油氣輸送用復合管堆焊工藝研究

劉陽 侯娟 張媛 吳超 楊瑞 張騰 曹京剛

摘要：針對國內(nèi)外油氣輸送領域機械復合金屬管運行中出現(xiàn)的襯管塌陷失效，以及冶金復合管生產(chǎn)工序繁瑣、效率低等問題，文中探究了一種新型自動熱絲TIG冶金復合管堆焊工藝，顯著改善傳統(tǒng)冶金復合管生產(chǎn)效率低下，管件焊接變形大等弊端。力學性能測試及耐腐蝕性能試驗結果表明，自動熱絲TIG工藝堆焊成型的復合管具有優(yōu)良的力學性能與耐腐蝕性能，該工藝可望為油氣輸送復合管制造工藝優(yōu)化提供技術借鑒。

關鍵詞：堆焊;復合管;825合金;熱絲TIG焊

中圖分類號：TG457.6? ? ? 文獻標志碼：A? ? ? ? ?文章編號：1001-2003（2021）11-0026-09

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.11.05

0? ? 前言

隨著世界各國石油天然氣資源開發(fā)力度的加大，油氣開采逐步趨于高含H2S、CO2及Cl-等強腐蝕環(huán)境，輸送管線腐蝕失效問題愈發(fā)顯著[1-3]，油氣泄漏將嚴重污染土壤、大氣環(huán)境，油氣屬易燃易爆物，極易發(fā)生燃燒甚至爆炸，危害人們的生命與財產(chǎn)安全[4]。相比以往油氣管道采用的添加緩蝕劑、管件涂層、鎳基合金純材管等防腐措施，復合管的應用極大提高了油氣管線的可靠性與經(jīng)濟性[5]。復合金屬管將金屬力學性能和抗腐蝕性能綜合于一體[6-7]，基層可以提供良好的承壓能力，復層又賦予了管件優(yōu)異的耐腐蝕性能，且價格低廉，可顯著提高管道安全級別。中國油氣領域于2001年開始采用復合管線，已累計使用超過2 000 km，但復合管制造工藝仍需不斷優(yōu)化[8-9]。金屬復合管按照金屬界面結合方式主要分為機械復合和冶金復合兩大類，其中機械復合管生產(chǎn)工藝相對簡單，成本較低，但襯管與基管間結合強度較差[10]，油氣工程中的機械復合管襯管常出現(xiàn)鼓包、刺漏、塌陷、脫落等現(xiàn)象，造成巨大的安全隱患與經(jīng)濟損失[11]。同時，工程建設中，機械復合管無法進行冷、熱加工制造彎管等配件，施工現(xiàn)場不能切管焊接，極大影響工程進度。冶金復合管耐蝕層與基管之間為原子級結合，界面結合強度高，可有效避免類似機械復合管襯管易塌陷脫落的問題，適用于高溫或溫度變化較大的工況，方便二次加工制造配件及施工現(xiàn)場可直接切管焊接。冶金復合管主要有離心澆筑復合、復合板直縫焊接復合以及堆焊復合等，其中離心鑄造復合管耐蝕層表面成型粗糙，且合金元素偏析問題嚴重;復合板直縫焊接管生產(chǎn)工序繁瑣，焊接變形較大;堆焊復合管工藝流程短，焊接殘余應力小，耐蝕層成型均勻美觀，管件堆焊變形小。但傳統(tǒng)堆焊工藝效率低，如何提高復合管堆焊效率成為各大廠家研究重點[11]。

采用新型自動熱絲TIG（Tungsten Inert Gas Wel-ding）堆焊無縫管工藝，能有效解決傳統(tǒng)冷絲堆焊焊效率低及耐蝕層焊接稀釋問題[12]。熱絲TIG焊較傳統(tǒng)冷絲TIG焊工藝增設了獨立的焊絲加熱裝置，焊絲進入電弧前已預熱到一定溫度，焊絲熔敷效率可提升3倍以上，焊接效率顯著提高[13-14]。焊絲預熱還有助于清理焊絲表面油污等雜物，潔凈焊絲可明顯降低堆焊缺陷的產(chǎn)生。熱絲自動TIG焊相較傳統(tǒng)焊接方法熱輸入量小，可獲得較細的焊縫晶粒，焊接熱影響區(qū)較窄，焊接稀釋率低，從而保證了焊縫金屬的性能[15-16]。熱絲TIG堆焊設備由工藝控制系統(tǒng)、機械系統(tǒng)和焊接系統(tǒng)組成，可實現(xiàn)高度自動化，其中，機械系統(tǒng)包括堆焊操作架、堆焊機頭、操作平臺及送絲機構[17]，機械系統(tǒng)精準確定焊接位置，管件自轉與焊接速度高度匹配，是復合管制造實現(xiàn)自動化、高效率焊接的基礎。堆焊參數(shù)設置應盡量考慮降低焊縫稀釋率，同時提高產(chǎn)品生產(chǎn)效率[18]，文中采用正交試驗方法探究復合管堆焊工藝參數(shù)，通過對具有代表性的工藝參數(shù)進行正交組合，尋求最佳堆焊參數(shù)組合，科學地降低了試驗次數(shù)，保障管件優(yōu)良的品質(zhì)[19-20]。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

復合管制造采用熱絲TIG堆焊工藝，填充材料為ERNiFeCr-1焊絲（熔敷金屬化學成分與825合金相當），焊絲直徑φ1.2 mm其熔敷金屬具有面心立方的穩(wěn)定結構，焊絲化學成分如表1所示。825合金屬于鐵鎳基材料，價格相對鎳基金屬低廉，因其能夠滿足絕大多數(shù)腐蝕環(huán)境的需求而受到廣泛青睞，在H2S、CO2及Cl-的酸性環(huán)境下具有良好的耐腐蝕性能，相較于TP304、TP316等常見奧氏體不銹鋼，其耐晶間腐蝕和點蝕的性能較好，已在日本及歐美等國家和地區(qū)廣泛應用于石油工程、機械設備、航天設備、食品工程設備之中，均收到了良好的使用反饋[21-22]，并得到了相關行業(yè)的認可[23-24]。復合管的基體管件選用正火狀態(tài)的A333 GR.6低溫碳鋼無縫管，管徑168.3 mm×18.26 mm，低溫使用性能良好，抗拉強度415 MPa，屈服強度240 MPa，其主要化學成分如表2所示。堆焊過程中采用純度為99.99%的氬氣對焊接熔池及鄰近金屬進行保護，堆焊金屬以呈現(xiàn)銀白色金屬光澤為最佳。

1.2 堆焊工藝參數(shù)探究

試驗采用Fronius TT5000脈沖TIG焊機，與堆焊設備的機械系統(tǒng)和控制系統(tǒng)相互協(xié)作，確保焊接過程穩(wěn)定可靠。熱絲TIG堆焊工藝中常見的焊接缺陷有縮孔、高溫氧化、沾絲、未熔合及熱裂紋等，有時堆焊層表面熔合良好，但在金屬內(nèi)部相鄰焊道根部會出現(xiàn)未熔合缺陷，嚴重降低堆焊層的耐腐蝕能力。為避免上述焊接缺陷的發(fā)生，經(jīng)過調(diào)研及多次堆焊試驗發(fā)現(xiàn)，焊接電流、焊接速度、送絲速度及保護氣體流量4個工藝參數(shù)對管件堆焊質(zhì)量影響最為關鍵。

文中正交實驗采用四因素四水平的設計方法，探究焊接電流、送絲速度、焊接速度、保護氣體流量的精確組合，通過焊材說明書確定試驗因素的范圍，并合理劃分試驗水平后進行正交試驗組合，如表3所示。試驗以焊縫成形質(zhì)量作為評審指標，評定滿分為10分，需焊縫成形均勻，無氧化、氣孔等焊接缺陷，厚度為2.5～3 mm;焊縫成形差，焊縫表面可見縮孔缺陷或堆焊厚度過大的焊件評定為5分以下。

9種焊接工藝中，1號焊縫成形較好，厚度適中;2號焊縫成形尚可，厚度適中;3、4、5號焊縫局部不均勻，有輕微縮孔缺陷;6號焊縫堆焊厚度過大，超過工程設計需求，造成焊材浪費;7號焊縫成形最差，焊縫表面縮孔嚴重;8號焊縫成形較差，但無縮孔缺陷;9號焊縫成形尚可，厚度偏大。試驗過程中焊縫縮孔缺陷主要是由于焊接速度與送絲速度嚴重不匹配，送絲量不能滿足焊接速度需求。反之，送絲速度快而焊接速度慢，將會導致焊接厚度過大。7、8、9三個試樣由于焊接電流較大，導致收弧弧坑較深，易造成弧坑裂紋傾向。同時，在焊接速度一定的情況下，大焊接電流將增加基層碳鋼對堆焊層金屬的稀釋現(xiàn)象，降低復合管的耐腐蝕性能。4個實驗因素焊接電流、送絲速度、保護氣體流量、焊接速度的極差分別為3、2.667、1.667、0.5，表明焊接電流為最重要的影響因素，其余因素按照影響程度大小排列依次為送絲速度、保護氣體流量、焊接速度。

通過4個實驗因素的平均K值確定出堆焊工藝參數(shù)的水平。確定最終參數(shù)為：焊接電流160 A、送絲速度140 cm/min、保護氣體流量14 L/min、焊接速度29 cm/min，并以此參數(shù)（見表4）再次進行堆焊試驗，試樣經(jīng)UT/PT超聲與滲透檢測后合格進行后續(xù)力學性能試驗及腐蝕性能測試。

2 試驗結果與討論

2.1 復合管組織分析

2.1.1 復合管宏、微觀組織形貌

利用顯微鏡觀察復合管基層與復層的交界面，復合管宏觀形貌如圖2所示，該復合管基層與復層界面熔合良好，在10倍光鏡下未發(fā)現(xiàn)裂紋、未熔合等焊接缺陷，同時可觀察到焊縫熔深較淺，說明基層碳鋼對堆焊層金屬稀釋率低，堆焊層金屬將具有優(yōu)良的耐蝕性能。將試樣打磨拋光后，采用4%硝酸酒精溶液對基層碳鋼A333GR.6進行腐蝕，而后通過金相顯微鏡進行顯微組織觀察，金相組織如圖3所示。堆焊前，基體碳鋼母材的顯微組織由鐵素體和珠光體組成，符合碳鋼管的正火交貨狀態(tài)?；鶎犹间撌艿蕉押笩嵊绊?，熱影響區(qū)金屬微觀組織由鐵素體+珠光體轉變?yōu)殍F素體+索氏體，索氏體屬于細小的珠光體組織，具有較好的綜合機械性能。金相中未觀察到淬硬組織，但過熱區(qū)鐵素體晶粒尺寸變大，造成金屬塑性和韌性降低，硬度升高。

2.1.2 堆焊層微觀組織

對堆焊層金屬進行X射線衍射（X-ray diffraction，XRD）分析，如圖4所示，堆焊層金屬具有（111）、（220）、（200）三個較強的衍射峰，圖譜經(jīng)過與標準PDF卡片比對，斷定堆焊層金屬相結構為γ-Ni單相奧氏體。

2.1.3 金屬稀釋率

采用能量色散X射線譜（Energy Dispersive X-ray Spectroscopy，EDS）面掃描方法對基層碳鋼與堆焊層的結合界面進行分析，觀察堆焊層厚度方向上合金元素的變化趨勢。掃描路徑為從基層碳鋼側到堆焊層方向。面掃描結果如圖5所示，可直觀看到Cr和Ni元素含量在熔合線處迅速升高;熔合線至堆焊層表面方向，F(xiàn)e元素含量逐漸降低。

分別對復合管各位置的Fe元素含量進行檢測，通過Fe元素的變化程度來表征堆焊金屬的稀釋情況。使用能譜直讀儀分別測量基層碳鋼、堆焊層金屬、填充焊材中的Fe元素含量，堆焊層金屬Fe元素測量位置分別為熔合線以上2 mm處和堆焊層表面以下1 mm處。

基于復合管各位置的Fe元素檢測結果，通過計算得出熔合線以上2 mm位置處的稀釋率為2.9%，堆焊層表面以下1 mm的稀釋率為1.7%。試驗結果表明堆焊層金屬從熔合線至堆焊層表面Fe元素含量緩慢降低，堆焊層金屬的稀釋程度逐漸減輕，即堆焊層金屬耐蝕能力逐漸提高，如表4所示。

2.2 復合管力學性能測試

根據(jù)規(guī)范要求對復合管基層碳鋼進行拉伸、沖擊、硬度、彎曲測試，并利用掃描電子顯微鏡（Scanning Electron Microscope，SEM）觀察試樣斷口形貌，通過試樣斷口中的撕裂棱及韌窩的形態(tài)判斷材料的斷裂機制及塑性變形能力。

2.2.1 拉伸試驗

試驗執(zhí)行ASTM-370標準，試驗設備為高溫電子萬能試驗機DEM/20W，拉伸試驗結果如表5所示。基層碳鋼堆焊前后抗拉強度、屈服強度、斷后伸長率及屈強比均無明顯變化，能夠滿足工程設計要求;堆焊層金屬的強度高于基層碳鋼，屈強比明顯低于基層碳鋼，表明堆焊層金屬具有更優(yōu)良的性能。為進一步探究試樣的斷裂機制，利用SEM電鏡觀察失效試樣斷口，如圖6、圖7所示，可見基層碳鋼拉伸試樣為杯錐狀斷口，試樣由彈性變形到塑性變形，產(chǎn)生頸縮直到最終斷裂。杯錐狀斷口上觀察到分層斷裂現(xiàn)象，主要原因是管件控軋冶金過程的偏析形成帶狀組織和織構，導致管件壁厚方向上力學性能差異，出現(xiàn)沿軋制面的分層破壞。大量韌窩是塑性斷裂的典型特征，夾雜物或第二相粒子分布是韌窩的主要來源，一般認為韌窩越大越深，說明材料的塑性韌性越好。堆焊層試樣斷口同樣觀察到頸縮現(xiàn)象和大量的等軸韌窩，且韌窩相較基層碳鋼更多且深，說明堆焊層金屬具有更優(yōu)良的塑性，與表5中試驗結果一致。

2.2.2 沖擊試驗

試驗按照標準ASTM A370-17執(zhí)行，沖擊試樣取自復合管基層，選取尺寸55 mm×10 mm×10 mm的3組平行試樣，試樣中間加工2 mm深V型缺口，缺口夾角為45°，試驗溫度為-50 ℃。由基層碳鋼-50 ℃條件下沖擊試驗結果（見表6）可以看出，試樣滿足設計規(guī)范中對管件的低溫韌性要求，說明基層碳鋼經(jīng)過堆焊熱影響后仍具有良好的韌性。通過觀察試樣斷口形貌（見圖8），其存在大量的撕裂棱和較淺的拋物線韌窩，未發(fā)現(xiàn)明顯的脆性斷裂解理面，表明試樣金屬為延性斷裂。

2.2.3 硬度試驗

復合管硬度試驗采用標準ASTM E384-11維氏硬度方法（HV5），測試位置分別為基層母材中心、基層金屬熱影響區(qū)、堆焊層金屬，在各試驗位置隨機選取10個試驗點。其中，基層碳鋼中心位置的平均硬度值為198 HV5，熱影響區(qū)處平均硬度值為207 HV5，堆焊層金屬平均硬度值為221.5 HV5，基層熱影響區(qū)的硬度顯著高于基層母材中心硬度，這是由于臨近焊縫的碳鋼金屬經(jīng)過堆焊熱影響，其晶間組織改變和晶粒尺寸變大導致硬度值升高。

2.2.4 彎曲試驗

彎曲試驗采用標準ASTM Ⅸ側彎方式對復合管進行測試，試樣厚度10 mm，彎心直徑40 mm，彎曲角度180°。試驗結果表明，三組側彎試樣經(jīng)過180°彎曲后，試樣表面未觀察到開口缺陷，復合管彎曲試驗合格。

2.3 堆焊層金屬耐腐蝕性能

油氣輸送用復合管耐腐蝕性能研究主要是晶間腐蝕與點蝕，其中晶間腐蝕研究主要是貧鉻理論，晶間處形成的Cr23C6使晶界出現(xiàn)嚴重的貧鉻區(qū)，晶界附近形成的貧Cr區(qū)的Cr含量低于金屬發(fā)生鈍化的需求而導致腐蝕。點蝕現(xiàn)象主要原因是金屬表面鈍化膜破裂，金屬表層鈍化膜耐蝕能力取決于金屬化學成分與微觀組織。為了檢測復合管堆焊層金屬的耐晶間腐蝕、點蝕及耐硫化物應力腐蝕性能，分別進行了G28 A、G48 A、 A262 E法以及硫化物應力腐蝕（Sulfide Stress Corrosion，SSC）試驗，結果表明堆焊耐蝕層金屬耐蝕性能滿足工程設計需求。

2.3.1 晶間腐蝕測試

復合管耐晶間腐蝕能力測試分別采用ASTM G28 A、A262 E兩種方法。G28 A法實驗溶液為標準配制的50%硫酸+硫酸鐵溶液，試樣尺寸為30 mm×20 mm×2 mm，通過砂紙打磨至1200#后丙酮清理，實驗溫度為沸點，實驗周期120 h。堆焊金屬晶間腐蝕實驗結果如表7所示，三組試樣腐蝕速率分別0.469 6 mm/a、0.376 5 mm/a、0.412 1 mm/a，平均腐蝕速率為0.4194 mm/a，滿足設計規(guī)范中腐蝕速率小于0.9 mm/a的要求。試樣宏觀形貌如圖9所示。

ASTM A262 E試驗溶液為700 mL蒸餾水中溶解100g試劑級硫酸銅和100 mL化學純級硫酸，并用蒸餾水稀釋到1 000 mL后加入銅粉。試樣尺寸75 mm×20 mm×2 mm，使用砂紙逐級打磨至1200#后用丙酮清理，試驗溫度為沸點，試驗周期24 h。試驗結束按標準清洗試樣后進行180°彎曲，并觀察彎曲試樣受拉表面形貌。彎曲前堆焊金屬晶間腐蝕后的宏觀形貌如圖10所示，試樣表面未觀察到可見缺陷，將試樣進行180°彎曲后進行觀察，仍未發(fā)現(xiàn)裂紋等開口缺陷。綜合兩種實驗結果可知，堆焊層金屬具有良好的耐晶間腐蝕能力，滿足設計規(guī)范要求。

2.3.2 點蝕測試

試驗采用ASTM G48 A法對復合管耐點蝕性能進行測試，試驗溶液為6%FeCl3溶液，實驗溫度30 ℃，試驗周期72 h，試樣尺寸為50 mm×25 mm×2 mm，使用砂紙逐級打磨至1500#后拋光。腐蝕試樣表面未觀察到明顯的點蝕坑，如圖11所示，三組試樣平均腐蝕速率為0.20 g/m2，其腐蝕速率滿足設計規(guī)范中小于4 g/m2的要求，表明堆焊層金屬具有良好的抗點蝕能力，如表8所示。

2.3.3 SSC硫化物應力腐蝕實驗

采用四點彎曲加載方法探究堆焊金屬耐硫化物應力腐蝕的性能，試驗執(zhí)行標準為NACE TM0177-2016，試驗溶液為5%的NaCl和0.5%冰乙酸的A型溶液，試樣尺寸為127 mm×25 mm×2 mm，使用砂紙打磨至1000#后用丙酮清洗。將試樣安裝于專用夾具，按90% 屈服強度加載后放入高溫高壓反應釜中，純N2除氧2 h后通入H2S氣體，濃度為2 520×10-6，試驗溫度120 ℃，試驗周期720 h。圖12為高溫反應釜中取出試樣的宏觀形貌，觀察到試樣表面形成一層腐蝕膜，比較均勻，無破損現(xiàn)象。清洗后試樣的受拉面肉眼未觀察到可見裂紋及其他缺陷。為進一步觀察試樣的腐蝕情況，將試樣放置于10倍顯微鏡下進行觀察，試樣的受拉表面仍未能觀察到裂紋及其他缺陷。試驗結果表明，堆焊層金屬具有良好的抗硫化物應力腐蝕性能。

3 結論及展望

自動熱絲堆焊工藝焊接效率相較于傳統(tǒng)堆焊顯著提升，由正交實驗方法確定的堆焊參數(shù)精確穩(wěn)定，耐蝕層焊縫成形均勻。通過XRD實驗表明堆焊層金屬為γ-Ni面心立方奧氏體結構;拉伸、彎曲、沖擊及硬度實驗結果表明，復合管的強度、塑性及韌性均滿足設計規(guī)范需求;ASTM G28 A、G48 A、A262 E及SSC實驗結果表明，堆焊金屬具有良好的耐蝕性能。文中研發(fā)的堆焊復合管具有良好的承壓能力及耐腐蝕性能，極大改善以往復合管制造與服役過程中遇見的問題，為油氣輸送復合管的生產(chǎn)提供了技術支持，確保復合管運行平穩(wěn)安全。目前，采用該工藝堆焊成型的825復合管已在國外某油氣田工程中成功使用。

隨著油氣資源開發(fā)力度的加大，復合管的應用需求將不斷增加。為進一步提升熱絲TIG焊復合管的生產(chǎn)效率，后續(xù)工作中將繼續(xù)探索同步多絲堆焊工藝，即由單絲改為雙絲或三絲，研究多絲工藝的穩(wěn)定性。同時進一步加大填充焊材種類的研發(fā)，以確保堆焊復合管與服役工況的契合度，提高其服役安全性與經(jīng)濟性。

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