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摘要: 對海洋工程大厚度高強(qiáng)鋼焊接結(jié)構(gòu)焊后焊縫及母材進(jìn)行局部豪克能沖擊處理，采用X 射線衍射法和小孔法測試沖擊前后的殘余應(yīng)力，分析豪克能沖擊工藝對焊接殘余應(yīng)力的影響． 研究結(jié)果表明:大厚度高強(qiáng)鋼焊接結(jié)構(gòu)經(jīng)覆蓋焊縫及母材局部豪克能沖擊處理后，焊接殘余應(yīng)力顯著降低，沖擊區(qū)域拉應(yīng)力全部轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，壓應(yīng)力大小均勻，XRD 測試壓應(yīng)力均值達(dá)到母材理論屈服強(qiáng)度的0. 50 ～ 0. 80 倍，小孔法測試壓應(yīng)力均值達(dá)到母材理論屈服強(qiáng)度的1.10 ～ 1.30 倍;EQ47 拘束態(tài)高強(qiáng)鋼焊接結(jié)構(gòu)分別采用沖擊強(qiáng)度10s/cm^2 與20s/cm^2 沖擊后，沖擊區(qū)域形成的壓應(yīng)力基本一致，縱向應(yīng)力與橫向應(yīng)力大小接近，20 s /cm^2 沖擊強(qiáng)度下縱向應(yīng)力與橫向應(yīng)力接近水平優(yōu)于10 s /cm^2 ．
 

關(guān)鍵詞: 大厚度高強(qiáng)鋼; 豪克能;超聲沖擊; 殘余應(yīng)力

 

 

目前海洋石油開采已從淺海向深海、冰海區(qū)域拓展，因此海洋工程上焊接結(jié)構(gòu)所用材料厚度越來越大，強(qiáng)度越來越高． 隨著材料強(qiáng)度級別的提高和厚度的增大，焊接溫度和應(yīng)變不均勻性變得更加嚴(yán)重，焊接殘余應(yīng)力呈現(xiàn)出高幅值和分布復(fù)雜的特點(diǎn)． 殘余應(yīng)力易產(chǎn)生裂紋，降低接頭的抗應(yīng)力腐蝕能力，顯著影響結(jié)構(gòu)的疲勞性能和服役壽命［1］． 因此，研究焊接殘余應(yīng)力的調(diào)控與消除對于提高結(jié)構(gòu)的服役性能意義重大． 傳統(tǒng)的應(yīng)力調(diào)控方法如熱處理、噴丸、熔修法、振動時效和錘擊等工藝已經(jīng)在大型結(jié)構(gòu)中廣泛使用且應(yīng)力調(diào)控效果明顯［2］，但對于海洋平臺之類具有大量短焊縫的大厚度高強(qiáng)度鋼復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)，以上方法實(shí)施起來具有明顯的局限性［3］． 海洋鉆井平臺復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)需要適合現(xiàn)場作業(yè)、狹小空間可操作、效果明顯的應(yīng)力調(diào)控方法． 超聲沖擊法具有執(zhí)行機(jī)構(gòu)輕巧、可控性好、使用靈活方便、應(yīng)用時受限少、成本低等特點(diǎn)［4］，因此非常適合在海洋工程結(jié)構(gòu)上使用． 超聲沖擊處理能夠有效降低或消除焊縫區(qū)的殘余拉應(yīng)力，引入殘余壓應(yīng)力，提高焊接件疲勞壽命［5 － 8］． 目前該方法在海洋工程領(lǐng)域應(yīng)用尚不普及，合理的工藝參數(shù)還有待探索［3］． 文中以海洋鉆井平臺上大厚度高強(qiáng)鋼焊接結(jié)構(gòu)為研究對象，采用豪克能沖擊工藝分別對自由對接接頭和拘束角接頭兩種接頭進(jìn)行超聲沖擊處理，采用X 射線衍射法(X － ray diffraction，XRD)和小孔法研究豪克能沖擊及不同沖擊工藝參數(shù)對焊接殘余應(yīng)力的影響．
 

1、試驗(yàn)
 

1. 1 試驗(yàn)對象

試驗(yàn)對象為EQ56 自由對接接頭和EQ47 拘束角接頭． 自由對接接頭見圖1，試板厚度45 mm，材質(zhì)EQ56，理論屈服強(qiáng)度Rp0. 2 = 550 MPa，焊接工藝參數(shù)如表1;拘束角接頭為海洋鉆井平臺軸承座焊接結(jié)構(gòu)上月牙板－ 肋板焊縫，該焊縫受強(qiáng)拘束，如圖2，月牙板、肘板厚度均為38 mm，材質(zhì)為EQ47，理論屈服強(qiáng)度Rp0. 2 =460 MPa，焊接工藝參數(shù)如表2．

 

1. 2 試驗(yàn)方法

采用豪克能沖擊工藝對兩種接頭的焊縫及母材進(jìn)行局部沖擊處理，采用X 射線衍射法() 和小孔法對接頭沖擊前后的殘余應(yīng)力進(jìn)行測試． 豪克能沖擊設(shè)備為HY2050豪克能 沖擊設(shè)備，豪克能的頻率20KHZ，沖擊頭含4 根沖擊針，沖擊針直徑φ3mm;XRD 殘余壓力測試設(shè)備為加拿大PROTO公司的I-便攜式殘余應(yīng)力儀，試樣表面先經(jīng)砂紙打磨，后電解拋光，測試方法為同傾固定φ0法，定峰方法pearsonⅦ，輻射源為CrKα，衍射晶面(211)，衍射角156. 43°，應(yīng)力常數(shù)-318 MPa /degree．小孔法測試設(shè)備為CML- 1H -16 型應(yīng)變/力采集儀，應(yīng)變片型號TJ120 - 1.5-φ1.5，鉆孔直徑φ1. 5 mm，孔深2 mm．

 

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2. 1 自由對接接頭

定義單位面積內(nèi)的沖擊時間為沖擊強(qiáng)度，單位s /cm^2(下同)． 對試板表面覆蓋焊縫及母材局部超聲沖擊處理，沖擊強(qiáng)度選用10 s /cm^2，沖擊區(qū)域如圖3． 沖擊后表面形成一層致密白亮層，如圖4． 以σx表示與焊縫方向平行的縱向應(yīng)力，σy表示與焊縫方向垂直的橫向應(yīng)力，沖擊前后殘余應(yīng)力變化如圖5(d 為距焊縫中心距離)．



 

由圖5 可以看出自由對接接頭的焊態(tài)殘余應(yīng)力分布特征，雖然XRD 和小孔法測試值有差別，但兩者反映的應(yīng)力分布趨勢基本一致，即焊縫及附近區(qū)域?yàn)槔瓚?yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域?yàn)閴簯?yīng)力，縱向拉應(yīng)力峰值部位在焊縫中心，橫向拉應(yīng)力峰值部位在焊趾附近，其距焊縫中心約25 mm．采用沖擊強(qiáng)度10 s /cm^2 覆蓋焊縫及母材局部高頻沖擊處理后，應(yīng)力測試結(jié)果表明:沖擊區(qū)域拉應(yīng)力全部轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，壓應(yīng)力大小均勻;與沖擊區(qū)域相鄰的試板另一邊拉應(yīng)力也轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，比較XRD 和小孔法測試結(jié)果可見:小孔法測試值高于XRD 測試值． 以σx表示縱向應(yīng)力平均值，σy表示橫向應(yīng)力平均值，σx /Rp0. 2表示縱向應(yīng)力平均值與母材理論屈服強(qiáng)度的比值，σy /Rp0. 2表示橫向應(yīng)力平均值與母材理論屈服強(qiáng)度的比值，兩種測試方法測試結(jié)果平均值分別見表3，4．

由表3，4 可以看出，豪克能沖擊后，XRD 測試得到的縱向、橫向應(yīng)力平均值為－ 434 MPa，－ 280MPa，分別為母材理論屈服強(qiáng)度的0. 79 倍，0. 51倍;小孔法測試得到的縱向、橫向應(yīng)力平均值為－ 704 MPa，－ 592 MPa，分別為母材理論屈服強(qiáng)度的1. 28 倍，1. 08 倍．
 

2. 2 拘束角接頭

拘束角接頭采用XRD 測試焊態(tài)殘余應(yīng)力，如圖6，測試區(qū)域?yàn)椴课?． 由于XRD 儀器探頭空間擺放的限制，橫向應(yīng)力只測試了遠(yuǎn)離焊縫區(qū)的位置． 在部位1 和部位2 的對稱區(qū)域分別進(jìn)行超聲沖擊，沖擊工藝為覆蓋焊縫及月牙板局部母材，部位1 采取10 s /cm^2 的沖擊強(qiáng)度，部位2 采取20 s /cm^2的沖擊強(qiáng)度． 由于部位1 和部位2 結(jié)構(gòu)對稱，假設(shè)其焊態(tài)殘余應(yīng)力分布一致，以部位1 焊態(tài)殘余應(yīng)力作為部位2 沖擊前應(yīng)力參考． 沖擊后殘余應(yīng)力變化如圖7．

 

由圖7 可以看出拘束角接頭高頻沖擊前焊縫及其附近為拉應(yīng)力，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域?yàn)閴簯?yīng)力． 部位1、部位2 分別采用10 s /cm^2 和20 s /cm^2 沖擊強(qiáng)度高頻沖擊后，XRD 和小孔法測試結(jié)果表明:拉應(yīng)力全部轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，壓應(yīng)力大小均勻，兩種沖擊強(qiáng)度得到的壓應(yīng)力大小基本一致;20 s /cm^2 沖擊強(qiáng)度下縱向應(yīng)力與橫向應(yīng)力接近水平好于10 s /cm^2，其縱向應(yīng)力與橫向應(yīng)力分布曲線幾乎重合，這說明高的沖擊強(qiáng)度提高了縱向壓應(yīng)力與橫向壓應(yīng)力的接近水平． 以σx /Rp0. 2表示縱向應(yīng)力平均值與母材EQ47 理論屈服強(qiáng)度的比值，σy /Rp0. 2表示橫向應(yīng)力平均值與母材EQ47 理論屈服強(qiáng)度的比值，兩種測試方法測試結(jié)果平均值分別見表5，6．

 

 

由表5，6 可以看出，沖擊強(qiáng)度10 s /cm^2 和20s /cm^2 得到的壓應(yīng)力平均值在兩種測試方法下均相近，其縱向應(yīng)力XRD 測試平均值為母材理論屈服強(qiáng)度的0. 62 倍，小孔法測試平均值為母材理論屈服強(qiáng)度的1. 20 ～ 1. 21 倍，橫向應(yīng)力小孔法測試平均值為母材理論屈服強(qiáng)度的1. 21 倍．比較自由對接接頭和拘束角接頭測試結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，采用同一種沖擊強(qiáng)度10 s /cm^2，EQ56 自由對接接頭引入的壓應(yīng)力比EQ47 拘束角接頭大，由于兩種接頭材質(zhì)、厚度、拘束度等不同，兩者沖擊后壓應(yīng)力有差別的原因還有待進(jìn)一步探索，但兩種接頭高頻沖擊后引入的壓應(yīng)力平均值與母材理論屈服強(qiáng)度比值相似，XRD 測試值可以達(dá)到母材理論屈服強(qiáng)度的0. 50 ～ 0. 80 倍，小孔法測試值可以達(dá)到母材理論屈服強(qiáng)度的1. 10 ～ 1. 30 倍．

文中XRD 和小孔法兩種測試方法測得的應(yīng)力大小不同，但應(yīng)力分布趨勢基本一致． 由于X 射線穿透深度為微米數(shù)量級［9］，XRD 測試的為淺表層應(yīng)力，小孔法鉆孔深度2 mm，測試的為2 mm 內(nèi)的近表面應(yīng)力，兩種測試方法反映了豪克能沖擊后接頭不同深度的應(yīng)力水平．
 

3 結(jié)論

1) 大厚度高強(qiáng)鋼EQ56 和EQ47 焊接接頭經(jīng)覆蓋焊縫及母材局部豪克能沖擊處理后，焊接殘余應(yīng)力顯著降低，沖擊區(qū)域拉應(yīng)力均轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，壓應(yīng)力大小均勻，XRD 測試壓應(yīng)力平均值達(dá)到母材理論屈服強(qiáng)度的0. 50 ～ 0. 80 倍，小孔法測試壓應(yīng)力平均值達(dá)到母材理論屈服強(qiáng)度的1. 10 ～ 1. 30倍;

2) EQ47 拘束態(tài)高強(qiáng)鋼角接頭分別采用10s /cm^2 與20 s /cm^2 的沖擊強(qiáng)度沖擊，兩種沖擊強(qiáng)度得到的壓應(yīng)力基本一致，縱向應(yīng)力與橫向應(yīng)力大小相近，20 s /cm^2 沖擊強(qiáng)度下縱向應(yīng)力與橫向應(yīng)力接近水平好于10 s /cm^2 ．

3) XRD 和小孔法兩種測試方法測得的應(yīng)力大小不同，但反映的應(yīng)力分布趨勢基本一致，兩種測試方法反映了不同深度的應(yīng)力水平．