厚壁雙相不銹鋼焊管的焊接方法和相平衡控制

何德孚 ，王晶瀅 ，2

(1.上海久立工貿發(fā)展有限責任公司，上海200135；2.浙江德傳管業(yè)有限公司，浙江 湖州 313105)

厚壁雙相不銹鋼焊管的焊接方法和相平衡控制

何德孚1，王晶瀅1，2

(1.上海久立工貿發(fā)展有限責任公司，上海200135；2.浙江德傳管業(yè)有限公司，浙江 湖州 313105)

雙相不銹鋼焊管在海洋油氣及工程中應用正在日漸增多，為適應耐海洋油氣腐蝕要求，鋼種也在增加并向經(jīng)濟型延伸，壁厚已增至12～40mm。通過對厚壁雙相不銹鋼焊管的焊接方法、焊接參數(shù)以及焊縫力學性能的討論，指出壁厚8mm以上的雙相不銹鋼焊管只能采用多道多層焊,GTAW/PAW或者GTAW/PAW+SAW多道焊都是實用選擇，為減少填充焊層次數(shù)目，宜采用不對稱U形或雙角度坡口設計;為了確保焊縫金屬相平衡和耐腐蝕性，單道焊縫的熱輸入及層間溫度應有更嚴格控制；填充金屬選擇則應考慮供貨狀態(tài)。

雙相不銹鋼；厚壁焊管；焊接方法；焊縫金屬鐵素體含量；熱輸入；填充金屬

1 概 述

良好的抗均勻腐蝕性、抗孔蝕性和抗氯化物應力腐蝕開裂(SCC)性以及可掌控的焊接性和高強度,使以 2205(UNS S31803，S32205，EN1.4462)為代表的雙相不銹鋼(管)早已被公認是油氣、石化和海洋工程等苛刻腐蝕環(huán)境中優(yōu)選的結構材料[1-9]。早在20多年前，美國阿拉斯加州Pradhoe灣就建設了總長11km的φ(470～610)mm×6.4mm規(guī)格S31803焊接油氣輸送管道。最近瑞典和法國報告的歷時數(shù)年的海洋環(huán)境不銹鋼管道實地耐蝕性對比試驗證實了2205等雙相不銹鋼管是海洋泥土環(huán)境中埋設的理想管材(見表1)。從表1可以看出，2205鋼管除了在中高透氣性和含有硫酸鹽還原菌(SRB)的微生物腐蝕環(huán)境以外都有很好的耐蝕性。Ni和Mo含量極低的經(jīng)濟型(lean)S32101鋼在透氣差的酸性或中性海洋泥土環(huán)境中腐蝕性亦優(yōu)于或等同316L，316LN，304L及2205鋼種。這些訊息透射出雙相不銹鋼管在海洋油氣及工程建設中的應用或將進一步拓展。為了應對深海采油等高壓應用，鋼管壁厚早已提高到12～40mm[2，5，8]。英國北海油田項目中曾采用324mm×31.5mm厚壁2205鋼管。近些年此類厚壁雙相不銹鋼管在國際招標中已屢見不顯，深受關注。筆者將在匯總國外相關研究及應用案例基礎上[1～12]深入探討厚壁雙相不銹鋼焊管的制造方法，指出PAW/GTAW或GTAW/PAW+SAW多道焊是此類焊管制造中的實用方法，而GMAW則不宜采用。此外，為了保證其焊縫金屬相平衡及耐蝕性，單道焊縫熱輸入和層間溫度必須嚴加控制，而填充金屬的選擇則必須充分考慮焊管的供貨狀態(tài)。

表1 瑞典和法國聯(lián)合進行的不銹鋼(管)海洋掩埋環(huán)境耐腐蝕性能野外試驗及評定對比①

2 多道多層焊是厚壁不銹鋼焊管目前的唯一選擇

眾所周知，GTAW及其派生的PAW方法之所以成為3mm及4～7mm壁厚的奧氏體和雙相不銹鋼焊管優(yōu)選焊接方法的原因是：

(1)兩者均能實現(xiàn)自由成形，即無需背面承托地實現(xiàn)單面焊雙面一次焊透成形，這點適于小直徑卻難以實行雙面焊的連續(xù)或單支焊管生產(chǎn)；

(2)采用惰性氣體保護并可添加N2等控制焊縫金屬化學成分及微觀組織，這對奧氏體和雙相不銹鋼是十分有益的；

(3)兩者皆為非熔化極電弧，可不添加填充焊絲而實現(xiàn)自熔(autogeneous)焊，其焊縫成分與母材基本相同，這要求進行焊縫冷加工以消除其鑄態(tài)組織，特別是所謂深冷加工奧氏體不銹鋼焊管都很重要[15]。遺憾的是GTAW/PAW電弧功率和功率密度難以進一步提高，雖有不少研究企圖把其電流提高到450 A以上，但因認識到高電流電弧掘進能力與熔池液流后排能力，即穩(wěn)定焊縫成形而不出現(xiàn)珠狀焊道的矛盾難以克服[10-19]。目前，對于8mm壁厚以上的不銹鋼都只能采用二道以上多道焊，除內徑很大采用雙面焊外，大多必須通過開坡口，先用GTAW或PAW以實現(xiàn)背面成形焊透控制，然后用GTAW/PAW焊第2或更多道次并填加焊絲以保證正面焊縫成形。從本質上這類焊管應參照ASTM A928/A928M標準制造，并進行質量控制(歐標和國標中目前均未區(qū)分是否填充焊絲，后文將指明美標顯然是更嚴謹而值得借鑒的)。

高功率激光焊曾是壁厚不銹鋼焊管的一種期待，但目前尚難以實際應用，且實驗室最大焊深僅12mm，說明多道焊是目前制造厚度超過8mm不銹鋼焊管的唯一實用選擇。

3 埋弧焊(SAW)是厚壁雙相不銹鋼焊管的實用選擇

不銹鋼厚壁焊管可以采用PAW/GTAW，GMAW/FCAW，PAW/GTAW+GMAW/FCAW或GTAW/PAW+SAW等多種組合方法，但對于雙相不銹鋼焊管制造，國內外很熱門的GMAW/FCAW在國際上早已通過試驗研究被排除在外，原因是：

(1)不銹鋼GMAW方法必須采用Ar+CO2或Ar+O2的氧化性保護氣氛，否則熔滴過渡和電弧穩(wěn)定性極差，這是國際上60多年以前就有的共識。但可能使焊縫金屬含氧量或氧化夾雜物含量增加，從而影響雙相不銹鋼焊縫沖擊韌性和耐孔蝕性。表2[3]和表3[6]分別為t=12mm及t=6.5～20mm的2205不銹鋼對接焊縫-40℃和-50℃的低溫沖擊韌性對比數(shù)據(jù)。從表2可見，PAW+SAW焊縫的韌性明顯優(yōu)于PAW+SMAW及FCAW；表3則是GTAW焊縫的韌性明顯優(yōu)于GMAW+FCAW，且壁厚越大時差別愈見明顯(注意壁厚增大時，母材本身韌性也下降，GMAW+FCAW焊縫的低溫沖擊韌性不足母材的1/3)。而文獻[8]把原因僅簡單歸于σ相析出和二次奧氏體含量較高，這里所謂二次奧氏體是指后道焊縫在前道焊縫金屬再受熱到800℃以上的熱影響區(qū)(以下記作WMHAZ)所生成的奧氏體，英國劍橋大學學者曾對此作了深入研究[9]。由于焊縫金屬特定的冷卻結晶條件，前道焊縫本身焊接時因高冷卻速率而受抑制的奧氏體比例可因此而增加，但同時富Cr的Cr2N、富Cr和Mo的R相及σ脆性相晶間析出，WMHAZ氧化物夾雜物越多，這些脆性相析出越加劇。SAW時，由于渣相的有效保護并采用主要由CaF2和Al2O3組成低氧勢配方的堿性熔煉焊劑，從而降低焊絲端頭氣體與金屬間反應吸收的氧含量，使其焊縫金屬含氧量和氧化夾雜物降到最低，這在結構鋼SAW中早已認識到其優(yōu)越性[16]，看來對提高雙相不銹鋼焊縫金屬韌性及耐蝕性是十分重要的[7](因此不僅高Si的普通酸性焊劑不可采用，而且添加Cr補償?shù)膶Ｓ盟嵝院竸┮膊灰瞬捎肹6])。

(2)GMAW是明弧操作，因熔滴過渡造成的電弧不穩(wěn)定閃爍致弧光輻射極不穩(wěn)定而刺眼，操作條件不僅不如SAW,也差于GTAW和PAW。

表2 不同焊接方法焊接12mm厚標準2205及PRODEC〇R 焊縫金屬鐵素體含量和力學性能

表3 2205雙相不銹鋼GTAW和GMAW/FCAW焊縫沖擊韌性對比①

(3)GMAW只能采用細焊絲，電弧功率難以太高，否則熔滴過渡和電弧穩(wěn)定性更差，生產(chǎn)效率也低于SAW。文獻[7]還指出實芯焊絲GMAW焊縫很容易出現(xiàn)未熔合缺陷，原因也仍然是不穩(wěn)定短路過渡，很容易造成堆敷金屬的“冷”疊合。因此20年前英國和德國研究者就否定了這種方法在雙相不銹鋼焊管制造中的應用價值[5-7]。

(4)GMAW較SAW的最大優(yōu)點是可以實現(xiàn)空間全位置半自動或自動焊，而SAW只宜在俯位進行。除小直徑環(huán)對接焊縫外，焊管生產(chǎn)中并無實際意義(在管道安裝焊接中GMAW應用是合理的選擇，但目前更傾向采用金屬粉芯焊絲)。

(5)GMAW實現(xiàn)單面焊雙面成形控制難度大于GTAW及PAW，在薄壁不銹鋼焊管生產(chǎn)中很少應用。

(6)GMAW難以控制飛濺和清除飛濺，影響表面質量和耐蝕性，這是難以在不銹鋼焊管生產(chǎn)中應用的主要原因。

通過上述分析及表2和表3的數(shù)據(jù)對比，可確信GTAW或PAW+SAW是雙相不銹鋼厚壁焊管的實用選擇。GTAW或PAW的選擇取決于壁厚和坡口設計：①當t≤12mm時，開坡口并預留6～5mm純邊，等離子弧焊炬不必潛入坡口就可能實現(xiàn)打底焊的背面成形，然后用GTAW或SAW填滿坡口即可；②當t＞12mm時，除非把坡口不切實際地增大到足以允許等離子弧焊炬潛入坡口，否則就只能采用GTAW打底。壁厚越大，采用GTAW的優(yōu)越性愈明顯。表4[2，5]序號1的環(huán)縫(φ324mm×31.5mm)坡口設計是一個典型實例。值得注意的是這里3～9道采用的SMAW，原因是這時環(huán)縫焊道實際直徑為260mm左右，接近埋弧焊劑堆積長度的臨界點；③對于允許實行雙面焊的大直徑雙相不銹鋼焊管，則可以直接采用雙面SAW，如表4中序號2坡口實例所示。為了盡可能減少坡口填充面積及機加工作業(yè)量，表4中所采用的兩種坡口(對稱或不對稱)形式也值得借鑒，但后者左右熱影響可能略有差別，因此HAZ區(qū)鐵素體含量略有不同。需要注意的是，這樣的焊管往往是焊態(tài)供貨的。

表4 厚壁2205雙相不銹鋼焊接坡口和焊接程序設計實例

4 雙相不銹鋼多道焊縫的熱輸入控制

雙相不銹鋼熔化焊縫總是以鐵素體為初始凝固相凝固結晶，然后在固相線溫度以下(取決于實際化學成分)100～400℃溫度區(qū)間內通過擴散控制作用萌生并擴展生成部分奧氏體。由于冷卻速度較快，焊縫一般難以達到母材的50∶50雙相平衡。通常認為，為了兼顧焊縫熔化區(qū)和熱影響區(qū)的相平衡，雙相不銹鋼(DSS)和超級雙相不銹鋼(SDSS)單道焊縫的熱輸入應控制在1.5～2.5kJ/mm和0.5～1.5kJ/mm范圍內。既防止WM因熱輸入過低、冷卻過快而造成WM鐵素體含量過大，又防止HAZ因熱輸入過高、冷卻時間過長而造成σ相等脆性相析出，兩者都會劣化韌性及耐蝕性。

值得注意的是：

(1)PAW和GTAW方法可以通過保護氣體中加入2～5％N2有效提升WM的奧氏體比例，也可以通過添加含Ni量稍高的焊絲來解決WM的相平衡。但熱影響區(qū)的相平衡只能通過焊后固溶熱處理或熱輸入來掌控。因此美標中雙相不銹鋼焊管首先區(qū)分是否添加填充焊絲是十分有意義的。前者只能在固溶狀態(tài)供貨且對焊縫無射線檢測項目；后者則可以焊態(tài)或固溶狀態(tài)供貨，但焊縫最好要作射線檢測。對焊管熱處理規(guī)定也有下列細節(jié)差異：①有些鋼種加熱溫度范圍規(guī)定略有差異(見表 5[14-15｝)；②后者明文提示用戶可以提出不同于標準規(guī)定的焊后熱處理，前者則無此明示。這些差異背后實際隱藏著某些技術訣巧。例如：文獻[9]指出添加填充焊絲的S32205焊縫因Ni含量不同，固溶處理溫度要求是不一樣的，因此，有時需按表5中上限溫度作固溶處理，不能為了節(jié)能總取其下限。

表5 ASTM A928/928M—2013中對固溶熱處理規(guī)定及與相關管、板、棒標準對比①

(2)SAW，GMAW，F(xiàn)CAW 及 SMAW 方法都是添加填充焊絲的焊接方法，但跟GTAW和PAW不一樣的是，其添加量是由電弧熱輸入決定的，而不能按需要獨立調節(jié)。從這一點上講，GTAW和PAW亦是填充焊絲雙相不銹鋼厚壁焊管的理想方法，特別是當要求以固溶或焊態(tài)供貨時，GTAW和PAW都可通過獨立改變焊絲添加量來調節(jié)或緩解WM和HAZ相平衡的沖突。

(3)多道焊時，后道焊縫可能會對前道焊縫產(chǎn)生再加熱影響，這一影響可以分高溫區(qū)和低溫區(qū)兩部分。①HTWMHAZ：980～1 050 ℃(DSS)或1 050～1 150℃(SDSS)再熱焊縫熱影響區(qū)，能產(chǎn)生二次奧氏體及鐵素體中析出Cr2N或其他Cr-Mo間金屬化合物，使鐵素體含量降低。②LTWMHAZ:900～600℃再熱焊縫熱影響區(qū)，可發(fā)生σ相等迅速析出，但對相平衡影響甚微或較小。

文獻[9]曾對熱輸入對WMHAZ范圍大小作計算模擬，研究發(fā)現(xiàn)熱輸入不同的焊縫WMHAZ總比率變化不大，如圖1[9]所示。但單道焊縫的電弧熱輸入越高，上述影響區(qū)內鐵素體含量將降低得愈多。因此多道焊每道焊縫的熱輸入上限必須嚴加控制，與此相關的層間溫度也必須加以限定。表2～表4的實例中熱輸入大都＜2.5kJ/mm，唯一例外的表4序號3，鐵素體含量僅20％左右，原因即在此。

(4)據(jù)文獻[17]測定，SAW的電弧效率是最高的：η=0.47±0.03(PAW);或 η=0.67±0.03(GTAW)；或 η=0.84±0.05(SAW，GMAW)。

因此SAW焊縫金屬實際有效熱輸入可因η值增大而增大。為了減小WMHAZ，SAW應采用更低的熱輸入。表4中SAW所采用的名義熱輸入大多在1.5kJ/mm以下，可能是為了保證焊縫金屬相平衡質量。

(5)熱輸入和道次間溫度的嚴格限定會拉長生產(chǎn)周期，但為了保證焊縫質量，只能如此。

圖1 不同熱輸入GTAW多道焊縫中的WMHAZ計算機模擬圖形輸出

5 經(jīng)濟型雙相不銹鋼厚壁焊管

以2304為起點，2101為代表的低Ni-Mo經(jīng)濟型(Lean)雙相不銹鋼近十年在歐美引起廣泛的重視，美標中此類鋼種已超過10種，ASTM A928/A928M—2013中列入的鋼種，即可采用添加填充焊絲制造厚壁焊管的鋼種也已有5種，即S32304，S32002，S32202，S81921 和 S82121。有關此類鋼種厚板焊接的資料卻很少見。表6[12]及圖2[12]～圖5[12]匯總了歐洲新近發(fā)布的對t=12mm及t=5mm此類鋼種的焊接性能的比較研究。

由表6及圖2～圖5可見：

(1)除5mm PAW單道焊縫外，其他所有焊縫都添加了Ni和Mo過匹配的ER2209，即S39209或W39209焊絲，可在焊態(tài)即達到WM較理想的相平衡。文獻[12]中亦從未提到過焊后熱處理，說明該文獻主要是針對管道安裝等現(xiàn)場焊接，即并非專門針對添加焊絲的厚壁焊管制造的，但卻對后者很有啟示。因為A928/A928M規(guī)定這類焊管一般也是以焊后固溶熱處理狀態(tài)供貨，但用戶有要求也可以焊態(tài)供貨。

(2)表6所示焊縫除PAW焊縫以外，PREN均大于對應的母材及對比的奧氏體鋼304L和316L母材，原因顯然是焊絲中過匹配的Mo含量造成的。應該注意的是，其中的5mm PAW

焊縫既未加填充焊絲，保護氣體中亦未加N2。只要改用Ar+2.0％N2作保護氣體或添加少量焊絲，情況即可改變，因此這一對比不可看成是PAW的缺點(當然現(xiàn)場焊接可能不適合采用PAW,那是另一回事)。

表6 低鎳鉬雙相不銹鋼采用不同焊接方法的一組試驗焊縫數(shù)據(jù)①

圖2 12mm GTAW多道焊縫中WM和HAZ的鐵素體含量測量30個視點位置示意圖

(3)從圖3[12]中的數(shù)據(jù)可以看出，所用添加填充焊絲的5～12mm三鋼種焊縫的抗拉強度Rm均遠高于對比的304L和316L鋼15mm GTAW焊接接頭。雖然由于不同方法、不同壁厚的熔合比及由此決定的Ni含量稀釋度等有差異，12mm焊接接頭的Rm均略低同鋼種5mm焊接接頭，甚至也都低于不加填充絲的PAW，說明強度將不是選擇焊絲成分的決定因素。

(4)圖4(a)的數(shù)據(jù)表明，除SAW焊縫外，其他三鋼種所有焊縫WM的-10℃沖擊韌性均大于80J，且差別不大。文獻[12]把SAW焊縫韌性低的原因只歸結為Ni質量分數(shù)低于7％(見表6)，但是實際WM的Ni含量是跟電弧參數(shù)決定的熔合比或稀釋度密切相關。由表6可見，SAW所采用數(shù)值是最高的，不僅遠高于表6中其他方法，也遠高于表4所給案例中所采用數(shù)值，降低SAW熱輸入完全有可能改變這一狀況，但焊接道次可能要增加。

圖3 三種經(jīng)濟型雙相不銹鋼焊接接頭的抗拉強度對比

圖4 t=12mm三種經(jīng)濟型雙相不銹鋼焊接接頭沖擊韌性及鐵素體含量

圖5 三種經(jīng)濟型雙相不銹鋼焊接接頭的抗拉強度對比

圖4 (b)的數(shù)據(jù)表明，3種鋼HAZ低溫韌性中只有S32304鋼種12mm的5種焊縫幾乎全部大于80J。另外兩種鋼則有低于50J的，但F％數(shù)值差異并不很大，說明其他脆性相對韌性的影響可能更是主要的。

(5)圖5數(shù)據(jù)表明，所有焊縫臨界孔蝕溫度CPT(用改進后的G150法測定)均高于5mm的304L母材及GTAW焊縫，但只有S32202鋼所有焊縫都達到5mm的316L鋼GTAW焊縫區(qū),并接近其母材。說明從焊縫耐孔蝕性能來說，S32202是最優(yōu)的，S32304次之，S32101則最差，其所有焊縫大都低于316L母材及焊縫，且?guī)缀跛锌孜g萌生部位均在WM，HAZ或BZ(熔合線)，但5mm的PAW焊縫例外。這可能就是S32101鋼種早在10多年前就已列入A790/A790M。A789/A789M(不加填充金屬的焊管和無縫管標準)，而至今不能列入A928/A928M的根本原因，實際上也是，促使歐洲研發(fā)S32202鋼種的起因。值得注意的是文獻[11-12]都是法國主導的跨國研究，但表1中帶環(huán)焊縫的管材卻少了S32101帶環(huán)縫鋼管，原因很值得深思。

(6)圖5的數(shù)據(jù)還表明，不同厚度、不同熱輸入的GTAW，GMAW焊縫CPT雖略有差異，但都很高，而且都是與PRE.N值相一致的。說明GMAW及FCAW都是此類鋼種厚壁鋼管安裝焊縫合理的焊接方法，這些焊縫通常難以進行焊后熱處理，只能在焊態(tài)下承受環(huán)境腐蝕，但這只是迫不得己的方法，在厚壁焊管制造中仍然要避免采用這樣的方法或焊縫，原因是：①雙相不銹鋼的最佳固溶處理溫度都很窄，表5所列有些鋼種的板、棒、管材標準加熱溫度可以說明；②如果這樣的焊管，即母材和焊縫成分差異較大的狀態(tài)下進行焊后熱處理，將更難以同時兼顧WM和HAZ的相平衡及力學性能；③這樣的焊管只能以焊態(tài)供貨，若再進行安裝焊接就必須更加特別小心。因此，A928/A928M規(guī)定一般都以固溶熱處理狀態(tài)供貨，只在用戶要求時可焊態(tài)供貨。以上說明ER2209也未必適合作為S32202及S32304兩鋼種厚壁焊管制造中采用的填充焊絲，這可能就是A928/A928M—2013中亦未明確這些鋼種填充焊絲的緣由。

6 關于厚壁焊管填充金屬選擇的討論和思考

(1)A928/A928M—2013中只標明了5個鋼種的填充金屬標準焊絲、焊條或藥芯焊絲編號(見表7)，而其1994年頒布時一個鋼種也沒有標明，20年內只標明5個鋼種，說明這是一項需要經(jīng)過大量細致工作的慎重決策。

(2)所選擇填充焊絲應既可在固溶處理狀態(tài)，又能在焊態(tài)保證焊管的各種性能，這對GTAW和PAW方法是最容易達到的。有些方法可能就比較難，甚至根本就無法達到，不同鋼種難易程度亦會有差異。

(3)文獻[13]已明確指明S32304可用S32304或S39209為填充焊絲；SFA5.9及A928/A928M中均已注明ER2594即S32750；文獻[18]也指明有些不銹鋼可以用母材切條為填充焊絲。這些都從側面說明，對有些鋼種厚壁焊管制造可優(yōu)先考慮同牌號母材為填充金屬，當然同爐號更優(yōu)。這樣的添加焊絲就如同A790/A790M標準，顯然是十分合適的，但這樣的焊管只能以固溶處理狀態(tài)供貨。所以A928/A928M標準規(guī)定若用戶要求焊態(tài)供貨，必須在合同中注明，以便對添加焊絲另作處理。

(4)A928/A928M—2013中剛注明 ER2209是S81921和S82121兩個鋼種厚壁焊管制造中可采用填充焊絲。這兩個鋼種實際是美國對S32202歐洲鋼種的進一步優(yōu)化，一方面略為降低了Cr含量但同時又略為升高了Mo含量；另一方面又略為提升了Ni含量以使Mn含量也降低到2.0％左右[20]。這樣就減小了采用ER2209焊絲時焊態(tài)下WM和HAZ相平衡的困難，也便于掌控固溶處理供貨焊管制造時的焊絲添加量以控制WM某些元素稀釋率。

(5) SFA5.4(AWS A5.4—2006)中可查到用于S32750的焊條有E2593，E2594和E2595三種編號，它們所生成的未稀釋焊縫金屬成分鋼種分別為W39593，W39594和W39595，這些鋼種成分大致相近，差別主要是Mo含量和N含量(見表7[14-15])。須要注意的是：其中焊條E2593和E2594均在該項標準中注明若要求焊后固溶退貨處理，要求(采用比其母材退火溫度)較高的退火溫度。說明焊接時必須注意填充金屬與固溶退火溫度的相關性，AWSA5.22中也有類似的情況。

表7 已列入AWS，ASME BPVC標準的雙相不銹鋼用AWS標準焊絲①

(6)由于AWS已把藥芯焊絲中的金屬粉芯焊絲，即其粉芯中95％以上均為金屬粉末的劃歸GMAW，即AWSA5.22中可查到的EC2209等(見表5)。但A928/A928M—2013中未見其列入，其原因也值得思考。

(7)AWSA5.9中所列S32750鋼的化學成分中一些關鍵的元素(Cr，Ni，Mo)的含量都略大于ASTMA240/240M，A928/A928M中所列同鋼種成分，其原因更值得關注。

7 小結及建議

(1)以2205為代表的雙相不銹鋼焊管是海洋油氣及工程中優(yōu)選的結構材料，對比試驗表明，在大多數(shù)海洋泥土環(huán)境中2205鋼管均呈現(xiàn)良好的耐蝕性，超級和經(jīng)濟型雙相不銹鋼也在日漸擴大應用。

(2)壁厚8mm以上的雙相不銹鋼焊管只能采用多道多層焊。小直徑卻難以采用雙面焊的焊管，可采用GTAW或PAW打底并控制背面成形。壁厚12mm以下以PAW打底為佳，但壁厚更大時，GTAW打底更為實用。

(3)GTAW，PAW和SAW都是壁厚雙相不銹鋼焊管填充層實用焊接方法，為減少填充焊層次數(shù)目，宜采用不對稱U形或雙角度坡口設計。

(4)為避免多道焊縫金屬鐵素體含量因前道焊縫金屬熱影響區(qū)中二次奧氏體形成而減低，其單道焊縫熱輸入應嚴格控制在1.5kJ/mm以下。SAW因熱效率高尤應減少其單道焊縫的熱輸入，以兼顧焊縫金屬、母材熱影響區(qū)和后道焊前道焊縫金屬再熱影響區(qū)的相平衡并掌控脆性相析出。但因此將造成焊縫道次增多和焊接生產(chǎn)速度的明顯降低。

(5)雙相不銹鋼厚壁焊管填充金屬成分和添加量是決定其焊縫金屬及其多道焊縫金屬再受熱影響區(qū)相平衡和脆性析出相的另一重要因素，且必須考慮焊后是否再進行固溶處理。焊態(tài)服務的安裝焊縫通常都采用Ni，Mo等過匹配的填充金屬以保證其焊縫金屬相平衡；焊后固溶處理供貨的此類焊管制造焊縫則應控制其填充金屬添加量防止焊縫金屬和母材成分差異過大。對有些雙相鋼種可考慮采用母材同牌號鋼種填充金屬，甚至采用同爐號或母材切條金屬作為填充金屬。

(6)熱輸入和焊絲添加量可以分別單獨掌控的GTAW和PAW也是厚壁雙相不銹鋼焊管的優(yōu)選方法。SMAW，SAW，GMAW及FCAW雖也是雙相不銹鋼焊接的成熟方法，但更適合于焊態(tài)服務的安裝焊縫，要求焊態(tài)供貨的此類焊管必須通過試驗優(yōu)化其熱輸入條件。

(7)厚壁雙相不銹鋼焊管固溶處理溫度必須考慮實際焊縫成分有所調節(jié)，切不可為了節(jié)能而總是取標準中規(guī)定的溫度下限值，熱處理爐溫度控制精度應力爭能達到±15℃。

(8) 現(xiàn)有的 ER2209，ER2553和 ER2594 三類標準化焊絲及相應的焊條、藥芯和金屬粉芯焊絲已能基本滿足主要雙相不銹鋼安裝焊縫焊接要求，但ER2209用于S32101和S32304等經(jīng)濟型雙相不銹鋼種并不十分理想。用于S32202，S81921，S32101等都十分滿意。說明從加工性能、耐蝕性能和力學性能全方位來看，后3個鋼種是優(yōu)于S32101的鋼種，值得我國借鑒加速研發(fā)和應用。

[1] NOBLE D N，THOMPSON T，BRUCKETT B，et al.Procurement，welding procedure qualification and installation of large diameter 22％Cr DSS for the point mclntyre project in alaska[C]∥Proceedings.Duplex stainless steels conference.Glasgow，UK：[s.n.]，1994：83.

[2] BOORMAN W G，JORDINSON P，GOUGH P C.High productivity SAW of 22％Cr type DSS process pipework[C]∥Proceedings.Duplex stainless steels conference.Glasgow，UK：[s.n.]，1994：79.

[3] ARNVIG P E，LEFFLER B，IFORSSON E A，et al.Machinability,corrosion，resistance and weldability of an inclusion modified 2205 DSS[C]∥Proceedings.Duplex stainless steels conference.Glasgow，UK：[s.n.]，1994：100.

[4] DOS SANTOSJ F，MRICHARDSON I.Process related aspects of hyperbaric GMAW of duplex steels[C]∥Proceedings.Duplex stainless steels conference.Glasgow,UK：[s.n.]，1994：90.

[5] DHOGE A，DELEU E.Weldability and fracture behavior ofdupleandsuper-duplexstainlesssteels[C]∥Proceedings.Duplex stainless steels conference.Glasgow，UK：[s.n.]，1994：77.

[6] KOTECKI DJ，HIKESJ L P.Welding processes for duplex stainless steels[C]∥Proceedings.Duplex stainless steels conference.Glasgow，UK：[s.n.]，1994.

[7] KARLSON L，PAK S.Welding of DSS-properties of SMAW，F(xiàn)CAW and SAW welding joints[C]//Poceedings.Duplex stainless，steels conference.Beause,France：[s.n.]，1991：413-420.

[8] BROGDAJ，LOMOGIK M.Welding of Stainless-duplex steels，Propertiesofwelded joints[J].Welding international，2002，16(01)：5-12.

[9] ATAMERT S，KINGJ E，REED R C.Reheated regions in duplex stainless weldments[C]∥Proceedings of 3rd inter.Conference on trends in welding research.Gattnburg.Tennesses USA：[s.n.]，1992.

[10] MENDEZ P F，EAGAR T W.Penetration and defect formation in high-current arc welding[J].Welding journal，2003，82(10)：296-306.

[11] SJOGREN L，CAMITZ G，PELTIERJ，et al.Corrosion resistance of stainless steel pipes in soil[J].Materials and corrosion，2011，62(04)：299-309.

[12] LARGED，SCANDELLAF，ROBINEAUA，etal.Welding of lean duplex stainless steel grades：Microctructure，Corrosion resistance and mechanical properties[C]∥Corrosion conference&EXPO.Houston，USA：NACE，2012.

[13] AWS，Welding handbook，9th ed[M].Miami，USA：AWS，2011.

[14] SFA5.4,SFA5.9,SFA5.22，ASME international，2013 Boiler and pressure vessel code(BPVC) 11C specifications for welding rods,Electrodes,and filler metals[S].

[15] A240/A240M，A480/A480M，A484/A484M，A790/790M，A928/A928M，ASTM international,2014 annual book of ASTM standards[S].

[16] NORHT T H，BELL H B，NOWICKI A，et al.Slag/Metal interaction，oxygen，and toughness in SAW[J].Welding journal，1978，57(03)：63-75.

[17] DUPONTJ N，MARDER A R.Thermal efficiency of arc welding processes[J].Welding journal，1995，74(12)：406-416.

[18] LIPPOLDJ C，KOTECKI DJ.Welding metallurgy and weldabilityofstainlesssteels[M].New jersey，USA：Wiley，2005.

[19] LOHSE M，F(xiàn)USSEL U，SCHUSTER H，et al.Keyhole welding with CF-TIG[J].Welding in the world，2013，57(05)：735-741.

[20]何德孚，王晶瀅.我國應重視低鎳鉬雙相不銹鋼及鋼管的研發(fā)[J].鋼管，2013，42(05)：1-8.

Welding Method and Phase Balance Control for Thick Wall Duplex Stainless Steel Pipe

HE Defu1，WANG Jingying1，2
(1.Shanghai Jiuli Industrial&Commercial Development Ltd.,Shanghai 200135,China;2.Zhejiang Detrans Piping Co.,Ltd.,Huzhou 313105,Zhejiang,China)

The application of duplex stainless steel pipe in marine oil&gas and engineering is increasing gradually.In order to meet the requirements of marine oil&gas corrosion,the steel grades are added and extended to the economic type,the wall thickness has been increased to 12～40mm.Through discussion of welding method,parameters and weld mechanical performance for thick wall duplex stainless steel pipes,it pointed out that for the wall thickness more than 8mm of duplex stainless steel welded pipe can only adopt multi-channel multi-layer welding,GTAW/PAW or GTAW/PAW+SAW multiple welding are all practicable method.In order to reduce the filling welding layer number,it should use asymmetric U-shaped or double angle groove design.However,in order to ensure phase balance and corrosion resistance of the weld metal,the heat input of single weld and interlayer temperature should be strictly controlled,and the selection of filler metal should consider its supply status.

duplex stainless steel;thick wall welded pipe;welding method;ferrite content of weld metal；heat input；filler metal

TG115.62

A

1001-3938(2015)02-0019-13

何德孚，男，上海交通大學教授，上海久立焊管研究所所長。

2014-06-25

李紅麗