力集中较严重，在较低驱动力下即会扩展。高强匹配时，屈服和塑性变形不但由焊缝承担，还由母材来承担，塑性区较大，裂纹尖端应力集中得到了改善，在较高的驱动力下裂纹才会扩展。因此，高强匹配焊缝的抗裂性能比低强匹配好。何小东等人 ［ 34 34 ］ 发现，高强匹配环焊缝接头承受轴向载荷和变形的能力大于低强匹配环焊接头，而低强匹配接头由于在焊缝和热影响区产生塑性应变累积，即使具有较好的韧性，也会发生断裂，如 图1 图1 所示。清华大学王振家等人 ［ 35 35 ］ 研究认为，对于抗拉强度490 MPa级的低屈强比高强钢，选择具有一定韧性储备且适当超强的焊材是有利的，即采用等强或超强匹配；对于抗拉强度690~780 MPa级的高屈强比高强钢，焊缝断裂性能与其强度、韧性、非均质性有关，过分超强或过分低强均不理想，建议采用等强匹配。 1;2; 国外关于焊缝强度匹配有两种观点：（1）焊缝韧性可以略低于母材韧性极限，但强度必须高于母材，以避免焊缝区域的应变集中。1951年，Hartbower和Pellini ［ 36 36 ］ 采用膨胀爆破试验表明，焊缝应该采用超强匹配，以提高焊缝质量。当时这个观点引发了高屈服强度焊接材料和宽范围焊接工艺的研发，以及焊接流程的细化。然而，可焊性研究揭示，强度升高会增大氢致开裂倾向，且使焊缝韧性下降；（2）允许焊缝低强匹配，但要保证足够的断裂韧性。Shron ［ 37 37 ］ 、Satoh ［ 38 38 ］ 等人研究表明，如果焊缝没有很大的缺陷，且具有足够的形变强化能力，低强匹配的焊缝在拉伸载荷作用下可以达到与母材等强。 选择低强或等强匹配，受焊材及其他因素的影响，焊缝强度往往低于预期。因此，实际工程中主要使用等强或超强匹配。焊缝不仅要具有较高的强度，同时也要具有良好的韧性，才能提高其抗断能力，避免由于韧性不足而失效。因此，同时保证焊材的强度和韧性是高强管线钢安全使用的关键。另外，关于强度匹配对焊接接头性能的影响，首先，强度匹配的概念，比如需要明确是抗拉强度之比还是屈服强度之比；其次，关于不同强度匹配接头的韧性断裂机理有待进一步探究。 焊接接头韧性的评价方法 1 常用的焊接接头韧性评价方法有夏比冲击实验、落锤撕裂实验（Drop-Weight Tear Test，DWTT）和裂纹尖端张开位移（Crack Tip Opening Displacement，CTOD）实验。目前，焊接工艺评定中常用夏比冲击实验和落锤撕裂实验，海工、压力容器等安全性要求高的结构需要做CTOD实验。 夏比冲击实验 2 夏比冲击实验是最早用来检测材料韧性好坏的方法。测试位置一般包括焊缝中心、熔合线、熔合线+1 mm、熔合线+2 mm、熔合线+5 mm。常用一次摆锤试验机或示波冲击试验机进行测试，通过记录冲击吸收功和计算剪切面积，评价焊接接头的冲击韧性 ［ 39 39 - 42 42 39-42 ］ 。示波冲击试验机能够把总冲击吸收功分为裂纹起裂功和裂纹扩展功两部分。 夏比冲击实验操作简单、方便，经过多年的发展，试验成熟，并有大量的数据积累。但也存在诸多不足：（1）标准试样尺寸10 mm×10 mm×55 mm。当焊接接头厚度大于10 mm时，因为厚度方向不同位置的性能是不同的，采用部分厚度试样的冲击值来表征整个焊接接头的韧性，不免以偏概全；（2）实验是用来衡量焊接接头的抗冲击能力，不能全面衡量整个焊接接头的韧性；（3）实验把缺口尖端的“开裂”和“扩展”混合，很难分清，难以解释焊接接头的失效机制 ［ 43 43 ］ ；（4）实验是在极快的速度下一次冲击完成，加载速度与管道实际工作所受应力的加载方式相差甚远；（5）山区条件下由于重力影响焊接接头两侧残余应力大小不同（见 图2 图2 ），导致热影响区两侧不对称，热影响区韧性测定并没有区分上下坡口。 DWTT 实验 2 DWTT通过对全厚度试样一次快速冲断所获得的断口特征和能量特征来评价材料的冶金质量和抗断裂能力。其优点在于：（1）采用全厚度试样，可消除由于尺寸效应引起的误差；（2）实验过程接近焊接接头的实际应力应变状态；（3）断裂面可以真实地反映管道在实际服役条件下，当所受应力大于塑性变形吸收能量时裂纹扩展路径。 落锤撕裂断口的评定是测量断口净截面上剪切面积的百分数，如 图3 图3 所示。但是，韧脆断口面积比只能用于表征材料韧性的相对大小，无法用于实际结构设计时的计算。因此，落锤撕裂试验不能对焊接接头进行定量的韧性设计与校准。同样，实验没有区分平原和山区条件，山区条件下热影响区落锤撕裂实验未区分上下坡口。 CTOD 实验 2 Wells ［ 44 44 - 45 45 44-45 ］ 最早提出裂纹尖端张开位移这一概念，认为理想弹塑性材料的裂纹尖端经历塑性变形达到全面屈服后，裂纹尖端前方韧带部位的应力值不会再继续扩大，不能再用应力或直接与应力有关的量来描述裂纹的断裂行为。因而，Wells提出当裂纹尖端附近的塑性应变超过某一临界值时，裂纹开始扩展的观点。这个塑性应变临界值就是CTOD，可用来描述裂纹的扩展条件。CTOD值本质上是指裂纹尖端受力后两表面张开的距离，如 图4 图4 所示，Δ a 0 为裂纹尖端扩展量。CTOD值即断裂韧性指标，表征材料抵抗裂纹失稳扩展的能力，数值越大，说明材料裂纹失稳扩展的抗力越大，即材料的断裂韧性越好。 厚钢管焊接接头韧性评定技术以弹塑性断裂力学理论为基础，四十余年来，Wells建立的CTOD理论已得到较为充分的研究并被广泛应用。苗张木 ［ 46 46 ］ 用实验证明了焊缝和热影响区的拉伸曲线可看作是理想弹塑性的，符合Wells提出的CTOD理论的条件。CTOD实验采用的全厚度试样，可以根据要求，将缺口开焊缝、热影响区等位置，测定指定位置的CTOD值。CTOD实验既能消除尺寸效应的影响，又能较好地模拟实际构件的服役条件。通过控制试验加载速度以及试验温度，真实模拟材料的实际服役受力情况。CTOD值可真实反映材料断裂韧性好坏，且用于定量的断裂韧性设计及校准。总之，全壁厚的CTOD实验往往能更好地反映实际焊接结构的韧性好坏 ［ 47 47 - 49 49 47-49 ］ 。 CTOD实验包括加工试样、疲劳预制裂纹、主体试验和数据处理等步骤。CTOD试样分为三点弯曲、紧凑拉伸试样（包括直通型缺口和台阶型缺口两种）两类。试样宽度（ W ）与厚度（ B ）之比要求1.0≤ W / B ≤4.0，推荐 W / B =2。 W = B 时缺口为NQ方向， W =2 B 是为NP方向，如 图5 图5 所示。需要注意的是缺口方向对CTOD值有影响。 疲劳预制裂纹的关键是裂纹既要满足尺寸要求又要保证平直度。疲劳裂纹平直度需做完CTOD实验主体实验，将试样压断测量计算后才可获得，一旦不合格，试样和实验结果直接作废，费时费力。由于焊缝存在较大残余应力，在焊缝试样（缺口开在焊缝中心）近表面区域疲劳预制裂纹扩展比较快，而在靠近试样中心部位，疲劳预制裂纹扩展很慢，有时甚至不扩展。这会造成试样疲劳裂纹前沿平直度太低。为了能预制出合格的疲劳裂纹，国内外开展了许多研究。Reemsnyder ［ 50 50 ］ 总结了三种方法来改善试样疲劳预制裂纹前沿的平直度，局部压缩法、复合应力循环特性法和反向弯曲法。局部压缩法和反向弯曲法使接头发生了变形，导致接头的残余应力分布发生变化，因而，所得实验结果不能代表原始焊接接头的韧性。用复合应力循环特性法来提高疲劳预制裂纹平直度的效果不明显。Wells ［ 44 44 ］ 采用“高K比法”，选择较高的应力强度因子K值比f，预制的疲劳裂纹合格。这种方法不需要对试样进行预处理，因此，此方法不仅简化了实验程序、提高了效率、降低了成本，而且实验结果客观、准确。预制疲劳裂纹时，试样 W = B 、缺口方向为NQ，可大大提高预制疲劳裂纹的合格率。 预制完疲劳裂纹可按照标准进行主体加载实验和后续的裂纹长度的测量。主体加载实验 需要注意的是实验温度控制和试样的对中问题，尤其是超低温条件下。比如，三点弯曲实验时，可以加一个红外水平仪进行对中；为保证-196 ℃实验准确性，整个实验过程试样都处于装有液氮的低温槽中，且改变加载方向，使压力轴向上运动，使引伸计处于液氮上面。 随管线钢向高强、高压及厚壁化方向发展，对焊接接头韧性的要求不断提高，以保证管道安全运行。CTOD实验成为评价断裂韧性不可或缺的一部分。然而，现有的焊接工艺评定时没有区分平原和山区条件。平原地区施工时，焊缝两侧热影响区组织和晶粒大小相同。但山区条件下，由于坡度的影响，焊缝两侧热影响区不对称，热影响区CTOD实验应区分上下坡口。 结论与展望 1 （1）管线钢焊接方法主要有焊条电弧焊、半自动焊和全自动焊。随管线钢朝高强、高压及厚壁化方向发展，以及对焊接质量要求的不断提高，全自动焊用于管道焊接成为管道事业发展的必然趋势。 （2）焊接接头韧性的影响因素主要有钢材的化学成分及含量、N、H、O元素及其他微量元素含量、焊接接头中组织、残余应力、晶体学特征和强度匹配。强度匹配的概念需要进一步明确，不同强度匹配焊接接头的断裂机理需要进一步探究，强度匹配在工程应用中的适用性需要进一步明确。 （3）CTOD试验采用全厚度试样，可消除尺寸效应的影响。通过控制试验的加载速度及试验温度，可真实模拟焊接接头在服役过程中的受力情况，试验结果可真实反映接头的韧性大小，可用于定量的韧性设计及校准。预制疲劳裂纹时，试样 W = B 、缺口方向为NQ，可大大增加预制疲劳裂纹的合格率。 （4）焊接工艺评定中常采用夏比冲击实验和落锤撕裂实验来评价焊接接头的韧性。但是，夏比冲击实验衡量壁厚大于10 mm的焊接接头的韧性不合理，落锤撕裂实验只能定性表征韧性大小，且这两者均不能反映实际工况。 （5）平原地区施工时，焊缝两侧热影响区对称，但在山区条件下，由于坡度的影响，焊缝两侧热影响区不对称。建议在山区条件下焊接工艺评定时热影响区的冲击、落锤撕裂和CTOD实验应区分上下坡口。 参考文献 高惠临 . 管线钢与管线钢管 ［M］. 北京 ： 中国石油出版社 ， 2012 . 管线钢与管线钢管 张振永 ， 孟献强 ， 孙学军 ， 等 . 中俄东线站场工艺管道用高钢级低温钢管韧性指标 ［J］. 油气储运 ， 2018 ， 37 （ 4 ）： 435 - 442 . 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