CMT增材X80鋼組織和性能與韌性調(diào)控措施

胡美娟, 田野, 慕進良, 胡旭, 寧杰, 張林杰

(1.中國石油集團工程材料研究院有限公司，石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構安全國家重點實驗室，西安 710077;2.管網(wǎng)集團(新疆)聯(lián)合管道有限責任公司，烏魯木齊 830013; 3.西安交通大學，金屬材料強度國家重點實驗室，西安 710049)

0 前言

油氣管線在長期的服役過程中，由于腐蝕、磨損及意外損傷等原因，不可避免會造成管線的局部減薄、損壞甚至發(fā)生泄漏，如不及時進行維護修復，則影響油氣產(chǎn)品的輸送、供應。X80管線鋼由于良好的強度、塑韌性和焊接性，廣泛應用于國內(nèi)新建設的長輸油氣管道工程中[1-4]。增材制造是作為高性能快速制造技術發(fā)展起來的，但是其作為修復方法也具有顯著的技術優(yōu)勢，可以實現(xiàn)生產(chǎn)過程中最大化的成本節(jié)約。在歐美等發(fā)達國家，高端機械裝備的再制造產(chǎn)值，更是達到了上千億美元[5]。CMT電弧增材修復具有短路過渡、進程精確控制的特點，因此熱輸入小、熔池穩(wěn)定[6-8]。同激光增材相比，CMT電弧增材在熔敷效率和避免淬冷傾向過大等方面優(yōu)勢明顯，更能兼顧增材體的綜合力學性能[9-10]。因此，CMT增材是進行油氣管道在線低熱輸入、高效修復的一種很有潛力的方法。郭洋等人[11]利用等離子弧增材工藝，研究了現(xiàn)場增材修復電站設備轉(zhuǎn)子軸頸的可行性。Kazanas等人[12]研究了CMT增材制造薄壁傾斜件成形中熔池流動與成形之間的關系，闡明了送絲角度、送絲速度和掃描速度對成形有效寬度的影響。

文中采用自主設計的低碳微合金焊絲，利用CMT增材修復工藝，研究了修復層及過渡熱影響區(qū)的組織和性能，為增材修復在油氣管道應用提供技術支持。

1 試驗材料與方法

1.1試驗材料

試驗用基板取自服役后X80管線鋼管，尺寸為100 mm×100 mm×12.4 mm。增材修復用焊絲為φ1.2 mm的EAMW16MND5絲材，化學成分見表1。試驗前對基板進行砂紙打磨，然后用丙酮清洗去除油污后烘干，在烘干后2 h內(nèi)完成增材試驗。

表1 基板和絲材化學成分 (質(zhì)量分數(shù)，%)

1.2試驗方法和設備

采用CMT TPS4000焊機在X80管線鋼表面進行增材熔敷試驗，送絲槍頭與水平方向的夾角為90°，利用氬氣對熔覆區(qū)上表面進行保護，氣體流量為20 L/min，如圖1所示。首先進行單層單道試驗，設計L9(34)正交試驗參數(shù)見表2，研究焊接電流、電弧電壓、送絲速度和掃描速度對焊縫形貌的影響，優(yōu)選出CMT參數(shù)。然后，在搭接率為50%條件下進行多層多道增材試驗。圖2為多層多道增材修復示意圖。在圖2中掃描方向為單道熔覆時熱源運動方向，搭接方向是水平面內(nèi)垂直于掃描路徑的方向，垂直方向垂直于基板平面。

圖1 CMT增材修復試驗設備

表2 CMT增材工藝參數(shù)

圖2 多層多道增材修復示意圖

試驗完成后，對試樣橫截面進行打磨、拋光，采用2%硝酸酒精進行腐蝕，腐蝕時間5～10 s。在MA200尼康光學顯微鏡和SU3500鎢燈絲掃描電鏡下觀察不同區(qū)域的組織特征。在Everone MH-5顯微硬度儀上測試顯微硬度分布，載荷1.96 N，保載時間15 s。沖擊試樣的取樣方法、試樣數(shù)量和尺寸如圖3所示。采用JBW-300沖擊試驗機，分別在室溫和-30 ℃下進行沖擊試驗。拉伸試樣的取樣方法、試樣數(shù)量和尺寸如圖4所示。采用Instron Model 1342液壓伺服材料試驗機，在1 mm/min拉伸速度下完成拉伸試驗。

圖3 沖擊試樣位置及尺寸

圖4 拉伸試樣位置及尺寸

2 結(jié)果討論

2.1增材修復工藝優(yōu)化

圖5為單層單道增材熔敷后的表面、橫截面形貌。對橫截面形貌的4個特征參數(shù)(潤濕角θ、熱影響區(qū)寬度WHAZ、上熔寬Wup和余高Hup)進行分析，確定優(yōu)化的CMT參數(shù)。由圖可知，θ越小，兩道之間搭接的部分越多，有利于減小未熔合缺陷的存在。由于熱影響區(qū)力學性能相對較差，所以WHAZ應盡可能小。在保證前面兩點的情況下，盡可能選擇Wup和Hup較大的參數(shù)，以保證較高的熔敷效率。綜合增材修復后的表面形貌，最終選用3號試樣參數(shù)，即掃描速度為0.24 m/min，送絲速度為5 m/min，焊接電流165 A，電弧電壓15.2 V。

圖5 單層單道增材修復表面、橫截面形貌與簡化示意圖

2.2顯微組織

圖6為增材體橫截面形貌。從圖6中可見，CMT多層多道增材體橫截面未觀察到明顯缺陷存在。圖7為增材體橫截面典型位置的顯微組織。圖7給出了橫截面上a，b，c 3個典型位置顯微組織，分別對應單道熔覆金屬內(nèi)部、相鄰兩道熔敷金屬界面和熱影響區(qū)。其中熱影響區(qū)(HAZ)又分為粗晶區(qū)(CGHAZ)、細晶區(qū)(FGHAZ)和不完全重結(jié)晶區(qū)(ICHAZ)。如圖7b所示，單道熔覆金屬內(nèi)部微觀組織由大量板條貝氏體和少量準多邊形鐵素體組成，增材體中的板條貝氏體之間相互交錯，尤如編織的網(wǎng)籃，推測增材體有較高的強度和硬度[13]。相鄰兩道熔敷金屬界面觀察到大量粒狀貝氏體和少量準多邊形鐵素體，如圖7c所示。界面附近前道熔敷金屬一側(cè)區(qū)域受后道熔覆重新加熱作用，與圖7b顯微組織相比其板條貝氏體的含量減少，粒狀貝氏體的含量增加，準多邊形鐵素體含量增多并且尺寸增大。

圖6 增材體橫截面形貌

圖7d、圖7e和圖7f為CMT多層多道增材體基板熱影響區(qū)的顯微組織，從增材體到基板依次為CGHAZ，F(xiàn)GHAZ和ICHAZ。CGHAZ緊挨著增材體，受高峰值溫度熱循環(huán)影響，該區(qū)晶粒顯著長大，主要以粒狀貝氏體和少量板條貝氏體組成。FGHAZ處在粗晶區(qū)和不完全重結(jié)晶區(qū)之間，該區(qū)域晶粒細小，主要由粒狀貝氏體組成。ICHAZ處在細晶區(qū)與母材區(qū)之間，離熔覆區(qū)較遠、受到的熱影響較小，其微觀組織由針狀鐵素體和珠光體組成，原針狀鐵素體特征明顯，珠光體沿軋制拉長的原奧氏體晶界排列。

圖7 增材體橫截面典型位置示意圖及顯微組織

2.3力學性能

2.3.1顯微硬度

圖8為增材體橫截面顯微硬度測試路徑與結(jié)果。在橫截面上選取了沿水平方向3條線和沿垂直方向的4條線。圖8a中水平方向的3條路徑分別距離基板上表面1 mm，6 mm和11 mm，圖8b中垂直方向的4條路徑覆蓋基板母材、熱影響區(qū)和熔覆區(qū)，相鄰兩條路徑間隔12 mm。

CMT增材體平均硬度約為269 HV，比基板高約44 HV，是基板顯微硬度的119%。從水平方向來看，3條線的硬度波動沒有明顯差異，說明沿搭接方向硬度沒有顯著不均勻現(xiàn)象。從垂直方向來看，基板母材顯微硬度約225 HV，熱影響區(qū)的寬度在1.5～3.0 mm的范圍，熱影響區(qū)顯微硬度在240～300 HV之間，即母材一側(cè)熱影響區(qū)未出現(xiàn)軟化。此外和文獻[14]報道結(jié)果相似，熔覆區(qū)的最上層相對于中間位置硬度有所增大。

圖8 CMT增材體的顯微硬度測試路徑及結(jié)果

2.3.2拉伸性能

圖9中比較了不同方向上增材體的抗拉強度和斷后伸長率。同時還比較了增材體上部、中部、底部力學性能的差異。試驗所用基板是從服役管道上截取，研究表明在工作應力和土壤腐蝕的共同作用下，X80管線鋼抗拉強度會下降到600～700 MPa。文中檢測結(jié)果表明基板抗拉強度約660 MPa，如圖9a中虛線所示。CMT增材體搭接方向平均抗拉強度約685 MPa，掃描方向平均抗拉強度約754 MPa，垂直方向抗拉強度為681 MPa。即抗拉強度從大到小的順序依次為：掃描方向(SD)、搭接方向(LD)、垂直方向(VD)。CMT增材體的平均抗拉強度約714 MPa，相比基板提高約8%。由圖9a中可以看到增材體上部、中部和下部的抗拉強度差異不是非常顯著。

圖9 增材體的拉伸試驗結(jié)果

CMT增材體掃描方向、搭接方向、垂直方向的平均斷后伸長率分別為11.1%，8.9%和9.8%。即斷后伸長率從大到小的順序依次為：掃描方向、垂直方向、搭接方向。CMT增材體不同方向平均斷后伸長率約10.0%?；迥覆臄嗪笊扉L率約15%，即增材體不同方向平均斷后伸長率為基板的66%。

增材體沿不同方向力學性能出現(xiàn)差異的原因，一方面與組織結(jié)構的各向異性有關；另一方面，與不同道次之間界面、不同層次之間界面處由于熔合不良而容易形成微孔洞缺陷有關[14-16]。該研究中沿掃描方向的抗拉強度和斷后伸長率最優(yōu)，另外兩個方向上不同力學性能指標大小順序不同，可能與不同層之間、同一層不同道次間界面附近成形致密度的波動有關，今后將進一步對此進行研究改進。

2.3.3沖擊性能

圖10為增材體和基板母材的夏比沖擊試驗結(jié)果，橫軸是沖擊試樣的不同取樣位置，即試樣長度方向依次為基板x方向、CMT增材搭接方向、CMT增材掃描方向(圖4a方向)。在20 ℃室溫下，基板的夏比沖擊吸收能量為74 J，CMT的平均夏比沖擊吸收能量為55 J，比基板低19 J，為基板的74%。在-30 ℃低溫下，基板的夏比沖擊吸收能量為67 J，CMT的平均夏比沖擊吸收能量為45 J，比基板低22 J，為基板的67%。由圖10a可以看到，不同沖擊方向的沖擊韌性不同。在20 ℃室溫下，試樣長度方向平行于搭接方向時CMT增材體的沖擊吸收能量為45 J、平行于掃描方向時沖擊吸收能量為64 J；在-30 ℃低溫下，試樣長度方向平行于搭接方向時沖擊吸收能量為35 J、平行于掃描方向時沖擊吸收能量為54 J。即試樣長度方向平行于掃描方向時沖擊韌性更大一些。圖10b和圖10c為CMT增材體沖擊試驗后斷口的典型SEM形貌。長度方向平行于掃描方向和搭接方向2種試樣的沖擊斷口形貌相似。室溫斷口都存在大量的韌窩，-30 ℃低溫斷口中都出現(xiàn)有明顯的“河流花樣”。

圖10 CMT增材體的夏比沖擊結(jié)果

高鋼級管線鋼增材體韌性下降增加了發(fā)生爆管等嚴重事故的風險，并可能導致服役中發(fā)生失效。

CMT增材過程中增材體金屬會經(jīng)歷多道次高溫熱循環(huán)。張驍勇等人[17]研究了焊接熱輸入對X80管線鋼接頭韌性的影響，發(fā)現(xiàn)當焊接熱輸入大于35 kJ/cm時焊縫金屬和熱影響區(qū)金屬韌性都急劇下降。徐學利等人[18]研究發(fā)現(xiàn)多次經(jīng)歷高溫熱循環(huán)會導致X80鋼具有明顯脆化傾向，主要原因是生成了富碳的M-A島狀組織。畢宗岳等人[19]發(fā)現(xiàn)X80鋼焊縫金屬多次經(jīng)歷高溫熱循環(huán)(熱循環(huán)峰值溫度在α+γ兩相區(qū)，接近材料熔點)后韌性下降22%。可見，如果能夠減少增材體經(jīng)歷高溫熱循環(huán)的次數(shù)，將有利于抑制增材體金屬的脆化現(xiàn)象。

圖11為CMT增材形貌及抑制CMT增材體脆化程度的原理示意圖。增材體橫截面金相中的魚鱗紋狀形貌(白色輪廓線)是各焊道沉積過程中“固液界面”的大致位置，因此位于魚鱗紋線條附近區(qū)域的金屬將經(jīng)歷峰值溫度略低于金屬熔點的高溫熱循環(huán)，遠離魚鱗紋線條的金屬所經(jīng)歷熱循環(huán)的峰值溫度則較低。圖11中所示A點和B點位于不同魚鱗紋相交點附近，因此將經(jīng)歷多次高溫熱循環(huán)，A點和B點附近的金屬韌性將顯著下降。仔細觀察圖11魚鱗紋狀形貌(白色輪廓線)不難發(fā)現(xiàn)A點附近是3條魚鱗紋線交叉點，因此A點附近金屬經(jīng)歷3次高溫熱循環(huán)；而B點附近只有2條魚鱗紋線交叉，因此B點附近金屬只經(jīng)歷2次高溫熱循環(huán)。由此可以受到啟發(fā)：通過控制焊道輪廓尺寸穩(wěn)定性、控制相鄰2層金屬間焊道寬度輪廓在水平方向的相對偏移量，可以有效調(diào)控多層多道增材體的焊道邊界(魚鱗紋線)的分布特征，從而減少3條魚鱗紋線交于一點的情況，減少增材體中經(jīng)歷3次高溫熱循環(huán)的金屬，從而有可能在一定程度上改善高鋼級管線鋼構件增材修復增材體的韌性。

圖11 CMT增材形貌及抑制CMT增材體脆化程度的原理示意圖

3 結(jié)論

(1)CMT增材體微觀組織由板條貝氏體和少量準多邊形鐵素體組成。熔敷體界面的微觀組織主要由粒狀貝氏體和少量準多邊形鐵素體組成?；w和增材體熱影響區(qū)粗晶區(qū)以粒狀貝氏體和少量板條貝氏體組成。

(2)CMT增材體的平均抗拉強度為714 MPa，比基板高54 MPa。不同方向增材體抗拉強度從大到小的順序依次為：掃描方向、搭接方向、垂直方向。CMT增材體斷后伸長率平均為10.0%，為基板的66%。不同方向增材體斷后伸長率從大到小依次為：掃描方向、垂直方向、搭接方向。

(3)CMT增材體平均硬度為269 HV，比基板高44 HV。CMT多層多道增材后基板熱影響區(qū)沒有出現(xiàn)軟化現(xiàn)象。20 ℃時，CMT增材體的夏比沖擊吸收能量為55 J，比基板低19 J。-30 ℃時， CMT的夏比沖擊吸收能量為45 J，比基板低22 J。掃描方向的沖擊韌性大于搭接方向。

(4)通過控制焊道輪廓尺寸穩(wěn)定性和相鄰2層金屬間焊道輪廓水平方向相對偏移量，可以減少增材體中經(jīng)歷3次高溫熱循環(huán)的金屬，有可能在一定程度上改善增材體金屬韌性。

(5)將冷金屬過渡(CMT)增材修復應用于油氣管道在線修復具有較好的可行性。