摘要: 对海洋工程大厚度高强钢焊接结构焊后焊缝及母材进行局部豪克能冲击处理，采用X 射线衍射法和小孔法测试冲击前后的残余应力，分析豪克能冲击工艺对焊接残余应力的影响． 研究结果表明:大厚度高强钢焊接结构经覆盖焊缝及母材局部豪克能冲击处理后，焊接残余应力显著降低，冲击区域拉应力全部转化为压应力，压应力大小均匀，XRD 测试压应力均值达到母材理论屈服强度的0. 50 ～ 0. 80 倍，小孔法测试压应力均值达到母材理论屈服强度的1.10 ～ 1.30 倍;EQ47 拘束态高强钢焊接结构分别采用冲击强度10s/cm^2 与20s/cm^2 冲击后，冲击区域形成的压应力基本一致，纵向应力与横向应力大小接近，20 s /cm^2 冲击强度下纵向应力与横向应力接近水平优于10 s /cm^2 ．
 

关键词: 大厚度高强钢; 豪克能;超声冲击; 残余应力

 

 

目前海洋石油开采已从浅海向深海、冰海区域拓展，因此海洋工程上焊接结构所用材料厚度越来越大，强度越来越高． 随着材料强度级别的提高和厚度的增大，焊接温度和应变不均匀性变得更加严重，焊接残余应力呈现出高幅值和分布复杂的特点． 残余应力易产生裂纹，降低接头的抗应力腐蚀能力，显著影响结构的疲劳性能和服役寿命［1］． 因此，研究焊接残余应力的调控与消除对于提高结构的服役性能意义重大． 传统的应力调控方法如热处理、喷丸、熔修法、振动时效和锤击等工艺已经在大型结构中广泛使用且应力调控效果明显［2］，但对于海洋平台之类具有大量短焊缝的大厚度高强度钢复杂焊接结构，以上方法实施起来具有明显的局限性［3］． 海洋钻井平台复杂焊接结构需要适合现场作业、狭小空间可操作、效果明显的应力调控方法． 超声冲击法具有执行机构轻巧、可控性好、使用灵活方便、应用时受限少、成本低等特点［4］，因此非常适合在海洋工程结构上使用． 超声冲击处理能够有效降低或消除焊缝区的残余拉应力，引入残余压应力，提高焊接件疲劳寿命［5 － 8］． 目前该方法在海洋工程领域应用尚不普及，合理的工艺参数还有待探索［3］． 文中以海洋钻井平台上大厚度高强钢焊接结构为研究对象，采用豪克能冲击工艺分别对自由对接接头和拘束角接头两种接头进行超声冲击处理，采用X 射线衍射法(X － ray diffraction，XRD)和小孔法研究豪克能冲击及不同冲击工艺参数对焊接残余应力的影响．
 

1、试验
 

1. 1 试验对象

试验对象为EQ56 自由对接接头和EQ47 拘束角接头． 自由对接接头见图1，试板厚度45 mm，材质EQ56，理论屈服强度Rp0. 2 = 550 MPa，焊接工艺参数如表1;拘束角接头为海洋钻井平台轴承座焊接结构上月牙板－ 肋板焊缝，该焊缝受强拘束，如图2，月牙板、肘板厚度均为38 mm，材质为EQ47，理论屈服强度Rp0. 2 =460 MPa，焊接工艺参数如表2．

 

1. 2 试验方法

采用豪克能冲击工艺对两种接头的焊缝及母材进行局部冲击处理，采用X 射线衍射法() 和小孔法对接头冲击前后的残余应力进行测试． 豪克能冲击设备为HY2050豪克能 冲击设备，豪克能的频率20KHZ，冲击头含4 根冲击针，冲击针直径φ3mm;XRD 残余压力测试设备为加拿大PROTO公司的I-便携式残余应力仪，试样表面先经砂纸打磨，后电解抛光，测试方法为同倾固定φ0法，定峰方法pearsonⅦ，辐射源为CrKα，衍射晶面(211)，衍射角156. 43°，应力常数-318 MPa /degree．小孔法测试设备为CML- 1H -16 型应变/力采集仪，应变片型号TJ120 - 1.5-φ1.5，钻孔直径φ1. 5 mm，孔深2 mm．

 

2 试验结果与分析

2. 1 自由对接接头

定义单位面积内的冲击时间为冲击强度，单位s /cm^2(下同)． 对试板表面覆盖焊缝及母材局部超声冲击处理，冲击强度选用10 s /cm^2，冲击区域如图3． 冲击后表面形成一层致密白亮层，如图4． 以σx表示与焊缝方向平行的纵向应力，σy表示与焊缝方向垂直的横向应力，冲击前后残余应力变化如图5(d 为距焊缝中心距离)．



 

由图5 可以看出自由对接接头的焊态残余应力分布特征，虽然XRD 和小孔法测试值有差别，但两者反映的应力分布趋势基本一致，即焊缝及附近区域为拉应力，远离焊缝区域为压应力，纵向拉应力峰值部位在焊缝中心，横向拉应力峰值部位在焊趾附近，其距焊缝中心约25 mm．采用冲击强度10 s /cm^2 覆盖焊缝及母材局部高频冲击处理后，应力测试结果表明:冲击区域拉应力全部转化为压应力，压应力大小均匀;与冲击区域相邻的试板另一边拉应力也转化为压应力，比较XRD 和小孔法测试结果可见:小孔法测试值高于XRD 测试值． 以σx表示纵向应力平均值，σy表示横向应力平均值，σx /Rp0. 2表示纵向应力平均值与母材理论屈服强度的比值，σy /Rp0. 2表示横向应力平均值与母材理论屈服强度的比值，两种测试方法测试结果平均值分别见表3，4．

由表3，4 可以看出，豪克能冲击后，XRD 测试得到的纵向、横向应力平均值为－ 434 MPa，－ 280MPa，分别为母材理论屈服强度的0. 79 倍，0. 51倍;小孔法测试得到的纵向、横向应力平均值为－ 704 MPa，－ 592 MPa，分别为母材理论屈服强度的1. 28 倍，1. 08 倍．
 

2. 2 拘束角接头

拘束角接头采用XRD 测试焊态残余应力，如图6，测试区域为部位1． 由于XRD 仪器探头空间摆放的限制，横向应力只测试了远离焊缝区的位置． 在部位1 和部位2 的对称区域分别进行超声冲击，冲击工艺为覆盖焊缝及月牙板局部母材，部位1 采取10 s /cm^2 的冲击强度，部位2 采取20 s /cm^2的冲击强度． 由于部位1 和部位2 结构对称，假设其焊态残余应力分布一致，以部位1 焊态残余应力作为部位2 冲击前应力参考． 冲击后残余应力变化如图7．

 

由图7 可以看出拘束角接头高频冲击前焊缝及其附近为拉应力，远离焊缝区域为压应力． 部位1、部位2 分别采用10 s /cm^2 和20 s /cm^2 冲击强度高频冲击后，XRD 和小孔法测试结果表明:拉应力全部转化为压应力，压应力大小均匀，两种冲击强度得到的压应力大小基本一致;20 s /cm^2 冲击强度下纵向应力与横向应力接近水平好于10 s /cm^2，其纵向应力与横向应力分布曲线几乎重合，这说明高的冲击强度提高了纵向压应力与横向压应力的接近水平． 以σx /Rp0. 2表示纵向应力平均值与母材EQ47 理论屈服强度的比值，σy /Rp0. 2表示横向应力平均值与母材EQ47 理论屈服强度的比值，两种测试方法测试结果平均值分别见表5，6．

 

 

由表5，6 可以看出，冲击强度10 s /cm^2 和20s /cm^2 得到的压应力平均值在两种测试方法下均相近，其纵向应力XRD 测试平均值为母材理论屈服强度的0. 62 倍，小孔法测试平均值为母材理论屈服强度的1. 20 ～ 1. 21 倍，横向应力小孔法测试平均值为母材理论屈服强度的1. 21 倍．比较自由对接接头和拘束角接头测试结果可以发现，采用同一种冲击强度10 s /cm^2，EQ56 自由对接接头引入的压应力比EQ47 拘束角接头大，由于两种接头材质、厚度、拘束度等不同，两者冲击后压应力有差别的原因还有待进一步探索，但两种接头高频冲击后引入的压应力平均值与母材理论屈服强度比值相似，XRD 测试值可以达到母材理论屈服强度的0. 50 ～ 0. 80 倍，小孔法测试值可以达到母材理论屈服强度的1. 10 ～ 1. 30 倍．

文中XRD 和小孔法两种测试方法测得的应力大小不同，但应力分布趋势基本一致． 由于X 射线穿透深度为微米数量级［9］，XRD 测试的为浅表层应力，小孔法钻孔深度2 mm，测试的为2 mm 内的近表面应力，两种测试方法反映了豪克能冲击后接头不同深度的应力水平．
 

3 结论

1) 大厚度高强钢EQ56 和EQ47 焊接接头经覆盖焊缝及母材局部豪克能冲击处理后，焊接残余应力显著降低，冲击区域拉应力均转化为压应力，压应力大小均匀，XRD 测试压应力平均值达到母材理论屈服强度的0. 50 ～ 0. 80 倍，小孔法测试压应力平均值达到母材理论屈服强度的1. 10 ～ 1. 30倍;

2) EQ47 拘束态高强钢角接头分别采用10s /cm^2 与20 s /cm^2 的冲击强度冲击，两种冲击强度得到的压应力基本一致，纵向应力与横向应力大小相近，20 s /cm^2 冲击强度下纵向应力与横向应力接近水平好于10 s /cm^2 ．

3) XRD 和小孔法两种测试方法测得的应力大小不同，但反映的应力分布趋势基本一致，两种测试方法反映了不同深度的应力水平．