苏丹国mulut盆地原油外输管道工程b1标段焊接施工技术 60页

中国石油大学（华东）硕士学位论文苏丹国MULUT盆地原油外输管道工程B1标段焊接施工技术姓名：张（龙天）军申请学位级别：硕士专业：油气储运工程指导教师：张国忠20060401\n苏丹国MULUT盆地原油外输管道工程B1标段焊接施工技术张龚军(油气储运工程)指导教师：张国忠(教授)摘要介绍了国内外长输管道焊接现状，并针对焊接在长输管道建设中的特点，分析了X70管线钢的焊接性，选择了适合苏丹国MULUT盆地原油外输管道工程Bl标段的焊接技术，详细论述了X70管线钢焊接工艺评定，确定了X70管线钢预热温度及焊接热输入控制。并介绍了X70管线钢的STTII+全位置自动焊焊工培训情况及此项焊接技术在工程中的推广应用，分析了在现场焊接过程中可能出现的缺陷及预防方法，提出了技术创新，得出最终结论并提出了存在问题。关键词：长输管道焊接施工技术，X70管线钢，焊接性，焊接工艺评定，全位置管道自动焊，焊接参数\nTHEWELDINGTECHNoLoGYABoUTBIDBloFMELUTBASINoILDEVELOPⅣ饿ETPROJECTREPUBLICoFSUDANZangYan-jun(Oil&GasStorageandTransportationDepartment)DirectedbyProfessorZhangguo-zhongAbstractFortheweldingcharactersoflongdistanceexportpipeline，thisarticlemailyintroducesthehistory，conditionanddevelopmentofthepipelineweldingindustry，especiallymoredetailsofthespecialconstructionconditionsintheworksitealongthepipelinerouteoftheexportpipeline(constractB1)ofMelutBasinDevelopmentProject．Inthisthesis，theweldabilityassessmentforX70pipelinesteelwasstudied，thewelabilityofX70pipelinesteelWasanalyzed．Basedontheprinciple，thesuitableweldingprocessforX70pipelinesteelwasdiscussed．Thefracturebyorbitalall-positionautomaticweldingprocessesWasanalyzed，anddrawtheconclutionfortheengineeringapplication．Withtheresearchabove，itwasputforwardthatthemainproblemintheweldabilityandhowtocontrollweldingparameteinapplication．Keywords：WeldingTecknologyofLongDistanceExportPipeline，X70PipelineSteel，Weldability,ProcessAssessmentofWelding，OrbitalAll·positionAutomaticWelding，WeldingParamete\n独创性声明本人声明所呈交的论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。尽我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得石油大学或其它教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。签名：∥汐6年>月≯莎日关于论文使用授权的说明本人完全了解石油大学有关保留、使用学位论文的规定，即：学校有权保留送交论文的复印件及电子版，允许论文被查阅和借阅：学校可以公布论文的全部或部分内容，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存论文。(保密论文在解密后应遵守此规定)学生签名：导师签名：影叩二年>月2．b日1口口绊弓月一，字日\n中国石油大学(华东)硕士论文第l苹前言第一章前言1．1课题背景随着经济的高速增长，我国对石油的需求量越来越大，国内石油资源不能满足经济长期高速增长的要求，我国已经成为除美国外的第二大石油进口国。伴随着全球新～轮的石油战略竞争，国外长输油气管道建设也必将风起云涌。今后会有越来越多的中国石油企业走出国门，寻找石油、开采石油、加工石油和运输石油。同时随着我国实施“西气东输”战略步伐的加快，石油天然气、石油化工工程建设面临着新的发展机遇和挑战，我国长输管道建设已进入高峰施工期，成品油管道工程和一大批“西气东输”支线工程和城市管网工程必将很快上马。从世界范围看，长距离输油管道的发展趋势有以下特点。”2“⋯：(1)建设大口径、高压力的大型管道。当兵它条件基本相同时，随官径增大，输油成本降低。在油气资源丰富、油源有保证的前提下，建设大口径管道的效益会更加明显。我国原油管道现有最大管径762衄(甬一沪、\n中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言宁进口原油管道)，国外目前输油管道最大管径为1220mm。我国建设的西气东输工程的天然气管道直径达到lOl6mm，而国外最大的天然气管道直径达到1400mm以上。提高管道工作压力，可以增加输量、增大站间距、减少站数，从而使投资减少、降低输送油气的成本。(2)采用高强度、韧性及可焊性良好的管材。随着输油管道向大口径、高压力方向发展，对管材的要求也日益提高。为了减少钢材耗量，要求提高管材的强度，为了防止断裂事故、保证管道的焊接质量，要求管材有良好的韧性及可焊性。目前油气管道多采用按API标准划分等级的X56、X60、X65号钢。70年代以来推出的X70号钢，其规定屈服限最小值为482MPa，具有较好的强度、韧性、可焊性综合质量指标，可在低温条件下使用。(3)长输管道施工方法正向着机械化和半机械化方向发展，对施工速度和焊接质量要求也愈来愈高。并且随着输油管道向沙漠、深海、极地的永冻土带伸展，在自然条件恶劣的环境中焊接管道会遇到各种技术难题。随着管线钢强度级别的提高以及焊接工艺条件的变化，会引起各种焊接性问题。1943年，人们发现用于管线的碳钢焊接后出现延一脆转变现象；1950年，美国一条直径为762iEn的管道在施工加压时发生断裂：1960年，美国Transwestern公司一条直径762mm的输气管线发生断裂，断裂长度为13公里；1968年一1969年非脆性、抗裂材料中出现韧性断裂现象：1972年，阿拉伯海湾X65管线发生HIC破坏。1978年，澳大利亚一加拿大管线发生应力腐蚀断裂事故“1。据统计，1970年一1975年间运行着的管线在美国共发生2549次事故，其中断裂事故占1／3。我国管道断裂事故也时有发生。60年代，四川石油局一条14公里长的天然气输送管道在3．9MPa内压下仅1．5小时就发生沿焊缝三次断裂；1974年，大庆至铁岭复线嫩江段上一段长2公里、直径720咖、壁厚9mm的管线在试压时内压加到4．4MPa时全管发生断裂；1986年，中原油田的直径245mm、壁厚6film的管线在施工试压时发生断裂嘲。重大事故的发生促使人们对管线钢的焊接性进行了广泛的研究，完善和发展了多种焊接性的研究方法。总之，未来的十几年我国管道工业有着光辉的发展前景，应该做好一切准备迎接管道工业大发展时期的到来。我国管道工作者必将会在未来的2\n中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言十余年，赶超世界先进水平，使我国的管道工业跨人世界先进行列。为了提高长输油气管道的施工质量和施工效率，使企业在未来激烈的国内外竞争中占有优势，更好地为我国的石油战略服务，我们针对在干旱、半干旱地区有代表性的苏丹国MULULT盆地原油外输管道工程Bl标段的焊接施工技术进行了分析对比研究，特别是对长输管道的焊接方法及改进措施进行了大量细致的研究，最终得出了一套完整的焊接施工技术理论来指导该项目的施工，取得了良好的经济效益和社会效益。1．2工程概况苏丹国MULUT盆地原油外输管道工程，该项目南起MULUT盆地北至苏丹港，全长1300多公里，管径为32英寸(中813mm，壁厚11．71-18．91ram)，线路管材采用APIX70螺旋缝埋弧焊钢管，管道设计压力为10MPa。施工段涵盏热带雨林、热带草原及沙漠地区。全工程共分线路部分Al、A2、B1、B2和场站部分五个标段，分别为AI标段由CPPE中石油管道局承包，A2标段为STG俄罗斯与马来西亚联合体承包，B2标段由印度与加拿大的联合体承包，场站部分由马来西亚与意大利的联合体承包，其中我项目部MST(中石化与马来西亚矿业公司组成的联合体)承担Bl标段的设计、采办及施工。该标段包括南起喀土穆北至穆斯马约479km的管线旌工及三座场站的两套收发球筒及十四座阀室的安装施工，沿线主要为热带荒漠戈壁，其中沙漠地段约290km，石方段约120km，穿越河流l条，季节河16条，农业用灌溉水渠5条以及铁路2处、公路9处，另有WADI(这个单词在英语字典中查不到，可能是阿拉伯语，图纸上标有wADI的地方在地形地貌上一般为季节河或长有植被的地段)55处约3．2km。其中ATBALA河以北35KM至MUSMA红海山区的沙漠段是全线施工最艰难的施工地段，自然环境极其恶劣，信息沟通也非常困难，社会依托极差。施工期间地表温度最高达70℃。施工段方圆150km几乎没有人烟，运送钢管要往返190km，需12个小时，一个机组的正常运行，需要27台车来保证；生活用水、吃菜均需从距离很远的有依托的城市拉运。该工程是根据我国石油战略需要，中国石油化工集团公司与马来西亚矿业公司合作承担的第一条长输管道工程，具有一定的政治意义。但该项\n中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言目对中石化来讲存在四个风险因素：1．交通苏丹当地的交通运输状况，尤其是北部沙漠地区的运管将成为一大问题：2．气候如果在雨季到来时还在施工或者气候异常炎热对工程进度的影响不容小视；3．焊接由于钢管的制造和现场铺设完全依靠焊接工艺完成，焊接质量就在很大程度上决定了工程质量，尤其是裂纹敏感性和热影响区的脆性是X70管线钢焊接中应注意的主要问题，X70管线钢管道现场焊接施工时，如何在恶劣的自然环境下严格控制焊接的热输入，避免粗大马氏体的出现，也是施工时所要注意的主要问题；4．合作方合作伙伴马来西亚MMC公司没有长输管道设计经验，因经验的欠缺或者采办供应材料不力都有可能对工期造成重大延误。1．3长输管道焊接技术情况简介在长输管线施工中，焊接工程是极其重要的环节，直接决定着管道的使用性能和使用寿命。随着我国实施“西气东输”战略步伐的加快，石油天然气、石油化工工程建设面临着新的发展机遇和挑战，我国长输管道建设已进入高峰施工期，长输油气管道正向着大口径、高压力输送方向发展，对焊接质量和施工速度要求也愈来愈高。作为管道施工中的关键环节，先进的焊接方法被广泛采用必然是一种发展方向。传统的手工电弧焊对焊工技能要求较高，受环境和焊工条件影响大，焊接质量有较多不确定因素，而且速度慢，能耗大。作为管道施工中的关键环节，先进的焊接方法被广泛采用必然是一种发展方向。因而多年来国内多家管道研究机构及施工企业一直在研究及开发寻找在大口径管道焊接中具有高效率、低成本的熔化极焊接方法，以提高管道的焊接质量和焊接效率。目前国内外进行长输管道施焊主要有三种方法：手工焊、半自动焊和全位置自动焊。手工焊是传统的长输管道施焊方法，现在一般仅用于小管径、短距离管道的焊接；半自动焊工艺通常采用手工下向焊打底+药芯焊丝自保护半自动焊填充盖面，在西气东输工程中，半自动焊技术已经成为一种成熟的工艺被广泛采用，中原油田工程建设总公司采用此项技术曾在齐鲁石化一青岛天然气管道(中508X6．4X56)建设中创造出单机组140道4\n中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言口／天的全国施工记录：长输管道全位置自动焊技术这几年在国外得到了一定的应用，而在国内尚属于摸索尝试阶段。国内科研机构和大专院校一直在进行管道全位置自动焊技术的研究，也制作出了一些样机，但由于野外施工环境差、条件复杂，其适应性还有待改善。特别是由于采用自动焊技术根焊对管道对口质量要求很高，采用手工焊打底速度又太慢，而根焊焊接(打底焊)又是管道焊接的关键所在，所以国内引用长输管道全位置自动焊技术的安装企业还很少。在西气东输工程中，由管道二公司和三公司小范围试用过此项技术，效果也不是很好。辽河油田油建二公司曾引进美国的管道自动焊机，经试用，总结出了母426×7mm、士500×12ram两种工艺参数，但对其进一步的研究还未进行“1。而且，由于引进的设备不同，采用的工艺也不尽相同。在甬一沪、宁进口原油管道工程中，中原油田工程建设总公司成功应用了STTII(表面张力过渡技术)打底+混合气体保护全位置自动焊填充盖面技术。1．3．1国内焊接情况简介1．20世纪70年代及以前，管道建设中焊接以传统手工焊方法施工，该焊接方法由于焊接速度慢、焊接质量低已不再适宜在管道建设中应用。2．20世纪80年代初，我国引进了美欧的手工下向焊工艺，并逐步推广到大部分施工企业。质量上了一个台阶。当时按焊缝延长米统计质量，x射线一次合格率达95％以上。该焊接方法已取代了传统手工焊方法。3．20世纪90年代初，我国又从美国引进了自保护半自动焊设各和工艺。经过培训，将该工艺于1995年首次在突尼斯工程中应用，在以后的库一鄯线、鄯一乌线、苏丹工程及涩一宁一兰、兰一成一渝等管道工程中是主要的焊接方法。其焊接合格率按焊缝口统计，可以达到95％以上。其优点是连续送丝、不用气体保护、抗风性能较强4．5级风以下、焊工易操作等。其缺点首先是不能进行根焊，需要采用其他的焊接方法进行根焊。目前美国两家焊材厂家生产的焊丝都不能实现根焊焊接，林肯公司原推出的NR一204因工艺不过关，厂家建议改用手工下向焊完成根焊。其次是缺陷集中在夹渣上，这与手工焊根焊无关。另外，操作不当时盖面易出气孔。而且自保护半自动焊焊材主要依靠进口。中石油管道局从1994年开始试验以来，一直没有取得成果。据了解，国内有几家焊材研究机构进行了研制，\n中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言据说辽宁锦泰焊丝有研究成功的焊丝，但在国内外各主要工程中至今未见国产焊丝的正式产品，在各届焊接展览会上均未见产品。4．1993年，中石油管道二公司在轮南一库尔勒输油管道上首次应用双联管焊接方法。双联管焊接方法在以后的陕京输气管道、苏丹管道工程中部分采用，收到了较好的效果。该焊接方法积累了丰富的经验。5．20世纪60年代，国际上就开始在管道工程中应用自动焊技术，自动焊技术适用于大口径、大壁厚管道，大机组流水作业，焊接质量稳定，操作简便，焊缝外观成型美观。自动焊技术在国内大规模应用是在西气东输管道工程中，中石化中原油田工程建设总公司在甬一沪、宁进口原油管道工程中也采取了部分气保护自动焊技术。在西气东输工程中，管道二公司引进了NOREAST公司自动焊机Aw97一l：石油天然气管道科学研究院承担管道局“九五”科研课题——全位置自动外焊机，该项目获中国石油天然气集团公司科研二等奖、中国石油天然气管道局科研一等奖。这两种焊机已应用到西气东输工程上。其他油建单位也引进了国外焊机，作了工程前的一系列准备工作。1．3．2国外长输管道焊接现状在国外，科学的发展带动了焊接的技术进步。国际上大直径管道施工以自动焊接为主，其中最县代表性的管道自动焊设备及工艺，当属美国CRC—EvANS，还有俄、乌、前苏联的闪光焊方法，也是应用较多的一种自动焊方法。此外意大利脚T—NRT，是近两年才开发的新设备，仅应用在法国两条管道上。其性能还有待于引进后的进一步观察。”1．美国CRC--EVANS据了解，在应用过程中根焊依然是最根本的问题，当前国外配合自动焊的根焊方法主要有两神，一是内焊机，二是带铜垫对口器外焊根焊成型。内焊根焊情况前边已讲述，这里补充说明的一点是由于设备十分复杂，易出现故障，为保证管道连续作业，不让内焊出现故障而影响整个机组停工，往往要求内焊机有备用设备，即一个机组备用一台，或两机组备用一台，同时加强设备现场维修设施、备件及高水平维修人员的配备。备用焊机是好的方案，但焊机价格较高，成本增加。带内铜衬垫对口器外根焊成型工艺，已在国外很多管道上应用，尤其是6\n中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言在海洋管道上应用更为广泛。其中ALLIANCE管道和其他一些陆地管道也有较普遍的应用。在国内据说西气东输工程拒绝使用这一工艺的原因在于两方面，一是渗铜问题，二是内部成型有尖锐金属，对通球扫线有影响。——渗铜是否影响焊缝质量。法国DASh公司曾对X70管道做过一系列试验，试验管道规格为直径914×19mm，试验条件是调整对口间隙加大、缩小间隙、调整焊接电流、常规电流和增大焊接电流15A。对不同试件分别进行加载疲劳试验、常规力学试验、宽板拉伸试验。试验证明，加大间隙、增加电流，有渗铜现象；减小间隙无渗铜现象。不渗铜及微量渗铜的焊缝，完全满足设计要求；对于极端工艺，渗铜较严重的焊缝，轴向加载疲劳试验，未出现从渗铜的焊缝根部发生破坏现象；宽扳拉伸试验没有因根部渗铜对管子承载能力产生不利影响，瞬间过载试验失效也不是由根部渗铜引起的，而是由邻近部位塑性变形引起的。法国试验结果完全证明铜衬垫渗铜问题可以由调整组对间隙和焊接电流来避免，即使恶劣条件下有渗铜现象，对管道焊缝不存在明显不利因素。——内部成型尖锐金属的处理。铜衬外焊根部成型内部有尖锐金属问题，客观地讲，如果确实存在，会对通球扫线造成不利影响。事实上只要设备合理，其铜衬的动作形式、外形尺寸恰当，完全可以避免这一现象发生。当然，影响内成型不单是设备问题，对管子端部尺寸和形状也应有较严格要求，如管子端部不整(主要指的是错口，设备很难弥补这一缺陷而焊出好的焊道。)在国内石油天然气管道科学研究院在这一方面做了大量的工作，，包括研究对口设备、调整合理的焊接参数以及错边量的大小等，通过一系列的研究说明，这一问题可以通过合理的工艺和严格的对口来解决。2．前苏联闪光诨前苏联闪光焊是为乌依连戈到西欧管道走廊直径1420mm的管道工程研制的。在20世纪70～80年代，开始推广应用闪光焊技术，据介绍该方法已焊接了万余公里管道。由于种种原因，20世纪90年代后一直没有应用。不过自1995年以后，俄罗斯又将这一方法提到日程上来，并就该方法完善了技术规程。2000年7月，中石油管道局考察团到俄南部克拉斯诺达尔参观一条输油管道，该管道材质为X65，直径1016X10。3，采用的自动焊。\n中国石油大学(华东)硕士论文第1章前言管道局曾就西气东输工程和巴顿焊接研究所签了意向，如闪光焊工艺能满足西气东输工程，可订购其设备，但后来西气东输工程中没有采用此方法，据认为该设备在西气东输工程中应用有两个关键问题，一是焊缝韧性，二是内部毛刺。——焊缝韧性问题。巴顿所通过对西气东输工程板材试验，焊缝的韧性不能满足西气东输工程要求单值56J、平均76J。其试验结果是：焊态下两个试件仅为16J、19J，通过焊后热处理，分别是40．6J、64．5J，但俄罗斯规范要求焊缝韧性平均值为34．4J，单值29．45J。该规范乌克兰也在执行，说明X70管线在俄罗斯、乌克兰采用闪光焊是可行的。——内部毛刺问题。采用专用设备进行内毛刺处理可以控制到余高高出母材0．5mm以下。由于西气东输工程内减阻涂层的要求，毛刺除去以后，在向外清理时，会损坏涂层，这一问题，乌、俄均无好的解决办法。闪光焊的优点是不用焊材、对坡口无要求、焊缝区接头窄。但设备直径1016mm，18T左右，体积庞大，不利搬迁，尤其地形复杂时很难推广。不过可以应用到没有内涂层、冲击韧性要求低的管道工程中。3．埋弧焊双联管技术在西方国家，如中东、俄罗斯已经较普遍应用。在克拉斯诺达尔输油管道中应用该技术，大大减少了现场工作量。4．半自动焊方法虽然美国研究的设备、材料，但是美欧不允许应用，其原因据讲是材料中含有氟化物，焊接中析出氟，对人体、环保不利。从资料及交流中未见过其他国家和地区应用。但材料供应信息说明，东南亚、中东以及南美地区有所应用。1．4焊接在长输管道建设中的特点1．流动性施工对焊接质量的影响。施工作业点随着施工进度而不断迁移，与工厂产品生产相比，增加了施工管理、质量管理、安全管理等方面的难度；因焊接作业处于流动状态，对保证质量相对增加了难度。2．地形地貌对焊接质量的影响。施工单位没有能力选择理想的施工场地。一条长输管道可能会遇到多种地形，如国内的西气东输工程，自西向东途经戈壁、沙漠、黄土高原、山区、平原、水网等，地形地貌对焊接有\n中国石油大学(华东)硕士论文第l章前言直接影响，这条管线沿途又经过热带森林、草原、荒漠戈壁等等，所以要因地制宜，选择不同的焊接方法来满足工程的需要。3．环境对焊接质量的影响。风、雨、温度、湿度等自然环境，与焊接质量高低有着一定的关系。4．除现场双联管焊接外，焊接设备、工艺、材料及焊工技能等因素，对焊接质量有很大影响。5．人文、社会环境对焊接质量的影响。在人口相对密集地区，由于种种原因，施工不能连续进行，往往给现场焊接带来困难。由于外界因素干扰，造成现场留头多，连头数量增加，质量难以保证，也使焊接成本上升。9\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择第二章焊接技术的选择2．1X70管线钢焊接性分析分析研究管线钢焊接性的目的，在于查明管线钢在指定的焊接工艺条件下可能产生的问题及产生问题的原因，以确定焊接工艺的合理性或管线钢的改进方向。现代管线工程的发展，不仅要求管线钢本身具有优良的性能(如强度、韧性、耐蚀性等)，而且也要求焊接加工后所形成的焊接接头亦具备这些基本性能。然而，由于管线钢在焊接加工时要经受加热、熔化、化学反应、结晶、冷却、固态相变等一系列复杂的过程，这些过程又都是在温度、成分及应力极不平衡的条件下发生的，所以，可能在焊接区造成缺陷，或者使管线钢的性能下降而不能满足使用要求。焊接性(Weldability)问题的提出就是为了从焊接加工的角度分析研究管线钢的某些特定的性能。2．1．1焊接性的概念焊接性就是金属能否适应焊接加工而形成完整的、具备一定使用性能的焊接接头的特性。金属焊接性的概念包括两方面的内容：一是金属在焊接加工中是否容易形成缺陷，二是焊成的接头在一定的使用条件下是否具有可靠运行的能力。也就是说，焊接性不仅包括结合性能，而且也包括结合后的使用性能。前者称为工艺焊接性，指在一定焊接条件下，获得优质致密、无缺陷焊接接头的难易程度：后者可称为使用焊接性，指焊接接头或整体焊接结构满足技术条件所规定的各种使用性能的程度。两者并不一定是一致的，工艺焊接性满足要求，使用焊接性未必符合技术条件，反之亦然。因此，不能认为焊接加工时不产生裂纹缺陷就是焊接性好。换言之，不能把焊接性仅仅理解为是否易于产生裂纹缺陷。管线钢的焊接性，既与管线钢本身的材质有关，也与焊接工艺条件有关。管线钢的供货状态及表面状态、焊接材料的选择、接头尺寸形状及其焊接方法，焊接工艺参数(焊接电流、电弧电压、焊接速度或线能量等)、预热、后热和焊后热处理以及环境条件等均属焊接工艺条件的内容。所有这些因素发生变化都会影响焊接质量，因而，实践中必须严格控制焊接工10\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择艺条件。2．1．2目前的焊接性问题与普通的合金结构钢相比，管线钢冶金要求严格，C、S、P等元素得到有效控制，因此，焊接时液化裂纹和结晶裂纹倾向很小。在具体的焊接工艺中应选择低C、s、P含量的焊接材料，并避免在钢管成形焊接和安装焊接过程中存在较大的成形应力或附加应力。由于管线钢的焊接施工条件差，管线的服役环境恶劣，所以，管线钢焊接冷裂纹始终是人们关注的焦点。传统的焊接理论认为强度级别的提高和合金元素含量的增加是引起管线钢对冷裂纹敏感的主因。钢的淬硬组织、焊接接头中的扩散氢含量及其分布、焊接接头的应力状态是产生冷裂纹的三大主要因素。H．Harasawa，T．Ikomaj}DT．Namioka等对管线钢的淬硬倾向进行了研究，并于1986年试验研究了预热对几种不同碳当量(Ceq=O．34一O．44)的管线钢的焊接冷裂纹的影响。并且指出-j'X52钢多层焊时层间温度控制对冷裂纹倾向的影响趋势。1980年，H．Nakasugi，H．Matsuda等对X70、X80、HE的冲击韧性进行了实验研究。指出x70钢焊接的粗晶区存在明显的脆化现象捌。m”n11。近年来，西安石油学院高惠林等对X60、X65管线钢焊接粗晶区的韧性进行了研究，认为焊接热影响区存在粗晶区脆化(CGHAZ脆化)和多层焊时粗品区再临界脆化(IRCGHAz脆化)两种现象。同时提出粗晶区脆化可能与M—A组元在焊接时的行为有关“”。2．1．3X70管线钢的冷裂纹敏感指数碳当量可以粗略的反映钢材的淬硬倾向和焊接加工的难易，应当对碳当量进行适当的控制。但不同级别、不同产地的管线钢所使用的合金元素、生产工艺、强化方式、组织构成等都有很大不同。因此，焊接性的评定还要结合具体钢材进行分析“”。1．铁素体一珠光体钢这种X70管线钢的含碳量是所有X70钢种含碳量最高的，一般为0．10％-0．25％、含锰量为1．30％一1．70％，通常采用热轧和正火处理。通过Mn、Si、cu的固溶强化提高材料的强度，在Mn系的基础上加入微量Nb、V可以获得X70的强度级别。其碳当量和冷裂敏感指数较高，分\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择别约为0．39和0．218。这种X70管线钢焊接性较差，韧性低，冷裂敏感性高，主要原因是含碳量太高。2．少珠光体钢铁素体一珠光体钢中的珠光体是改变强度的主要因素，但是每增加10％的珠光体，使韧脆转变温度升高22。C。而要增加珠光体含量，必然要提高钢中的含碳量，这样势必影响到管线钢的焊接性。因此，不自皂通过采用增加珠光体的方法来提高管线钢的强度，而应该在降低含碳量的同时，通过一定的手段，充分发挥钢中微合金元素的晶粒细化和沉淀强化的潜在能力。少珠光体钢典型化学成分是Mn—Nb、Mn-V、Mn-Nb-V钢等，一般含碳量小于0．1％；V、Nb、Ti总含量小于0．1％。少珠光体钢突破了传统铁索体一珠光体钢热轧正火的生产工艺，进入了微合金化钢控轧的生产阶段(控制轧制是一种通过细化晶粒而产生强韧化钢的工艺过程，通过控制轧制可以在成分固定的条件下使材料的性能达到要求。控制轧制的主要目的在于获得更细的晶粒组织。从而获得良好的韧性、优良的焊接性和高强度)。实践证明，现代控轧工艺通过晶粒细化和Nb、V第二相的沉淀强化，可使少珠光体钢获得较好的强韧配合。其主要原因是：Ti、V、Nb与钢中的C、N形成细小弥散的碳氮化合物，这些碳氮化合物可有效地钉扎奥氏体晶界，阻碍晶粒长大，细化晶粒。少珠光体X70管线钢具有较低的含碳量，优良的韧性，同时，其冷裂敏感指数是目前各类X70管线钢中最低的，其平均的碳当量约为0．367，平均的冷裂敏感指数为0．177，具有优良的焊接性。主要原因是采用添加合金元素的方法，用合金元素替代碳的作用，使钢材在保持低的含碳量的同时，获得高的屈服强度和低的冷裂敏感性。3．针状铁索体钢针状铁素体钢的典型合金体系为C-Mn-Nb-Mo，一般含碳量小于0．0696，在针状铁素体钢的组织中除针状铁索体外一般还含有一定量的多边形铁素体等其他组织。针状铁素体通过微会金化和控轰4轧制，综合利用晶粒细化(这是即能增加强度又能改善材料冲击韧性的唯一的强化机制)、微合金化元素的析出相和位错亚结构的强化效应，可使钢的屈服强度大到650MPa，一60℃的冲击韧性达80J。12\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择针状铁索体组织的X70管线钢由于合金元素含量高，所以具有较高的碳当量，平均约为0．44。但由子其含碳量低，所以韧脆转变温度低，冷裂敏感指数也比较低，平均约为0．183。因此仍然具有优良的焊接性。4．超低碳贝氏体钢超低碳贝氏体钢含碳量小于0．03％，是目前含碳量最低的X70管线钢。微合金体系一般为Mn—Nb—Mo-B—Ti系。由于Mo、B的加入。以致存在～个形成完全贝氏体组织的较宽的冷却速度范围。在保证优良的低温韧性和焊接性的前提下，通过适当提高合金元素的合碳量和迸一步控轧与控冷工艺，超低碳贝氏体钢的屈服强度可望提高N700一800MPa。超低碳贝氏体钢碳当量平均为0．293，冷裂敏感指数为0．i12，是目前强韧性和焊接性最为优良的X70级管线钢，超低碳贝氏体管线钢可用于对韧性和焊接性要求更严格的场合。2．1．4X70管线钢的热裂纹敏感性热裂纹是在焊接冷却高温阶段产生的裂纹，有代表性的是焊缝金属的凝固裂纹和热影响区中的液化裂纹。热影响区的液化裂纹常见于S、P含量较高的钢材，因而管线钢的液化裂纹很少发生。在此仅作概要的介绍。由金属的结晶理论可知，金属在结晶过程中先结晶的是高熔点组元，后结晶的是低熔点组元，在钢中后结晶的一般是碳和杂质元素硫、磷等。由于结晶前沿的成分过冷，凝固金属以树枝状成长，这时候结晶的低熔点组元或杂质元素往往被排斥到柱状晶的前沿或相邻柱状晶的交界面。焊缝凝固和冷却是在周围固体金属的约束下进行的，此时由于收缩而受到拉应力。由于具有低熔点的偏析区不具备足够的塑性迸行变形，于是就在柱状晶的前沿或柱状晶之间产生裂纹。结晶裂纹一般表现为沿晶的特征，扩展至焊缝外部的裂纹，常可见金属氧化色：内部裂纹具有无光泽的灰色表面，有时结晶裂纹也可在熔合线附近产生。影响管线钢结晶裂纹倾向的主要是焊缝金属的化学成分。促进结晶裂纹形成的主要元素是S、P、C。lIn具有减少结晶裂纹的有利作用。这是因为FeS与Fe形成的共晶点温度为985℃，加入Mn，可以置换Fe形成熔点较高的MnS，因而有利于减少结晶裂纹的形成。试验结果表明，对于不同含碳量的钢，抑制热裂纹形成的\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择s、Mn含量是不同的。对确定的s、Mn含量，含碳量高的钢结晶裂纹的敏感性大：对确定的含碳量，高s、低Mn成分的钢的裂纹敏感性大。为进～步防止结晶裂纹的产生，可采用稀土、V、Ti、zn等微合金元素。如前所述，由于这些元素具有脱硫和改变硫化物形态的作用，因而他们的加入可以改善焊缝金属的抗裂能力。在高韧性管线钢中常用的微合金元素Nb，对结晶裂纹的形成具有促进作用，这是因№促进低熔点硫化物和碳化物的形成，如经常可在结晶裂纹表面发现薄膜状的Nb。C。覆盖物。热拉伸试验结果也表明，含Nb钢在高温下具有较低的塑性。Carland和Bailey根据焊缝金属成分得出下列回归方程式，用横向拘束试验所确定的任意单位UCS来表示热裂纹的敏感性。UCS=230C{+190S+75P+45Nb一12．3Si-5．4Mn—l当C≤O．08％时，c术等于0．08％。表2．1x70管线钢的碳当量、冷裂敏感指数和热裂敏感指数∞7UCSPcmCeqCe(Ifw)组织产地21．10．2180．39铁索体一珠光体前西德Hoesch公司意大利Italsider公司11．30．1770．37O．367少珠光体日本KSC公司日本NKK公司日本NSC公司中国宝钢11．10．175O．40．422针状铁素体凑大利亚钢铁公司加拿大省际管子和钢公司JPSCO公司意大利Italsider公司日本NSC公司日本Y-,SC公司中国宝钢10．2O．112O．290．3超低碳贝氏体日本NSC公司UCS值越高，越易产生结晶裂纹。由上式可知，应尽可能限制焊接材料中的S、p，C的含量，一般认为，s、P含量应小于0．03—0．04％，C含量不4\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择应超过0．12％。不同X70管线钢的热裂纹敏感指数如表2．1，铁素体～珠光体组织的XTO钢的UCS最高为21．1，抗热裂纹能力最差。超低碳贝氏体XTO管线钢UCS的最小为lO．2，热裂纹倾向不明显。国产XTO管线钢的热裂纹敏感指数不高，热裂纹不是国产XTO管线钢焊接的主要问题。为改善管线钢的抗结晶裂纹能力，除控制化学成分外，还可通过适当增加焊接线能量和预热温度，以减少焊缝金属的应变率。同时，向熔池中加入变质剂，进一步细化焊缝金属的晶粒，对减少热裂纹的倾向也十分有利。2．1．5管线钢焊接中的扩散氢焊缝熔敷金属中的扩散氢是导致低合金高强度钢焊接接头产生冷裂纹和延滞断裂的重要原因之一。焊气氛中氢含量(每lOOg钢中所含氢释放为氢气的ml数，lml／lOOgHz相当于约0．9ppm氢含量)和焊后冷却速度对由插销试验(implantTest)所确定的临界裂纹应力的影响。冷裂纹的产生是通过氢在钢中的溶解、扩散和聚集发生作用的。由图2．1可见，随着氢含量的升高临界裂纹应力迅速碚盒●文毯搭碟昧婆800-S00冷却时阈，S图2．I氢含量和焊后冷却速度对临界裂纹应力的影响\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择下降，冷裂纹的敏感性明显增大。当局部地区含量达到临界值时就产生裂纹。氢是焊接裂纹形成的本质原因。图2．1表示了一种Nb—Mo钢(0．13％C，1．32％Mn，0，032％Nb，0．185％Mo)电弧拘束应力联合作用导致冷裂纹的形成和发展。在管线钢的环焊对接中，焊接材料和大气中的水分与焊接电弧接触时，就分解成原子状态的氢溶解于熔化金属中。不同类型焊条的扩散氢含量如图2．2所示。在用纤维素性焊条焊接时，纤维素与药皮中含有的水分一起分解，形成氢和一氧化碳。经计算，每熔化lOOg的焊芯可产生大约2500cm'的氢。滠斑(℃)晓。C÷孙／6+心删≥，黔‘辩¨嘲，臻图2．2氢在纯铁中的溶解皮图2．3拘束度R对冷裂纹的影响目前已提出许多不同的机理来解释氢致裂纹的原因。以原子状态溶解于熔化金属的氢在金属中的溶解度与温度和金属的相结构有关。由图2．2可见，氢在液态铁中的溶解度是在y-Fe中的三倍，而氢在y-Fe中的固溶度是在n—Fe中的三倍。随焊接熔化温度的下降，氢在Fe中的溶解度渐小。氢由于原子直径小，具有在钢中扩散或逸出的可能性，故当焊接熔池凝固时，部分氢排出大气。但氢不能全部逸出，残存的氢即向母材扩散，并在晶界、空穴和位错等缺陷的三相应力区聚集而形成氢分子。结果在这些区域产生很大的氢气压，这个压力与组织应力和拘束应力联合作用导致冷裂162强v髓艇鞴\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择纹的形成和发展。．试验表明，焊条药皮是焊缝中氢的主要来源。在干旱、半干旱地区施工，如果不选择焊条施工，H致裂纹不是焊接的主要问题。2．1．6管线钢的安装焊接应力应力是产生裂纹的先决条件。应力(拘束度)对不同碳当量钢种产生冷裂纹的影响如图2．3所示，钢的淬硬性越大，所需的临界应力值越小。一定大小的应力有助于淬硬组织缺陷的产生，而钢中处于三向应力状态的淬硬组织缺陷，是原子氢聚集而形成分子氢的栖息地，因而应力促进了冷裂纹的形成。管线钢在焊接过程中的应力有不同的来源，其中包括因相变产生的组织应力；周围金属对焊接区金属热变形所产生的自拘束应力01，因管道现场焊接安装工艺需要所产生的附加应力o2。经验表明，在根部(rotpass)焊道或热焊道(hotpass)后的环焊缝的应力主要是自拘束应力o1和管道结构安装的附加应力02。由于根部焊道拘束和冷却条件苛刻，产生冷裂纹的危险性最高。管线钢现场焊接中焊接接头的自拘束应力大小决定于拘束的程度，这时管子的拘束应力为：0I=M*R式中：01——拘束应力，MPa；艟一拘束系数，对于管线钢在手弧焊时M为4X10～：R～一拘束度(N／mm)，对于管线钢手工电弧焊而言，在数值上R=lOOt，t>9钢管壁厚。如对于一个壁厚为12．5mm的钢管而言，ol=M宰R=4X10‘2X100×12．5=50MPa对钢管(直径610mm，壁厚12mm)环焊缝根部焊道和热焊道自拘束应力的测试结果表明残余应力最大值为50MPa。测量值略小于计算值是由于在管道施焊时使用内对口器(InterClamp)的结果。在钢管焊接过程中除由于焊接热过程中所产生的自拘束应力外，还由于管道焊接安装工艺需要所产生的附加应力。不同壁厚、不同管径的管道\n-三丝里互监咝奎!亟圭迨塞笙!童堡堡垫查塑丝鲎安装要根据打底焊接的时间决定去掉内部的对中卡具的时间。NN；疗avN管子垫起时，底部焊道所产生的附加应力有时可达到钢的屈服强度值。2．1．7管线钢热影响区的硬度要求钢中显微组织结构对氢致裂纹具有不同的敏感性。由图2．4可以看出，马氏体淬硬组织有较大的氢致敏感性，铁素体的敏感性最小。这是因为钢中如马氏体这样的非平衡组织，晶格畸变严重，具有较多的晶体缺陷，为氢的局部聚集提供了条件。同时在焊接条件下，由粗大的奥氏体转变成粗大的马氏体，这种粗大组织本身的断裂强度也较低。{匮硪圃火嚣氏侈镶素体_贝氏佑繁马糖锌铰素体I．贝民捧!说⋯⋯铁素镁，。+蕈ll光律!：嬖簏锈．屡螽鬣，’-／∥／图2．4不同组织和硬度对氢脆敏感性的影响，目前，更直观的是以钢的硬度作为氢致敏感性的评定依据，存在下列关系式：Is=80109HV式中：Is——氢脆敏感系数．HV——维氏硬度。在管线钢中，硬度与产生冷裂纹临界应力的关系如图2．5。{氐于260HV．一幕v罐鞲镣掰鼷艇\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择宝{。o·R趔搭粼酶蠼O2∞300{∞磋度，IⅣ∞．图2．5插销试验中临界裂纹应力与硬度间关系裂纹临界应力较高，冷裂纹不易形成；高于420HV，极小的应力就足以促使裂纹产生。在这两个硬度之间，冷裂纹的产生将取决于作用在焊接接头上的拘束应力和外部应力以及对氢的控制。钢中的淬硬性主要决定于含碳量，其他的合金元素也有程度不同的影响。CeqI口标准的最高硬度之间具有下式关系：HVmax=(666Ceq+40)+40含碳量和碳当量对管线钢拉伸拘束裂纹试验(TensilRestraintCrackingTest，简写为TRC)所确定的临界裂纹应力ow的影响见图2．6。随钢中碳含量和碳当量的增加，临界裂纹应力减小，冷裂纹易于产生。钢的淬硬倾向除与钢的化学成分有关外，还受到焊接冷却速度的影响。图2．7表明，随800"C至500℃冷却时间t。。减少，即冷却速度增加，则钢的最\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择大硬度增加，冷裂纹易于产生。对于不同厚度的X70钢(Ceq为0．39)在254C一150。C区间预热，随着焊接冷却时间t。。。(焊后冷却到100。C所经历的时间)的减少，冷却速度增加，则临界裂纹应力ow减小，如图2．8所示。2．1．8XTO管线钢焊接冷裂纹冷裂纹是管线钢焊接过程中可能出现的一种严重缺陷。冷裂纹一般是在焊接冷却过程中，在马氏体开始转变温度Ms点附近或更低温度区间逐渐产生的。多发生在100。C以下。冷裂纹可能在焊后立即出现，也可能要经过一段时间才出现。大量生产实践和理论研究表明，钢的淬硬倾向、焊接接头中氢含量及其分布，以及焊接接头的应力状态是管线钢焊接时产生冷裂纹的三大主要因素，所以，焊接冷裂纹实质上是焊接诱导的氢脆。由于焊接热影响区具有较高的脆硬倾向和缺口效应，因而，冷裂纹主要发生在管线钢的热影响区。通常冷裂纹产生于晶界，沿晶内扩展。图2．5(a)碳含量对临界裂纹尺寸的影响2．6(b)碳当量对临界裂纹尺寸的影响(板厚12．7mm，未预热，根部焊道)管线钢的制管焊接通常采用双面埋弧焊的低氢焊接方法，焊接热输入较大，焊后冷却速度比环焊施工时低，因此热影响区不易出现高硬度组织，\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择较少发生冷裂。400350，23002502∞t鹕(s’图2．7管线钢Hv与ts一的关系。l∞(s'图2．8管线钢ow与t．m的关系由上述可知，预防管线钢焊接冷裂纹的基本原则应是消除氢的来源，控制焊接热输入和降低作用于焊接接头上的应力。2I\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择氢源的控制低氢焊接对于防止冷裂纹的产生是十分重要的。最具吸引力的低氢焊接方法是自动和半自动气体保护焊，图2．9显示了不同焊接热过程中熔敷金属中的氢含量分布，可见气体保护焊具有最低的含氢量。佥筑磊烊象撵丝理弧搏碱性焊条5lOl§∞黠纛含量。ml／lOOg气俸保护焊(Jlr和嘞)图2．9不同焊接过程的氢含量范围低氢焊接还可采用低氢焊接材料，控制焊接气氛以减少外部氢的侵入，其中包括焊条的去氢处理(防潮、烘干等)和低氢焊材的选用，如我国石油天然气总公司施工公司与钢铁研究总院共同研制的全位置下向焊低氢焊条SGH—l在管道施工焊接中取得了较好的效果。低氢焊接应是管道焊接的发展方向。然而，纤维素焊条的手工电弧焊在世界范围内仍然是管道施工中应用广泛的焊接方法。这是因为其具有易于操作，焊接速度高和适于不同地域和施工现场的特点。但在采用纤维素焊条作业时，为防止冷裂纹的产生，应注意焊接工艺过程的控制。而最具吸引力的低氢焊接方法是自动和半自动气体保护焊，图2．9显示了不同焊接热过程中熔敷金属中的氢含量分布，可见气体保护焊具有最低的含氢量。预热预热是管线钢焊接施工中防止冷裂纹的有效方法，它通过延长100"C以上的冷却时间(t。和t，。。)，可以促进氢的逸出，从而具有去氢作用。同时，\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择预热还可以改善焊接组织和减小应力。预热温度对氢扩散的影响如图2．10所示，当在室温25"C(图中标注①)下焊接时，冷却时间t。儿，为lOOs，结果在熔敷金属中产生的扩散氢为35m1／lOOg。如果在100"C温度下焊接时(图中标注②)，冷却时间t，。o，为500s，结果在熔敷金属中产生的扩散氢为lOml／lOOg。显然，预热明显的减少了残留于熔敷金属中的氢含量。由于预热具有较好的去氢效果，同时预热降低了焊后冷却速度使组织和应力分布得到改善，因而可以防止冷裂纹的产生。应力的控制在采用低氢型焊材的大型管道工地焊接中，因焊接安装所产生的附加应力必须予以充分的注意。应精心若干工艺细节的操作，其中包括在打底焊中采用低碳钢焊条，打底焊过程中避免管道的松动；只有在打底焊后，圈2．10预热温度对冷却速度和氢扩散的影响．1Il叫；I—●Ilq●l畔}J硝Il一℃，l叫11I叫11ll\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择或者在厚壁管环焊缝的6点和12点位置加固后，才能松开管内对中夹具，抬起管道，垫上方木：为了控制层间温度并加强焊缝的强度，打底焊道与随后的热焊道间隔时间不宜超过5min。综上所述，引起管线钢焊接冷裂纹的三大因素是扩散氢、淬硬组织和应力。一切可以采取的防止冷裂纹的工程措施都是从这三个方面展开的，其问的关系如图2．儿所示。．一一竿1氢漳凌组织E劝厂下]r__L]广叶1囊鼗豢絮度艄量嚣煳嚣方法蘧度材料tl，5辣评互置、‘厂n赢预热赞褥图2．11冷裂纹影响因素与预防途径2．2X70管线钢焊接技术的选择苏丹国MULUT盆地原油外输管道工程，线路管材采用APIX70螺旋缝埋弧焊钢管，管径为32英寸(cb813mm，壁厚11．71-18．91ram)，管道设计压力为IOMPa。根据前面的分析，目前国内外进行长输管道施焊主要有三种方法：手工焊、半自动焊和全位置自动焊。管线钢的现场环焊多采用薄皮纤维素焊条手工电弧焊，容易导致大量的氢的渗入，且焊接输入热量低，冷却速度快，易于产生高硬度低韧性的低温转变产物，因而增加了冷裂纹的敏感性。因而手工焊作为传统的长输管道施焊方法，现在一般仅用于小管径、短距离管道的焊接；半自动焊工艺通常采用手工下向焊打底+药芯焊丝自保护半自动焊填充盖面，在西气东输工程中，半自动焊技术已经成为一种成熟的工艺被广泛采用；长输管道全位置自动焊技术这几年在国外得到了一定的应用，而在国内尚属于摸索尝试阶段。这三种焊接方法中只有气保护全位置自动焊可以有效地减少氢的渗入从而避免冷裂纹的产生，而减少冷裂24\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择纹正是X70管线钢焊接的关键所在。国内科研机构和大专院校一直在进行管道全位置自动焊技术的研究，也制作出了一些样机，但由于野外施工环境差、条件复杂，其适应性还有待改善。特别是由于采用自动焊技术根焊对管道对口质量要求很高，采用手工焊打底速度又太慢，而根焊焊接(打底焊)又是管道焊接的关键所在，所以国内引用长输管道全位置自动焊技术的安装企业还很少。根据苏丹国情，地广入稀，管道施工受工农关系阻挡较少，适合气体保护全自动焊施工，目前国内外采用的根焊方法主要有五种，一是内焊机，二是外焊机，三是STT根焊，四是外焊内衬强制成型，五是手工根焊。为了解决根焊问题，中石油管道局从NOREAsT公司购买三套管道内焊机，型号AW40—42，已在西气东输试验段上进行了应用。内焊机具有焊接速度快、内焊道成型美观的优点，但由于设备结构复杂，在管道施工过程中设备故障较多，设备需要配备备件牙口高技术水平的维修人员。PWT外焊根焊成型焊接设备Pw卜NRT为意大利PwT公司研制，已在法国管道上进行了应用。据考察，应用效果较好，能保证3mm错边量内两侧熔合。据了解，该设备在电源上有相应功能支持，配以合理的工艺参数，达到内部成型良好的目的。\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择外焊内铜衬垫强制成型根焊，石油天然气管道科学研究院早己研制了专用对口器，并做了大量试验，能够满足工程技术要求，但由于西气东输工程不允许采用该技术，故未做迸～步工作，因而也不在这次苏丹工程焊接的考虑范围之内。1997年，从林肯公司引进了STT焊接设各和技术，首先在苏丹双联管焊接上应用，此次西气东输也作为一种备用方法。相对其他焊接方法，STT根焊具有焊接速度快、焊道光滑、不易出缺陷的优点，但其要求对口的质量较高，受风的影响较大。传统的下向焊方法手工焊根焊，也不失为一种工艺。由于根焊后手工操作进行清根，清根后的焊道不规则，自动焊热焊、填充容易出现缺陷，主要是夹渣和未熔合。虽然自动焊技术对管道坡口型式要求严格，对管道对口质量要求高，而且保护气体气源是主要矛盾，但MULUT盆地原油外输管道B1标段所经过地区主要是平坦的地区，无人为干扰，最适合自动焊施工，CRC等外国公司介绍根焊、面焊采用Ar+CO。混合气体保护，其余焊道采用CO：气体保护；在我国西气东输工程采用的也是X70管线钢，当时全部甩混合气体，实践证明，全部采用混合气体保护可以保证焊缝韧性。我国首次采用X70管材是在西气东输工程中，管径、壁厚都相对较大，规格分别为1016×14．6，17．5，21，26．2mm，因此可以拿西气东输工程的情况作为参考：西气东输工程西部自动焊根焊采用进口NOREAST内焊机；外焊采用Phw2000和NOREAST外焊机；另外STT根焊作为根焊替补方案。自动焊配备：由于需要现场加工坡口，在原传统焊接方法配置的基础上增加了坡口机和专为加工坡口吊装的吊管机；根据壁厚和每道焊道厚度2mm计算外自动焊机配备；根据工艺配备了防风棚和管口预热器。施工速度：设备在无故障的情况下，每天可焊接2s一30道焊口。质量情况：由于第～次采用内焊机工艺、设备，操作工人有一个熟悉、适应过程，所以在开工伊始，合格率只有50％～60％，随着工人熟练程度的提高，合格率可达到95％左右。存在的问题“”：\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择——内焊机问题。内焊机功能较强，除具有焊接功能外，还具有对口功能；设备有液压、气路、保护气体、电、控制等系统，由于空间的限制，设备结构设计紧凑复杂。在现场应用过程中机械故障率较高，需要配备相当数量的备件和高水平的维修工来保证设备的正常运转。根焊速度尽管快，但因焊道薄，仅有2mm左右，又加之管子重，壁厚大(14．6ram)、每根钢管重4T以上，现场采用土堆支垫管子为防止外应力造成根部裂纹，根焊后不能撤走内焊机，解决的办法是热焊后撤走内焊机，造成工作效率降低。螺旋管端尺寸不规范，而内焊机对错边量较敏感，现场试验证明，在1．5～2．Omrn错边量情况下，可以操作，并达到质量要求，超过该值，往往出现单面未熔合缺陷，所以现场组对前管子级配影响工程的顺利展开。内焊机焊枪驱动靠保护气体，设计上欠考虑。应考虑用对门压缩空气支持焊枪动作。用保护气体驱动焊枪，一是浪费保护气体，二是将保护气体气路复杂化，容易干扰焊接气体保护效果。相对来说备用方案的STT根焊反而取得了一定的优势。——外焊机问题。外焊机焊接质量要保证，主要是防风问题。还有抗风沙、抗高温问题及两者矛盾的处理，这些主要是对设备本身的要求，只要设备使用条件允许，现场操作及质量问题是有把握的。——气体消耗闯题。前边已提到过，边远地区往往是平坦的地区，无人为干扰，最适合自动焊施工，但保护气体气源是主要矛盾，要从很远的地方拉运。通过对这几种根焊方法比较，特别是西气东输实践证明，STT焊根焊对管道现场焊接更适用，一是设备简单，不易出故障，二是成本低，三是易于焊工操作。因此我们选用了STT根焊。填充、盖面焊保护气体采用富氢84％Ar+16％C0。，气体流量为14—16L／Ⅲin；焊丝伸出长度为8一lOm：轨道半径为382．5I!Ⅱll；提前送气时间为3s：滞后断气时间为3s,焊丝在坡口一侧的停留时间为120ms；极性反接。为了保证自动填充焊与根焊的良好熔合，一定将根焊表面打磨成U型。焊接设备选用LincolnSTT—II进行根焊\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择和KEMPPIPR04200管道全自动焊机进行填充、盖面。焊丝选用国产锦泰牌ER70S-6实芯焊丝。图2．12焊接一次合格率对比表””作为长输管道施工的一项新技术，自动化的焊接技术把断续的焊接过程变为连续的生产方式，从而减少了接头数目，降低了缺陷发生率，在提高了焊缝质量的同时，也提高了生产效率。同时，焊丝的工艺性能优良，电弧稳定，熔滴过渡平衡，并且成形美观，采用气体保护不用清渣，节约了大量人力物力，特别是焊丝的焊缝力学性能好，尤其是冲击韧性较高。因此，各科研机构、施工单位对半自动焊打底、全自动焊填充盖面的焊接工艺研究一直没有间断，可以肯定的是，在将来的管道建设施工中，自动化焊接技术的应用和推广必然成为主流。因为该工艺具有以下优点“”：1．操作方便、焊接过程容易控制，降低了焊工的疲劳程度：2．焊接连续，接头少，焊缝成形美观，焊接接头力学性能良好；3．焊接一次合格率高，手工焊的一次合格率一般在92．5％(济南一齐鲁石化天然气管道工程统计数据)，首次试用管道全位置自动焊的一次合格率为98．2％(甬一沪、宁进口原油管道工程第V标段的统计数据)，完全达到了焊接一次合格率达到98％的预期目标。4．焊接速度快，尤其是多层焊接时，环缝不用清渣，人工成本降低了5一lo％，而手工焊必须焊四遍的管口管道全位置自动焊只需焊三遍即可成型，人工成本降低了25％，综合人工成本降低了30—35％，进一步提高了施工效率；28\n中国石油大学(华东)硕士论文第2章焊接技术的选择图2．13人工与焊材消耗对比5．熔敷率显著提高，提高了焊材利用率；6．管道STT-II+APW-II组焊焊接效率是SMAW手工焊焊接效率的4～5倍，极大地提高了工作效率；虽然机械费用略高于其它焊接方法，但总的来说节省了机械台班；大大降低了人工成本。\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方案与实施情况第三章研究推广方案与实施情况3．1研究推广方案主要工艺技术：长输管道全位置自动焊技术。在半自动焊的基础上，将STTII(表面张力过渡技术)打底+混合气体保护焊填充盖面技术相结合，进行大口径管道焊接。工作量：在苏丹国MULUT盆地原油外输管道工程中应用推广150km。技术指标：1．焊接施工效率比手工焊接提高4-5倍；2．焊接一次合格率达到98％以上：3．人工成本降低20一30％；4．材料成本降低约10％。在此基础上，我们进行了一些技术创新和有益的探索。经过在苏丹国MULUT盆地原油外输管道工程的150km的现场应用，不仅进一步优化了主要技术参数，而且焊接一次合格率达到了98．2％，人工成本降低了33．0％，材料成本降低了14．9％，较好地完成了主要技术和经济指标。管道全自动焊技术的应用不但为我公司带来了巨大的社会效益，而且已经为我单位创造了103万美元的直接经济效益。推广应用方案：时问内容及负责单位2003年12月—2004年02月市场调研，技术质量科负责2004年02月—侧年04月设备引进，资产科、技术质量科负责2004年04月喇年09月工艺评定及焊工培训，技术服务中心负责2004年09月制年11月苏丹管道项目部现场施焊及工艺完善2004年u月—2005年10月在苏丹管道项目部应用推广2005年10月一技术总结3．2X70管线钢焊接工艺评定焊接工艺评定是指在工程焊接前，施工单位按照有关规范规定的方法，根据焊接工艺指导书，使用工程用材料、设各和人员对相关焊接工艺进行30\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方案与实施情况的鉴定性试验。评定合格的工艺方可用于工程焊接。焊接工艺评定的破坏性试验有：拉伸试验、刻槽锤断试验、导向弯曲试验、低温冲击韧性试验、焊接接头硬度测定。3．2．I工艺参数确定原理分析正确选择和合理运用焊接工艺参数，是保证管道全位置自动焊焊接过程能否获得优质焊接接头的关键。它主要包括焊接速度(焊接小车行走的速度)、电弧电压、送丝速度(焊接电流)、焊枪的摆幅及摆频等参数【15】。1．电压：电弧电压的高低决定着焊接电弧的稳定性，电压偏高，使仰脸焊成型不好；电压偏低，易造成爆丝，焊道成型不美观。2．电流(送丝速度)：电流的大小取决于送丝速度的高低，送丝速度愈大，焊接电流增大，焊接效率提高，但熔深增大，焊缝易凸形，飞溅增多，外观成型差；送丝速度愈小，焊接电流减小，易产生大颗粒熔滴过渡，焊缝易呈鱼鳞片状，同时也使焊接效率下降。3．焊速：焊接速度决定了单位长度上填充金属的熔敷量，直接影响焊接接头组织晶粒的变化。焊速过快，会造成成型不美观；焊速过慢，焊接线能量增大，热影响区增宽，焊接接头的区域韧性降低。4．摆速：摆速的快慢直接影响着焊道的成型，摆速过快易造成爆丝，过慢会造成焊缝成型变差。全位置管道自动焊因焊接位置、焊接厚度及层次不同，都须有～套相对应的合理参数，其目的是保证熔敷金属与坡口侧壁良好烙合成形，减小焊接接头热影响区，从而提高焊接接头的机械性能。综上所述，焊接电弧电压、焊接送丝速度、焊接速度、焊枪摆速等参数的正确选择，是管道全位置自动焊焊接成型的重要参数，只有这些参数匹配得当，才能焊出满意、合格的焊缝。3．2．2工艺试验焊接方法：STT—II+APW-II执行标准：API1140试验钢管：巾813×11．9钢管标准、材质：API$pec5LX70表3。1管道化学成分⋯1『元素名称CSi妇SP含量(％)O．060．271．430．0020．012\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方案与实施情．况焊接准备：管位置：水平固定(5G)对口方式：钢桥式卡具点固环境温度：IO'C环境湿度：40％RH环境风速：≤2米／秒工艺要求：焊接方向；下向焊每层焊工数：2人根焊与热焊阈隔：≤lO分钟焊缝接头及焊接工艺参数见表3．2：表3．2接头设计及焊接工艺参数60’±516mm．1Lq＼一：出：!∑／：，‘＼万M--．0·mml呻|I气础。。l／、错边：≤1．6mm余高：≤3．O咖焊接焊道焊焊接极电送丝速焊接线直径性压流度速度能方法名称材设备VAm／mlncmVmm量SER718基值3．5，Lincoln60T打底OS-1．20C一～11-12n．aST卜II峰值T6193．8350AER7KEMPPI181304．524P填充0S一PRO1．ODC一～7～8W64200201605．Okj／cmAER7KEMPPI181304．524P盖面OS-PRO1．ODC一～7～8kj／cmW64200201605．O按美国APIll04—99WeldingofPipelineandRelatedFacilities标准(s1)规定对试验焊口进行检验、取样和试验“”。X70管线钢焊接工艺评定试验项目、破坏性试验取样位置及最少试样数32\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方塞与实蝗堡况量、破坏性试验取样位置及最少试样数量分别见表3．3和图3．1、图3．2，实验结果见表3．4。表3．3破坏性试验最少试样数量项目拉伸刻槽面弯背弯侧弯宏观硬度冲击壁厚(mm)试样7-12．54O3112>12．540O83112图3．I拉伸、刻槽和导向弯曲试验取样位置刻槽锤断、面弯、背弯试验见表3．4：表3．4刻槽锤断、面弯、背弯试验试样号l234拉伸6b(MPa)580585590585试验断裂位置母材未见明显刻槽锤断试验缺陷未见明显弯曲面弯缺陷试验未见明显背弯缺陷拉伸试验焊接接头拉伸试样至少长230ram，宽约25ram，可以采用机械或热切割的\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方案与实施情逸方法加工，应使试样两侧边缘光滑和平行。试样必须在拉伸载荷下拉断。试样破断前最大载荷除以试验前试样最小截面积为试样抗拉强度。每个试样的抗拉强度必须大子母材的名义最小抗拉强度。如果试样断在母材上，且抗拉强度大于等于母材名义最小抗拉强度，则该试样合格。如果试样断在焊缝或熔合区，且抗拉强度大于等于母材的名义最小抗拉强度，并且断面缺陷满足按刻槽锤断试验要求给出的规定，则该试样合格。如果试样抗拉强度小于母材名义最小抗拉强度，则该试验焊口不合格。如果试样断在母材上，且抗拉强度小于母材名义最小抗拉强度，应重新试验一试样，如果仍不合格，应重新验收钢管。从表3．4P-Y以看出，选用的X70管线钢的拉伸试验全部断裂在母材位置，且拉伸强度符合API标准的要求。刻槽锤断试验刻槽锤断试样至少长230mm，宽25砌，可以采用机械或热切割的方法加工。用钢锯在试样焊缝中心的两边锯槽，锯槽深度不大于3mm。若试样断口断在母材上，可在焊缝外表面中心线处补锯一槽，以确保断开在焊缝处，锯槽的深度应不超过I．6mm。刻槽锤断试样应采用夹持试样两端拉断，或支撑试样两端在焊缝中心处锤断，也可支撑试样一端同时锤击另一端将试样打断。断裂的暴露面宽度应大于19mm。要求每个刻槽锤断试样的。任何气孔的最大尺寸应不超过1．6mm，且所有气孔面积的总和应不超过暴露面积的2％。夹渣的深度应小于0．8mm，长度应小于3，2mm，相邻夹渣间距应大于等于12．7mm。如果任一刻槽试样未满足上述的要求，则该试验焊口不合格。实验结果见表3．4。由表3．4可见，该项试验的四个试件断开在焊缝处，且均未见明显缺陷，断裂暴露面显示焊缝完全焊透和熔合，说明该项试验合格。导向弯曲试验面弯、背弯和侧弯试样至少长230ram，面弯和背弯宽约25ram，侧弯宽约12．5mm，试样长度方向的边缘应磨成圆角。可用机械或热切割的方法加工试样。去除盖帽焊道和根焊道的余高至与试样表面平齐，试样不允许压平。弯曲面必须光滑，面弯和背弯试样加工痕迹与焊缝轴线垂直。侧弯试样加工痕迹与焊缝断面中心线垂直。\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方案与实施情况面弯、背弯和侧弯试样应在导向弯曲模具中弯曲。每个试样应以焊缝为中心放置在下冲模上。面弯试样以羞帽焊道向下冲模，背弯试样以根部焊道朝向下冲模，侧弯试样以任一焊缝断面朝向下冲模。上冲模加载压入下冲模内，直至把试样弯曲成近似U形。弯曲后，在焊缝和熔合区的拉伸面上出现的任一方向的裂纹或缺陷长度应不大于3．2mm。从试样棱角引起的开裂长度应不大于6，35rm，但由夹渣或其他焊接缺陷引起的棱角开裂长度应不大于3，2mm。如果任一弯曲试样未满足上述要求，则该试验焊口不合格。实验结果见表3．4。从该表可以看出，所有弯曲试样均未见明显缺陷，说明该试验焊口是合格的，所选用X70管线钢符合该项试验要求。低温冲击韧性试验按照图3．2所规定的位置取试块，在每个试块上机加工出两组(每组3块)夏比V型缺口冲击试样。其中一组缺口开在焊缝垂直中心线，另一组开在熔合线上。图3．2宏观、硬度和冲击试验取样位置按美国APII104-99在管口平焊和立焊位置取冲击试样，在一20"C时做冲击试验，试验结果见表3．5，从表中可以看出，无论是平焊还是立焊位置，焊缝和熔合线的冲击功都达NT100J以上，超过母材的冲击功值，符合API标准要求。\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方案与实施情况表3．5—20‘C冲击试验结果取样平焊位置立焊位置位置缺口位置焊缝熔合线焊缝熔合线冲击功101n996101105116i01100108115(J)平均值105107100108(J)宏观组织检验在垂直焊缝轴线方向上按照图3．2规定位置截取试样，试样的一个断面进行研磨腐蚀后，作为检测面。用5倍手持放大镜，对检测面进行宏观检验。宏观检验面不允许有裂纹和未熔合，其他缺陷应符合SY4056中的射线探伤验收标准。宏观检验面还应注意是否有明显的组织偏析或其他异常。焊接接头硬度测定焊接接头硬度测定在宏观组织检验试样上进行。对于下向焊工艺，取立焊3点位置试样：对于上向焊工艺，取仰焊6点位置试样。试验选用5kg载荷，按《金属维氏硬度试验方法》(GB4330)规定测定接头硬度HV5值。根焊道的焊缝金属及热影响区BV5硬度值应不大于250，盖帽焊道的焊缝金属及热影响区HV5硬度值应不大于275(BS4515中输送酸性气体管道的硬度要求)。微观金相检验：用4％硝酸酒精溶液做金相试验，检测面均未发现裂纹、未熔合及其它缺陷，认定焊接试件为合格。焊接工艺评定结论焊口外观检验、X射线探伤、力学性能试验合格。STTII(表面张力过渡技术)打底和混合气体保护焊填充盖面技术两者均符合美国APIll04—99WeldingofPipelineandRelatedFacilities标准规定，适合X70管线钢管口对接焊。36\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方案与实施情况3．3X70管线钢焊接热输入控制热输入是指熔焊时，由焊接能源输入给单位长度焊缝上的热能。它取决于焊接电流、电弧电压和焊接速度，其单位是(J／cm)。焊接热输入对焊接接头的力学性能有着重要的影响。尽管在焊缝力学性能合格的范围内，焊接热输入的取值范围比较宽，但是对许多焊接构件，特别是重要的焊接构件，严格控制焊接热输入对提高接头的焊接质量是至关重要的。低碳钢焊接时热输入量对接头性能的影响不大。某些低合金钢和不锈钢焊接时，过大的热输入可能导致低合金钢接头强度和韧度降低，因此必须严格加以控制。焊接热影响区(HAZ)的组织是影响环焊接头质量的重要因素，而焊接热影响区(}lAz)的组织与焊接热循环密切相关。因此焊接热循环的精确计算及其与HAZ组织性能的相关关系的建立对于控制焊接热输入具有重要的意义。焊接热输入的控制要在焊接基础理论的指导下，综合考虑被焊管材的壁厚、始焊板温(环境温度)、线能量、预热温度的影响。3．3．t线能量的确定采用某热源来加热工件时，单位有效面积上的热功率称为能量密度，以W／cm2来表示，即焊接线能量。能量密度大时，则可以有效地将热源的有效功率用于熔化金属并减少热影响区达到焊接目的。电弧的焊接的线能量可达102一104W／cm2，气焊火焰的线能量为l一10W／cm2，电子束的能量密度可达106一107w／cm2。一般地有：q--nOoOo为电弧热量总功率，Q。=I“。式中：rl为电弧热效率系数，它与焊接方法、焊接规范、周围条件有关，各种弧焊方法的热效率系数见下表：表3．6各种焊接方法的熟效率系数。4弧焊方法n药皮焊条手工焊0．65一O。85埋弧自动焊0．80一0．90C0。气体保护焊O．75—0．90熔化极氩弧焊(MIG)O，70—0，80钨极氩弧焊(TIG)0．65-0．70\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方案与实施篮堡焊接电流的选择必须适当，从工艺角度看，焊接电流太大时机械保护效果变差，会造成气孔、咬边、烧穿等焊接缺陷，从冶金的角度，大的焊接电流会使线能量过大，接头热影响区晶粒粗大，焊接接头的延性下降，图3．3是线能量对X70管线钢t。一的影响。焊接电流太小时会造成未焊透，未熔合、气孔和夹渣等缺陷，且生产率低。焊接电流的选择一般可根据焊条直径进行初步选择，此外，还要进一步考虑板厚、接头型式、焊接位置、施焊环境温度、工件材质和焊条等因素。板厚较大时，T形接头和搭接时，施焊环境温度低时，均由于导热快，焊接电流要大_些。非平焊位置焊接时，为了易于控制焊缝成形，焊接电流可小一些。对于重要结构，应先根据试验确定热输入范围，认后根据允许的热输入量，确定焊接电流范围。线能量(XJ／--)图3．3X70管线钢的tm与线能量的关系(板厚：Smm预热温度：100"C室温：25℃)3．3．2预热温度的确定管线钢焊接的预热温度对工程质量有着重要的影响，预热温度太高焊缝在高温停留的时间会很长，晶粒长大严重；预热温度过低，焊缝冷却速度大，易于形成淬硬组织降低接头韧性，并且由于熔池冷却快，易于形成夹渣、气孔等缺陷。焊缝中的扩散氢含量也与焊缝冷却速度密切相关。传统的确定预热温度的理论计算方法有：碳当量法和冷裂指数计算法，碳当量法是以大量的试验结果为基础，将钢中的碳及合金元素含量概\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方案与实施情况算成可表征钢的淬硬性的单一值，即碳当量。碳当量计算法的缺点是未考虑材料的氢含量和接头的拘束度以及被焊管材的厚度，计算结果与试验结果的误差较大。同时在计算钢材的碳当量时，必须按照实际的化学成分而不能用钢的标准成分计算，因为按钢材上下限成分计算的碳当量可能有较大的偏差“”。此外还有冷裂指数计算法，日本伊藤等人在大量试验的基础上提出了冷裂敏感指数(Pw)的计算公式“”：Pcm=C+Si／30+(Mn+Cu+Cr)／20+Ni／60+Mo／15+V／IO+5B适用于o=400一1000MPa的低合金高强钢。适用于化学成分范围(质量分数)：C=O．07％-0．22％，Si=O一0．60％，Mn=O．40％-1．40％。Cu=O-O．50％，Ni=O-i．20％，Cr=O—1．20％，Mo=O一0．70％，V=O～0．12％，Nb=O—O．04％，Ti=O—O．05％，B=O-O．005％．Pw=Pcm+[H]／60+K／400式中：Pcrrr合金成分指数：[H]一氢含量(ml／lOOg)；K～拘束度(KN／mm)。预热温度的计算程序如下：首先按照钢材的实际化学成分算出Pcm值。如同一焊件由几批不同炉号的钢材制成，则应按照其中最高的合金成分计算。焊缝金属的氢含量可按每批焊条迸厂验收检验的实测数据，或按焊条药皮类型、强度等级和焊条烘干保存条件取经验数据。接头的拘束度可按接头的形式、板厚计算求得或直接从有关图表中查到。将Pcm，H，K三项计算值相加得Pw值。当Pw>O时，有产生裂纹的可能性，需要进行预热。国产低合金高强钢插销试验确定的预热温度to=324Pcm+17．7[H]+O．140b+4．72h-214式中：[HI——熔敷金属扩散氢含量(681225-76法)，101，ml／gh——板厚，mm；ob——被焊金属抗拉强度，MPa。图3．4是据此算出的几种管线钢根焊所需的预热温度。临界硬度，临界线能量和临界冷却时问(t“5)是预测冷裂性能的重要参数，而t。；是影响焊接热影响区微观组织和硬度的主要因素，有关研究表明，在微合金钢焊缝金属冷却过程中，冷却速度很低(<1℃／s：800一500℃)时，焊缝主要组织是\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方案与实施情况先析铁素体和珠光体组织；中等冷却速度(fiNl5℃／s：800—500。C)时，焊缝金属组织是晶内针状铁素体和粗针状铁素体；高冷却速度()200。C／s：800—500℃)时，焊缝金属组织中出现铁素体侧板条结构，包括平行的铁素体板条(板条间是残余奥氏体、M—A组元或碳化物)或纯马氏体组织。所以根据板厚、预热温度、电弧能量对t。，。进行预测是很重要的。蚕V簧一．．／。／。．．．一一-一。_-板薄10．3_-．_板厚2谯3m期2中圈宝稍x∞x65XTO鹬O嗣外图3．4国产低合金高强钢插销试验确定预热温度经验公式的计算结果通过1990年TosMoTerasaki提出的公式。6可以预测环缝对接接头的t”，我们选用中国宝钢生产的X70管线钢进行了计算，得到特定的焊接线能量条件下板厚、预热温度、ts／s的关系如图3．5。①T∽=e30s／国'm譬魄／／／@I游晤s／．f一一7囝Te／s=]Ot国／／／f卅f，／／，Pff，／心《f／夕．／jj。jj610l{18222630舞井慵礴板厚白面图3．5X70管线钢焊接扳厚与预热温度的关系⋯批渤湖垂毫撇螂脚鼢。一p_)璐聪《嚣\n中国石油大学(华东)硕士论文第3章研究推广方案与实施情况根据所焊管道的壁厚，在图中选择合适的t。(一般选择t。一=20s以获得以针状铁素体为主的组织)，就可以在图中得到对应的预热温度。以宝钢生产的X70(壁厚i0．3mm)的根部焊道为例说明。无论环境温度为O℃(野外)还是环境温度为25。C(室内)，当预热温度为i00℃时，焊后的t。。大于20S可以获得以针状铁素体为主的组织，可以避免冷裂纹的发生。所以应选择大于i00℃的预热温度以防止冷裂纹的产生。3．3．3层间温度控制层间温度对HAZ韧性的影响，其效果类似于焊接线能量。随着层间温度的升高，焊缝金属和热影响区的低温韧性降低，如表3．7、表3．8所示。一般认为这是由于高的层间温度使焊缝粗晶区的平均宽度增加，焊缝组织也较粗大造成的“”。在厚壁焊接接头的多层多道焊接时，焊接热输入量足够高，～般可以利用焊接热，将焊件保持在接近预热温度的层问温度，直到焊接全部结束。表3．7层间温度对HAZ低温韧性的影响l层闻温度低由高Jl243941183135262416IAkv-lOl(J)l352822I表3．8层间温度对焊缝金属低温韧性的影响l层间温度低由高lIAkv-101(J)756041463832202630I593925】同时，过低的层问温度对焊接也是非常不利的，多层多道焊时，为了将焊件保持在接近预热温度的层间温度，一般要求焊接应连续进行，尤其是在进行打底后5一10分钟内必须进行热焊。\n中国石油大学(华东)硕士论文第4章X70管线钢焊接技术垄王堡主塑堡亡堕旦第四章XTO管线钢焊接技术在工程中的推广应用4．1焊工培训针对新技术的特点，我们重点做了以下两个方面的工作。在进行了大量焊接工艺评定的基础上，我们对焊工进行了基本技能的培训。通过近100道口的实验室焊接性试验，经过无数次的参数调整，同时参照国内外同类产品的焊接工艺参数，并进行了一系列的强、弱参数的焊接效果对比，我们总结出了一套基本操作技术规程。根据SY／T一407卜93中华人民共和国石油天然气行业标准颁布的《管道下向焊接工艺规程》，管道焊缝表面质量应符合下列规定：表面不得有裂纹、未熔合、气孔和夹渣等缺陷。咬边深度不得大于0．5IIlIn，在任何长300舳焊缝中两侧咬边累计长度不得大于50眦。焊缝余高以0．5一1．6啪为宜，个别部位(指管底部处于时钟5～7的位置)不得超过3mm，且长度不超过50m吡。焊缝宽度宜按坡口宽度每侧增加0．5—2．0咖为宜。外观检验合格后无损探伤还要达到SY／T一4055-93《石油天然气钢质管道对接焊缝射线照相及质量分级》规定的射线II级合格。\n中国石油大学(华东)硕士论文第4章X70管线钢焊接技术在工程中的推广应用为了达到这些要求，我们查阅了大量的文献资料，外出调研学习，进行了大量的模拟试验和摸索，打破了技术封锁，最终找到了最佳的焊接工艺参数和利于焊工掌握的操作技能，培养了一批技术过硬的焊接操作能手，并要求焊工每焊完一道口都要仔细清除飞溅物等杂物，然后进行外观检验，要自检、互检，不断总结，共同提高，养成良好的工作作风。焊缝外观或射线探伤检验不合格的焊缝应及时进行补修，补修完毕经检验合格后要进行总结，分析问题，找出原因，以求进一步提高。在摸索出全位置管道自动焊操作技术的基础上，从2004年4月开始，我们先后组织了4批共76人的焊工培V1l，取得了i00多项美国ABS认证的焊工合格证。使大批焊工掌握了该技术，为全位置管道自动焊在长输管道施工中的应用打下了坚实的人力资源基础。在推广过程中，焊工熟练地掌握了全位置管道自动焊工艺之后，为进一步提高焊接效率，我们不失时机地向他们提出了小间隙、大规范、快速焊的要求，在各项性能指标都能达到的情况下，小间隙、大规范、快速焊，能有效地提高经济效益。该技术的成功掌握及应用，使我公司跻身国内极少数掌握该项技术施工单位之一，为我国推广应用管道现场全位置自动焊技术提供了宝贵经验。4．2焊缝易见缺陷的预防主要缺陷焊接的质量除与焊接设备及焊工的技术水平有关外，还受诸多外部因素的影响。以中原油田工程建设总公司施工在苏丹施工中85000道焊缝易出现的缺陷为例，主要有：表3．9焊接易出缺陷⋯1l缺陷裂纹未熔合未焊透其它}所占比例20％35％37％8％原因分析这些缺陷排除焊接设备和焊工的因素外，外部因素占很大一部分，因为分析缺陷产生的部位，发现大都在焊缝的根部，而且在上、下坡和流沙地段施工时发生较多。造成焊缝缺陷的原因经分析大致有以下3个方面：(1)焊工在根焊未完成或刚焊完时，管道发生震动造成焊缝局部断裂形\n中国石油大学(华东)硕士论文第4章X70管线钢焊接技术在工程中的推广应用成裂纹。(2)在对口时，管道发生移动造成局部对口间隙过小或无间隙，焊接时形成未焊透或未熔合；(3)。沙漠地带风速较大，对电弧产生影响，使焊缝易形成缺陷。使管道震动或者移动的原因：(1)地形的原因使设备发生移动；(2)管道因自身重力作用而下滑。解决措施针对上述原因，应从以下几点加以解决：(1)施工起吊设备的刹车制动装置必须良好，平时应注意对设备的保养、检查、维修，发现故障立即修理。(2)管道在上、下坡组对时管道底部支墩应垫实，消除管道产生自身移动或晃动的因素，另外，昂具应选择摩擦力大的尼龙带或其他软吊带，吊点应在管道重心点上。(3)组对时对口人员，尤其是管尾端摆尾人员应听从前面对口人员的指挥，不得随意摆动管道。(4)在施工中必须采取有效的防风措施。防风用具应绑扎牢固，必要时采取地锚稳固。此外，按一般规范要求，对口器必须在根焊完成以后方可撤离。在流沙地段进行管道施工时，甚至应该在热焊完成后方可撤离对口器，这就极大地减缓了对口速度。为此我们考虑流水作业时对口器如能像连头口那样根焊完成1／2以上即可撤离，将大大加快对口速度，因此用2到3具千斤顶对根焊和热焊管进行顶固，从而避免了对口器过早撤离引起管线震动的可能，为对口器的提前撤离，提高对口速度创造了条件。4．3根焊断弧焊的应用管道全位置半自动焊进行根焊是一种先进的焊接工艺，但对于一些缺乏经验的焊工来说，常会因为控制不好熔池温度而产生各种焊接缺陷。下面就介绍一种能够有效控制熔池温度的焊接方法～断弧焊。(1)半自动焊常出现的因熔池过热而出现的焊接缺陷\n中国石油大学(华东)硕士论文第4章X70管线钢焊接技术在工程中的推广应用管道环焊缝平焊、仰焊两处位置经常是在进行热焊时由于熔池温度过高，焊道熔深增大，且因受重力作用，铁水下滴，造成焊道烧穿或在仰焊位置形成根焊内凹。(2)断弧焊的基本原理及焊接方法删a．基本原理；虽然上述出现的焊接缺陷各异，但产生各种缺陷的原因却都有一个共同之处：熔池温度过高。因此断弧焊的基本原理就在于当焊接中熔池温度过高时利用断弧方式使熔池短暂的冷却，然后再继续焊接，从而将熔池温度控制在较为合适的范围内。b．焊接方法：按照正常运条角度起弧，形成熔池后也按常规运条方法运条，然后立即断弧(一步一断法)或向前形成几个焊波后断弧(几步一断法)，断弧后熔池稍一冷却迅速起弧，形成下一个熔池，再断弧、起弧⋯⋯如此反复进行。(焊接时具体采用“一步一断”还是“几步一断”应根据熔池温度合理选择)(3)断弧焊的应用及操作要领a．当管道环焊缝在平焊、仰焊位置及根焊打磨较薄处进行热焊时，发现熔池温度过高(熔池增大)即可采用断弧焊进行焊接过渡直至离开危险区域。这样即可有效避免烧穿及内凹现象的发生。b．当进行盖面焊仰焊位置焊接时，起弧形成熔池后，迅速横向摆动将铁水摊开形成片状，使金属与两侧坡口母材熔合良好，然后断弧、起弧、断弧⋯⋯直至完成仰焊位置的盖面焊。采用断弧焊，可使盖面仰焊位置外观成型平滑、宽窄一致，同时也避免了咬肉现象的产生。C．断弧焊的操作要领：断弧与起弧间隔时间极其短暂(不超过1秒钟)，因此动作一定要迅速，如果熔池冷却时间过长(熔池呈暗红色)，再起弧，焊道极有可能产生起弧气孔。另外，两焊波间距不易过大，要使相邻两焊波相叠，形成密鳞片状，否则会使焊波脱节，外观成型不够美观。(4)断弧焊方法的改进断弧焊虽然简单易学且可以避免多种缺陷的产生，但因其是断续焊接，焊接速度相对较慢。为提高焊接速度，有必要在断弧焊焊接技术的基础上根据断弧焊的基本原理(短暂冷却温度过高的熔池，有效控制熔池温度)对断弧焊进行改进：当熔池温度过高时，将焊条迅速纵向向未焊方向(在\n中国石油大学(华东)硕士论文第4章X70管线钢焊接技术查工程中鳆丝[堕旦坡口内，不要摆出坡口伤及母材)摆出(不断弧)，然后迅速摆回继续正常焊接，这样即达到了冷却熔池的目的又使焊接连续，既保证了焊接质量，又提高了焊接速度。在长输管道半自动焊接进行根焊过程中，如果能够熟练掌握上述焊接方法并合理加以运用，就能够达到控制熔池温度，保证焊接质量的目的。(5)半自动焊根焊因其它原因丽易出现的焊接缺陷及解决办法针状气泡几乎全部存在于根部，这是由于根部间隙过窄，造成过大的母材稀释作用而妨碍了除气过程造成的。起弧气孔尤其是对于经验欠缺的焊工在3点左右的位置起弧时容易出现。由于焊条前端具有引弧剂，在引弧的过程中焊条与焊件的夹角过小时就已经引弧，而且焊条金属的熔敷量很小而熔渣的流速很快。焊工往往不容易控制熔池的变化和熔渣的流速，就会造成起弧气孔，这主要是因为刚剐引弧时焊工不适应光线的突变，起弧后手部不稳，控起电弧过长造成的。由于管道施焊是全位置焊接，这就要求焊工在不同的焊接位置适当地调整相应的焊接工艺参数，在焊接工艺参数相对确定的情况下，一个有经验的焊工，可通过调整干伸长度来适当调节电压，．通过送丝速度来适当调节电流，从而在不同的位置施焊时都能焊出外观成型美观，焊接质量优良的焊道。尤其是管道焊接中的仰焊部位，仰焊时，焊丝熔化的铁水，因自重力的作用，过渡到熔池中比较困难，而且熔化的焊丝形成熔滴是种滴状过渡，喷射力差，加之焊丝角度随着管道凸弧形曲面变化较大，而在立焊位置，因为半自动的焊接规范相对较大，大量焊丝熔化的铁水由于自重力作用迅速下坠，这就要求焊工的动作要跟得上，并在保持焊接连续性的同时适当拉长干抻长度来适当降低电压以避免气孔的产生。4，4技术创新7在研究和应用过程中，根据管道全位置自动焊的特点，我们进行了三项创新。(1)首创设计出便携式防风蓬气体保护焊的野外焊接施工对防风蓬的要求极高，而且施工季节苏丹中北部的风速很大，沙尘暴起来时可以说是暗无天日，由于施工工期紧、\n中国石油大学(华东)硕士论文第4章X70管线钢焊接技术在工程中的推广应用任务重，因此防风蓬的研究提到日程上来。国内通用的防风蓬体积种庞大，要将焊机、送丝机、保护气瓶甚至于移动电站包裹在内，因此焊接过程中防风蓬的搬迁是一件耗时耗力的工作。目前国内外流行的可供参考的机械化管道焊接施工是采用小流水作业方式，即用内对口器组对管口后，用机械(吊车或利用单斗的吊臂)将根焊防风蓬吊入，根焊结束将其吊走同时吊入填充盖面防风蓬以完成整个焊口的焊接。为了移动防风蓬专门为机组配置吊装机械在经济上是非常不合算的，而采用人力又很难移动体积庞大的专用防风蓬。为此我们独立在国内首家设计出了先进的小型专用防风蓬。该型防风蓬的特点如下：一1)体积小，重量轻，便于人工搬运；2)根焊与填充盖面焊通用，一次到位不必二次倒运；3)密封严，采光好，便于焊工操作；4)蓬顶面的排水设计，使其不但起到防风作用，还具有良好的防雨效果：5)独特的换气设计，有效降低了焊接烟尘对焊工的损害，并便于施工管理人员观测焊接过程。通过这项创新，不仅提高了工效，而且极大地降低了成本。(2)增加了电源稳定性由于全位置自动焊是在野外施工，自行式移动电站的供电参数受诸多47\n中国石油大学(华东)硕士论文第4章X70管线钢焊接技术在工程中的推广应用外部环境影响，而自动焊接需要稳定的焊接电源。为了解决这一问题，经与焊接电源的设备供应方联系后，由我们提议，和他们共同设计增加了～套电容板，使这套全位置自动焊机更加适应于野外作业。因为具体内容涉及与全位置自动焊机供应方签订的技术保密协议，我们在这里就不再赘述了。(3)用便宜的透明胶有效解决拌线问题引进的管道全位置焊接轨道上的荷时是外露的，焊接小车经过时导线可能会被拌住，严重影响焊接甚至于迫使焊接小车停止前进。对焊工进行培训时，往往要求焊工关注焊接小车经过荷叶的情况，如果发现导线被拌及时用手将导线移开。但在现场焊接时，焊工正戴着面具观看熔池的变化，一心难以二用。如果专门配一个人又会造成人力的极大浪费。为了解决这一问题，我们想出了一个简单但非常有效的方法。用透明胶将轨道和荷叶粘一下，使导线经过时平滑过渡。虽然透明胶不耐用，但非常便宜，采用后焊工可以专心监视熔池的变化，有效地保证了系统平稳、可靠的运行，降低了缺陷发生率，提高了焊接质量。48\n中国石油大学(华东)fi’j论文第5章结论及存在问题第五章结论及存在问题本论文介绍了国内外长输管道焊接技术现状，优选了X70管线钢的焊接方法，重点研究了X70管线钢在现场安装焊接条件下的工艺焊接性，深入分析了X70裂纹敏感指数，研究了X70管线钢焊接时热输入、预热温度、多层焊时层间温度的控制。在此基础上结合苏丹国MULUT盆地原油外输管线工程实际，试验研究适合于X70管线钢安装施工的全位置自动焊接工艺，分析了管道全位置自动焊可能出现的缺陷及预防，并针对STT—II+APW—II进行了一些创新。主要得到如下结论：l、冷裂纹是X70管线钢焊接的主要问题。由于焊接热影响区具有较大的淬硬倾向和缺口效应，因而冷裂纹主要发生在管线钢的热影响区。2、预热是管线焊接施工中防止冷裂纹的有效方法。预热能够延长100℃以上的冷却时间(t一；和t。，)从而促进氢的逸出、改善焊接组织和减小应力。针对苏丹国MULUT盆地原油外输管道工程用钢管(直径：813mm、材质：APISPECKX70(GB／T9711．1L485，壁厚：10．3mm)的理论计算和试验验证表明，钢管的V型坡口环缝对接焊预热到100"C以上可以避免冷裂纹的发生。4、XTO管线钢钢管的安装施工中根焊可采用sTT—II半自动焊。这是一种新型的管道下向焊接工艺。填充和盖面焊接可以选用的先进焊接工艺：\n中国石油大学(华东)硕士论文第5章结论及存在问题管道全位置气体保护自动焊填充，盖面。通过STTII半自动焊根焊+APw—II自动焊工艺在苏丹MULUT盆地原油外输管道工程的应用，我们深深地体会到了自动化管道焊接技术优质、高效、低劳动强度特点。新技术的掌握极大地提高了我公司的综合竞争力，为企业创造了良好的经济效益，并使我公司在管道全位置自动焊领域处于国内领先地位。但这一套焊接工艺存在STTIl半自动焊根焊速度与APlY—II自动焊速度不匹配的问题，尤其是气体保护焊对防风蓬的要求比较高，对人工搬运、调试轨道的依赖性比较大，对口所需要的辅助时间还比较长，我们将在以后的施工中争取用最短的时问完成组对工作。同时焊接施工中所出现的不合格焊道缺陷全部出现在根部，以后还要不断提高根焊质量，充分发挥填充、盖面的自动化优势。\n中国石油大学(华东)硕士论文参考文献[1]陈建存，焊管业2000年发展展望，焊管，1992，15(6)：I-8[2]张锦，国外焊管发展动向，焊管，1992，15(3)：11．18[3]肖冶，国内外油气管道现状及发展趋势，焊管，1992，15(1)：42．48【4]焦百泉，管线钢性能的发展，焊管，1997，22(4)：i-7[j]张毅，霍春永，输送管选材韧性评定需注意的问题，焊管，1993，16(3)：3-9[6]高泽涛，长输管道焊接技术及发展前景，中国油气管道网，2003[7]H．Nakasugi，H．Matsuda，H．Tamehiro，Pi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