不同管徑B10銅鎳合金管材焊縫耐沖刷腐蝕性能研究

王昊　陳小紅　周洪雷

摘要：銅鎳合金具有優(yōu)良的耐海水腐蝕性能，是理想的海洋管道用合金材料。然而，銅鎳合金管材焊接留下的焊縫易發(fā)生較為嚴(yán)重的腐蝕，導(dǎo)致焊接處破裂失效。以兩種不同口徑B10銅鎳合金管材作為研究對(duì)象，采用鎢極氬?。?tungsten inert gas welding，TIG）焊方法分別焊接相同口徑管材。對(duì)焊接件進(jìn)行模擬海水沖刷腐蝕試驗(yàn)，探究不同管徑B10銅鎳合金管材焊縫在腐蝕環(huán)境中的耐沖刷腐蝕行為差異。結(jié)果表明，小口徑管材焊縫腐蝕電位最負(fù)為-0.336 V，腐蝕電流為8.886x10-5 A，且在2ld時(shí)極化電阻值為3042.67 Ω/cm2，在腐蝕環(huán)境中呈現(xiàn)較好的電化學(xué)性能。經(jīng)過一個(gè)周期的腐蝕試驗(yàn)后，小口徑管材焊縫抗拉強(qiáng)度為282.8 MPa，腐蝕速率為0.69 μm/d，具有較強(qiáng)的耐沖刷腐蝕性能。

關(guān)鍵詞：沖刷腐蝕；銅鎳合金管；焊縫；鎢極氬弧焊；耐蝕性

中圖分類號(hào)：TG 172 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

B10銅鎳合金是一種耐海水沖刷腐蝕及力學(xué)性能優(yōu)異的海洋管道用材料。由于服役環(huán)境及功能需要，管材通常會(huì)通過焊接方式進(jìn)行連接。在實(shí)際服役過程中，銅鎳合金管材焊接留下的焊縫時(shí)常成為腐蝕優(yōu)先開始位置。孫吉星等[1]對(duì)服役期間多次發(fā)生腐蝕穿孔現(xiàn)象的海上油田海水管線進(jìn)行研究發(fā)現(xiàn)，在湍急的水流沖刷條件下焊縫區(qū)無法形成良好的保護(hù)膜，從而導(dǎo)致管材被腐蝕破壞；劉元福[2]對(duì)失效的海上油田用儲(chǔ)油管道進(jìn)行了試驗(yàn)分析認(rèn)為，由于管材內(nèi)壁不平整的焊縫導(dǎo)致水流速度突變，使焊接接頭腐蝕劇烈。因此，銅鎳合金管材焊接接頭的存在大大增加了管材腐蝕失效的風(fēng)險(xiǎn)。

鎢極氬?。?tungsten inert gas welding，TIG）焊是一種在保持氬氣通路環(huán)境的情況下先清理坡口，然后使用擦弧法引弧，待根部鈍邊熔化之后形成熔池，再使用焊絲進(jìn)行焊接的方法[3]。有研究者[4]對(duì)TIG焊后銅鎳合金焊接接頭處進(jìn)行了射線掃描，發(fā)現(xiàn)通過這種焊接方法焊接的管材，其焊縫處沒有明顯的缺陷；李錦釗[5]對(duì)TIG焊后銅鎳合金焊接處進(jìn)行了測(cè)試，發(fā)現(xiàn)使用此種焊接方法使銅鎳合金焊縫組織在高壓環(huán)境下具有良好的穩(wěn)定性?？紤]到車間加T環(huán)境、銅鎳合金的焊接性等因素，以及對(duì)材料服役環(huán)境的考量及性能要求，TIG焊為銅鎳合金較為理想的焊接方式。

本文選取了兩種不同口徑的B10銅鎳合金管材，使用雙面TIG焊的方式對(duì)同種口徑管材分別進(jìn)行焊接，對(duì)焊接處焊縫組織進(jìn)行模擬海水沖刷腐蝕試驗(yàn)，探究不同管徑B10銅鎳合金焊縫組織腐蝕行為差異及力學(xué)性能變化規(guī)律。

1 試驗(yàn)材料與方法

本試驗(yàn)使用的銅鎳合金管材為兩種不同管徑的國產(chǎn)B10白銅管，管材成分及管材內(nèi)徑如表1所示。

將兩種銅鎳合金管切割數(shù)段，將一部分母材加熱熔化后作為焊絲，使用雙面TIG焊方式對(duì)相同口徑的管材分別進(jìn)行焊接，焊接參數(shù)如表2所示。兩種口徑管材焊接前后焊接處宏觀形貌如圖1和圖2所示。

對(duì)管材焊接處進(jìn)行切割后使用單輥軋機(jī)進(jìn)行軋平處理。使用中走絲線切割機(jī)將焊接處切割為10 mmxlo mm正方形試樣，控制焊接區(qū)域位于正方形試樣居中位置。經(jīng)120、800、1500、2 000、3 000、5 000、7 000目砂紙依次打磨后使用金剛石研磨膏對(duì)樣品表面進(jìn)行拋光處理。將拋光后的試樣烘干后置于干燥且干凈的樣品袋中待用。部分材料使用中走絲線切割機(jī)切割為52 mm長拉伸試樣后稍作打磨。拉伸試樣尺寸參數(shù)如圖3所示。每一組試驗(yàn)準(zhǔn)備3份拉伸試樣。

將上述處理完成的試樣固定于沖刷腐蝕試驗(yàn)機(jī)內(nèi)卡口中，保持控制缸體內(nèi)水溫恒定為25℃。缸內(nèi)腐蝕介質(zhì)為模擬海水，其成分如表3所示?？刂圃嚇颖砻婺M海水沖刷速率為3 m/s。將試樣按試驗(yàn)計(jì)劃沖刷腐蝕不同時(shí)間后取出，然后使用電化學(xué)工作站通過電化學(xué)測(cè)試及電化學(xué)阻抗譜（electro -chemical impedance spectroscopy，EIS）測(cè)試分析管材焊縫隨沖刷腐蝕電化學(xué)性能變化趨勢(shì)；通過偏光金相顯微鏡及掃描電子顯微鏡（ scannmg electronmlcroscope，SEM）觀察在沖刷腐蝕環(huán)境中焊縫組織微觀形貌變化規(guī)律及表面腐蝕產(chǎn)物形貌；通過力學(xué)拉伸試驗(yàn)探究不同口徑管材焊縫組織力學(xué)性能差異。

2 結(jié)果與分析

2.1 焊后組織形貌及性能分析

圖4為大口徑B10銅鎳合金管材通過TIG焊后焊縫區(qū)、母材區(qū)及熱影響區(qū)微觀形貌。焊縫區(qū)為典型的枝晶狀Cc固溶體，這是由于焊接時(shí)的快速冷卻導(dǎo)致的不平衡結(jié)晶所致[6]。母材區(qū)為典型的銅鎳合金均勻化退火態(tài)孿晶形貌，其晶粒大小不一，同時(shí)存在直條狀的退火孿晶。熱影響區(qū)的退火孿晶晶粒比母材區(qū)的大，發(fā)生了異常長大的現(xiàn)象。有研究者[7]對(duì)這種現(xiàn)象進(jìn)行了解釋，認(rèn)為這與焊接時(shí)產(chǎn)生的熱量的散失方向有關(guān)。

對(duì)TIG焊后大口徑B10銅鎳合金管材焊縫組織進(jìn)行維氏硬度測(cè)試，結(jié)果如圖5所示。熱影響區(qū)的維氏硬度達(dá)到98以上，而焊縫區(qū)及母材區(qū)的維氏硬度均小于94。

2.2 腐蝕速率分析

圖6為管材焊縫組織在沖刷腐蝕環(huán)境中腐蝕速率隨沖刷腐蝕時(shí)間變化趨勢(shì)。樣品在腐蝕初期（0--14 d），腐蝕速率隨沖刷腐蝕時(shí)間的延長逐漸增大。沖刷腐蝕14 d時(shí)，大、小口徑管材焊縫腐蝕速率分別為1.92μm／d和1.11 μm/d，兩種口徑管材焊縫的腐蝕速率同時(shí)達(dá)到最高點(diǎn)；在腐蝕中期（14--21 d），腐蝕速率呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。隨著腐蝕試驗(yàn)的繼續(xù)進(jìn)行，樣品腐蝕速率的變化趨于平緩。沖刷腐蝕45 d時(shí)，小口徑管材樣品腐蝕速率為0.69 μm/d，而大口徑管材樣品為1.12 μm/d。小口徑管材焊縫組織在沖刷腐蝕環(huán)境中能更長時(shí)間保持較好的抗沖刷腐蝕性能。

2.3 電化學(xué)腐蝕測(cè)試分析

圖7和圖8分別為兩種口徑管材焊縫沖刷腐蝕試驗(yàn)的極化曲線及腐蝕電流變化規(guī)律。沖刷腐蝕試驗(yàn)中焊縫組織電化學(xué)性能變化可分為3個(gè)階段。在腐蝕初期（0—14 d）腐蝕電勢(shì)先向負(fù)電勢(shì)方向偏移，腐蝕中期（14—21 d）腐蝕電勢(shì)向正電勢(shì)方向移動(dòng)，腐蝕后期（21—45 d）腐蝕電勢(shì)再次負(fù)移。與之對(duì)應(yīng)，腐蝕電流密度也呈現(xiàn)先增大后減小再略微增大的規(guī)律。由表4可知，沖刷腐蝕14 d時(shí)，大口徑管材焊縫腐蝕電勢(shì)為-0.373 V，腐蝕電流為1122x 10-4 A，和小口徑管材焊縫的腐蝕電勢(shì)（-0.361 V）及腐蝕電流（9.923x10 -5 A）相比，其腐蝕電勢(shì)較低且腐蝕電流較大，大口徑管材的焊縫組織區(qū)域易于發(fā)生化學(xué)腐蝕反應(yīng)。

2.4 EIS測(cè)試分析

圖9為兩種不同口徑管材焊縫沖刷腐蝕21 d時(shí)的EIS測(cè)試譜圖。

采用ZSimDemo進(jìn)行擬合后的電路圖如圖10所示。其中：Rs代表電化學(xué)試驗(yàn)中溶液電阻；Rct代表電荷從基體轉(zhuǎn)移到腐蝕介質(zhì)中所存在的電阻；Ri代表存在于合金樣品表面單層腐蝕產(chǎn)物膜的膜層電阻；Qct為耐蝕膜層及管材焊縫基體常相元件總值；Qi為焊縫表面耐蝕膜層常相元件值；w1為耐蝕膜層Warburg阻抗值。2ld時(shí)模擬海水沖刷腐蝕的管材焊縫表面形成單層的膜層結(jié)構(gòu)，這是由于在沖刷腐蝕過程中樣品表面疏松的腐蝕產(chǎn)物易被流動(dòng)的沖刷環(huán)境所破壞脫落，僅留下一層致密的耐蝕氧化膜為基體表面提供保護(hù)。

擬合電路各元器件參數(shù)如表5所示。焊縫樣品表面總電阻Rall為Rct與R1的膜層電阻之和。由表5可知，小口徑管材焊縫表面總電阻為3 042.67 Ω/cm2，大于大口徑管材焊縫表面總電阻（2 955.85Ω/cm2），在發(fā)生腐蝕反應(yīng)時(shí)離子交換阻力大，減緩管材焊縫組織的腐蝕行為。

2.5 微觀形貌分析

圖11和圖12分別為靜態(tài)腐蝕及沖刷腐蝕試驗(yàn)后兩種口徑管材焊縫未處理表面腐蝕產(chǎn)物的微觀形貌。相比于靜態(tài)腐蝕試驗(yàn)，沖刷腐蝕試驗(yàn)后管材焊縫表面的腐蝕產(chǎn)物的密度較小。圖13為去除沖刷腐蝕試驗(yàn)后管材焊縫膜層表面顆粒狀腐蝕產(chǎn)物的微觀形貌，去除方式為去離子水沖洗3s。在經(jīng)過極短的沖洗時(shí)間大部分顆粒狀腐蝕產(chǎn)物已被去除，說明在沖刷腐蝕生成的腐蝕產(chǎn)物難以在管材焊縫表面致密形成，極易在流水環(huán)境中脫落，僅留下致密的內(nèi)層氧化膜。此結(jié)論與EIS擬合電路相符。

對(duì)圖13C、D區(qū)域進(jìn)行能量色散X射線光譜（ energy dispersive X-Ray spectroscopy， EDS）測(cè)試，各元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)如表6所示。小口徑管材焊縫表面耐蝕膜層中Ni質(zhì)量分?jǐn)?shù)為14.26%，Mn質(zhì)量分?jǐn)?shù)為l.Og%，大于大口徑管材焊縫樣品中的；大口徑管材焊縫表面耐腐蝕層中Fe質(zhì)量分?jǐn)?shù)為3.3g%，略大于小口徑管材焊縫中的。XU等[8]提出合金中的Ni易于在腐蝕環(huán)境中被氧化形成氧化膜，膜層的存在能夠減緩腐蝕反應(yīng)的進(jìn)行；劉少峰等[9]和張榮偉等[10]提出，當(dāng)在腐蝕產(chǎn)物膜Mn質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高的情況下，能夠促進(jìn)Ni在耐腐蝕膜中富集，使耐蝕膜的耐蝕性得以提升；Zhu等[11]在試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)銅鎳合金中Fe對(duì)提升合金的耐蝕性能具有積極的影響。不同口徑焊縫表面耐蝕氧化膜內(nèi)部Fe質(zhì)量分?jǐn)?shù)相近的條件下，Ni的富集易于在管材焊縫表面氧化形成較多的Ni0，提升氧化膜的穩(wěn)定性及耐蝕性。

圖14為沖刷腐蝕試驗(yàn)前后兩種口徑管材焊縫通過偏光金相顯微鏡觀察到的微觀金相形貌。由圖14（a）～（b）可知，沖刷腐蝕使焊縫組織內(nèi)部枝晶狀晶粒長大，同時(shí)枝晶結(jié)構(gòu)發(fā)生不規(guī)則排列現(xiàn)象，說明大口徑管材焊縫組織在腐蝕過程中發(fā)生了晶間腐蝕；由圖14（c）～（d）可知，沖刷腐蝕使小口徑管材焊縫產(chǎn)生了孔蝕缺陷?？孜g缺陷及晶間腐蝕的發(fā)生使焊縫組織結(jié)構(gòu)發(fā)生了改變，導(dǎo)致管材焊縫耐蝕性能顯著下降。

2.6 力學(xué)性能變化分析

圖15為兩種口徑管材焊縫腐蝕前后應(yīng)力一應(yīng)變曲線變化趨勢(shì)。隨著沖刷腐蝕的持續(xù)進(jìn)行，樣品的抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度均逐漸減小。結(jié)合圖14中觀察到的孔蝕現(xiàn)象，認(rèn)為這是由于在模擬海水沖刷腐蝕過程中產(chǎn)生的缺陷在拉伸試驗(yàn)過程中優(yōu)先斷裂，導(dǎo)致管材焊縫組織的力學(xué)性能顯著降低。

圖16為沖刷腐蝕試驗(yàn)后兩種口徑管材焊縫斷口微觀形貌。管材焊縫斷口處具有明顯的頸縮現(xiàn)象，韌窩呈現(xiàn)出大密度網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)，表明管材焊縫試驗(yàn)過程中發(fā)生了塑性斷裂，且具有較好的韌性。

與大口徑管材焊縫相比，小口徑管材焊縫斷裂形成的斷口具有深度更深、密度更大的韌窩，這意味著小口徑管材焊縫經(jīng)沖刷腐蝕試驗(yàn)后依舊保持低塑性、高強(qiáng)度、應(yīng)變小的特點(diǎn)。沖刷腐蝕45 d時(shí)小口徑管材焊縫抗拉強(qiáng)度可達(dá)282.8 MPa，在同種腐蝕環(huán)境下會(huì)具有更優(yōu)異的抗沖蝕性能。

3 結(jié)論

以兩種不同口徑的銅鎳合金管材焊縫為試驗(yàn)對(duì)象，模擬海水腐蝕沖刷試驗(yàn)為試驗(yàn)方法，通過電化學(xué)測(cè)試、腐蝕速率測(cè)試、微觀形貌表征、力學(xué)測(cè)試等，得到以下結(jié)論：

（1）在模擬海水沖刷腐蝕試驗(yàn)過程腐蝕電勢(shì)最負(fù)時(shí)刻，小口徑管材焊縫經(jīng)沖刷腐蝕電勢(shì)為-0.361 V，腐蝕電流為8.886x10-3A，在腐蝕2ld時(shí)擬合測(cè)得小口徑管材焊縫表面總電阻為3 042.67 Ω/cm2，與大口徑管材焊縫組織相比，具有較好的電化學(xué)性能。

（2）經(jīng)一個(gè)模擬海水沖刷腐蝕試驗(yàn)周期，晶間腐蝕及孔蝕現(xiàn)象的產(chǎn)生是導(dǎo)致銅鎳合金焊縫組織區(qū)域腐蝕失效的重要原因。

（3）小口徑管材焊縫組織經(jīng)模擬海水沖刷腐蝕一個(gè)周期抗拉強(qiáng)度為282.8 MPa，腐蝕速率為0.69 μm/d，具有較好的耐沖蝕性。

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