L245NCS/316L復合輸氣管道的焊接技術

周培山 楊 笠

L245NCS/316L復合輸氣管道的焊接技術

周培山1楊 笠2

1. 西南石油大學南充校區 2. 四川建筑職業技術學院

雙金屬復合管因其結構的特殊性及對力學性能和耐腐蝕性能的雙重要求，使得其現場焊接施工遭遇諸多困難。為了保證高酸性氣田開發集輸過程中所用L245NCS/316L雙金屬復合管的焊接質量，針對其對接焊，采用了鎢極氬弧焊打底、手工電弧焊填充蓋面的方式，通過反復試驗，優選了TGFA-309L（直徑為2.2 mm）、ATS-F316L（直徑為2.0 mm）、TGS-309MoL（直徑為2.4 mm）和CHE427（直徑為3.2 mm）為焊接材料，確定了焊接工藝參數，對焊接接頭進行了X射線探傷、力學性能試驗、微觀組織分析及晶間腐蝕傾向測試、失重腐蝕性能測試和抗Cl－應力腐蝕性能測試，對抗Cl－應力腐蝕試樣腐蝕產物進行了XRD和SEM分析。結果表明：①焊接接頭X射線探傷檢測結果為Ⅱ級；②焊接接頭各項力學性能指標均合格；③焊縫區微觀組織主體為針狀鐵素體+粒狀奧氏體+珠光體；④抗晶間腐蝕傾向測試與抗Cl－應力腐蝕性能測試均未見裂紋，失重腐蝕測試氣相和液相平均腐蝕速率分別為0.022 3 mm/a和0.068 1 mm/a；⑤Cl－應力腐蝕試樣XRD、SEM分析結果顯示腐蝕產物膜的主要成分為FeS，是四方晶系晶體，呈堆砌狀態，易穿透基體金屬表面腐蝕產物膜，對基體金屬會產生進一步的腐蝕。焊接接頭各項性能指標表明，所擬定的焊接工藝方案對L245NCS/316L雙金屬復合管對接焊是可行的。

輸氣管道 雙金屬復合管 L245NCS/316L 管對接 焊接工藝 X射線探傷 XRD分析 SEM分析

雙金屬復合管是由兩種不同金屬（基層和覆層）采用各種加工技術緊密結合而成，又稱雙層管或包覆管[1]，其常用加工方法有冷加工成型法、熱加工成型法、離心成型法和電磁脈沖成型法等[2-4]。近年來，以碳鋼管為基層、以耐腐蝕不銹鋼合金材料為防腐覆蓋層的雙金屬復合管，因其具有優良的耐蝕性和力學性能，在油氣田開發中的使用量逐步增大[5-8]。

雙金屬復合管因其結構的特殊性及對力學性能和耐腐蝕性能的雙重要求，使得其現場焊接施工具有諸多困難[9]。雙金屬復合管焊接施工不能像普通管道那樣進行，焊接工藝很大程度上制約了其大規模的應用。在施工過程中發現，雙金屬復合鋼管焊接易出現焊接缺陷，如跑邊、無法焊透、易出現裂紋和焊后易被腐蝕等[10-13]，進而影響其使用。國內外現有雙金屬復合管相關標準30余項[14]，但仍在抗HIC和SSCC性能評價等方面存在缺失[15-16]。隨著高酸性氣田的不斷開發，為了滿足高酸性氣田集輸用鋼管的特殊要求，新型雙金屬復合管得到廣泛應用，要求相應的焊接技術也應適應其發展[17]。筆者對輸氣管道用L245NCS/316L機械型復合管進行了焊接技術研究，對L245NCS/316L復合管在高酸性氣田開發集輸過程中的應用具有重要意義。

1 試驗

1.1 試驗材料及焊接方法

試驗用復合鋼管L245NCS（150 mm×10 mm）熱軋輸氣鋼管內襯316L冷軋不銹鋼管復合而成，其化學成分及力學性能見表1、2。焊接試件下件采用機械切割，保證管端面與管軸線垂直，切割后采用刮刀修整管口，嚴禁采用氣割等高溫切割工具切割雙金屬復合管。

試驗采用鎢極氬弧焊進行封焊、根焊和過渡層焊，采用手工電弧焊進行填充和蓋面，通過多次工藝性試驗，封焊、根焊和過渡層焊分別優選天泰公司生產的不銹鋼焊絲TGFA-309L（直徑為2.2 mm）、ATS-F316L（直徑為2.0 mm）和TGS-309MoL（直徑為2.4 mm），填充和蓋面層采用大西洋公司生產的焊條CHE427（直徑為3.2 mm），焊材化學成分見表1。

表1 L245NCS/316L復合管及焊材化學組分表

表2 L245NCS/316L復合管力學性能表

1.2 坡口加工及試驗要求

焊接坡口應嚴格按照規定尺寸和形式，采用機加工方法進行加工，如使用等離子切割，須用機加工方法去除切割熱影響，嚴禁采用火焰切割。接頭及坡口形式如圖1所示，對口間隙為2.0～3.0 mm，坡口角度為55°～65°。

圖1 坡口示意圖

采用手工組對方式，將試件水平固定在焊接工作臺上，采用上向焊。焊接過程中，環境相對濕度為58%～61%，封焊、根焊和過渡層焊的環境風速小于2 m/s，填充層和蓋面層焊的環境風速小于5 m/ s，要求錯邊：覆層不大于0.5 mm、基層不大于1.6 mm，余高不大于2.0 mm，局部不超過2.5 mm且長度不大于50 mm，焊縫層數為5～6層，蓋面焊縫寬度比坡口每側增加0.5～2.0 mm。

1.3 焊接工藝參數

焊前清理坡口兩側50 mm內可能影響焊接接頭質量的油污和雜質，清理工具用動力角向砂輪機或鋼絲刷；層間溫度均控制在150 ℃以下，當層間溫度超標時，應讓其自然冷卻至規定值；焊接過程應先對基襯間隙進行封焊，后進行打底焊，根焊層不得高于復合管封焊；背面保護氣體在施焊前10 min通入，且鋼管內部氧含量小于200 mg/m3，當多層焊不引起襯層氧化時方能去除保護裝置。焊接工藝參數見表3。

表3 焊接工藝參數表

2 X射線探傷及力學性能檢測

2.1 外觀檢測及X射線探傷

依據SY/T 4109—2005標準，對焊接接頭進行了外觀檢測和X射線探傷，焊縫余高為1.6～2.0 mm，焊縫寬度為20.0～22.0 mm，錯邊量小于0.4 mm，背面余高為0.5～1.0 mm，無表面氣孔、裂紋、咬邊和表面夾渣等缺陷。X射線探傷檢測結果為Ⅱ級，檢測結果合格（圖2）。

圖2 X射線探傷圖

2.2 力學性能檢測

依據石油天然氣行業標準SY/T 4103—2006，對焊接接頭進行了拉伸、彎曲、刻槽錘斷及低溫沖擊韌性測試。試驗結果表明：焊接接頭屈服強度為370 MPa，抗拉強度為500 MPa，距焊縫表面熔合線316L側33 mm，L245NCS側43 mm處拉斷；彎曲試驗采用180°彎曲角度，面彎和背彎試驗結果均合格；低溫沖擊試驗采用“V”形試樣，試樣尺寸為5 mm×10 mm×55 mm，試驗溫度為-20 ℃，焊縫處平均沖擊功值為33.3 J，熔合線處平均沖擊功值為83 J，未見斷口缺陷；刻槽錘斷試驗檢測結果合格。

依據標準ISO 15156-2 2003對焊接接頭進行了顯微硬度檢測，實驗設備采用HVS-1000數顯顯微硬度計，加載力為1 000 g，載荷保持時間為10 s，測點位置如圖3所示。

圖3 硬度試驗測點位置示意圖

測試結果如圖4所示，焊縫的硬度值比母材稍高，過渡層硬度值略高于封焊層硬度值。這是由于過渡層焊所用焊絲為ATS-309MoL，鉬的存在會促進σ相和碳化物等脆性相的形成，使其硬度高于封焊層；近蓋面層硬度較高，結合微觀組織分析結果，近蓋面層逐漸產生粒狀貝氏體組織，故硬度較高。

3 微觀組織分析

圖4 硬度試驗測試結果圖

試驗依據GB/T 13298—1991、GB/T 13299—1991對焊接試件進行微觀組織分析（圖5）。焊縫：打底層為焊縫邊緣向晶內生長的枝晶奧氏體中心部位漸變為粒狀，填充層底部和封焊層變化不大，中部為鐵素體＋珠光體，鐵素體呈細絲狀分布，至上層蓋面層時為胞狀晶，先共析鐵素體呈小塊狀沿原奧氏體晶界分布，晶內為針狀鐵素體＋珠光體＋粒狀貝氏體。熱影響區：基層近焊縫為細小的等軸珠光體＋鐵素體，晶粒度逐漸增大，趨于帶狀分布，至母材覆層近焊縫由枝晶迅速過渡到母材奧氏體晶。母材：覆層為7級左右奧氏體＋少量趨帶狀分布的鐵素體，基層為5級帶狀分布的珠光體＋鐵素體，鐵素體晶粒度8級。

圖5 焊接接頭微觀組織圖

4 抗腐蝕性能測試

4.1 晶間腐蝕傾向測試

4.1.1 實驗溶液及裝置

將100 mL符合GB/T 665（化學試劑硫酸銅）的分析純硫酸銅（CuSO4·5H2O）溶解于700 mL去離子水中，再加入100 mL符合GB/T 625（化學試劑硫酸）的優級純硫酸，用去離子水稀釋至1 000 mL，配成H2SO4—CuSO4溶液。試驗采用容量為1 L的帶回流冷凝器的磨口錐形瓶及加熱裝置。

4.1.2 實驗步驟及結果

每組按標準尺寸加工2個平行試樣，經打磨、清洗和除油后，將其置于底部鋪有一層銅屑的錐形瓶中。倒入溶液，保持試樣間不接觸。將錐形瓶置于加熱裝置上并通以冷凝水，加熱溶液并保持微沸，實驗持續24 h。試驗結束后，讓其自然冷卻。取出試樣，用蒸餾水及酒精清洗后，用直徑為5 mm的壓頭分別將試樣沿焊縫彎曲180°（內壁焊縫位于外側），并在放大鏡及顯微鏡下進行觀察及拍照。

采用內覆或襯里耐蝕合金復合管規范（SY/T 6623—2005）中的晶間腐蝕試驗標準對IGC-1、IGC-2、IGC-3、IGC-4、IGC-5和IGC-6這6組焊接接頭晶間腐蝕試樣進行耐晶間腐蝕性能檢測，結果如圖6所示。檢測結果顯示：試件彎曲處（焊縫）完好，均未見裂紋。

4.2 失重腐蝕性能測試

4.2.1 試驗參數

失重腐蝕試驗依據GB 10124—1998進行。溶液介質Cl－含量為59 g/L，氣體介質CO2摩爾分數為0.35%，試驗壓力為15 MPa，試驗溫度為60 ℃，試驗周期為120 h。

圖6 晶間腐蝕試樣試驗后的外觀圖

4.2.2 試驗過程及結果

每組加工6個掛片試樣，經打磨、清洗和除油后，測量并記錄試樣尺寸和質量。試驗時向靜態高溫、高壓釜中倒入腐蝕介質。每組將3個平行試樣置于液面以上，3個平行試樣置于液面以下，分別進行液相和氣相試驗。然后將高溫、高壓釜密封，通N2除氧4 h后，通入純度為99.9%的CO2至0.05 MPa。達到壓力后開始緩慢升溫至試驗溫度60 ℃，試驗時間為120 h。

試驗結束待釜體冷卻至室溫后，緩慢勻速降壓，在15～30 min內降至常壓。取出試樣，經酒精清洗后，用除膜液去膜，再經清洗干燥后進行稱重。根據試樣前后的質量變化及表面積，分別計算出試樣在液相和氣相中的腐蝕速率。

試驗取CR-1、CR-2、CR-3、CR-4、CR-5和CR-6這6組試樣，其焊接接頭失重腐蝕試樣在液相中的平均腐蝕速率分別為0.046 6 mm/a、0.063 5 mm/a、0.062 3 mm/a、0.066 7 mm/a、0.068 1 mm/a和0.038 4 mm/a；在氣相中的平均腐蝕速率分別為0.025 2 mm/a、0.027 8 mm/a、0.022 7 mm/a、0.028 6 mm/a、0.022 9 mm/a和0.019 4 mm/a。試驗結果表明：氣相平均腐蝕速率為0.022 4 mm/a，液相平均腐蝕速率為0.068 3 mm/a。

4.3 抗Cl－應力腐蝕性能測試

依據標準GB/T 10126—2002采用“U”形環法進行測試，試驗試樣在Cl－濃度為59 g/L的水溶液、試驗溫度為60 ℃、試驗總壓力為15 MPa和CO2壓力為0.05 MPa的試驗環境中，經720 h后，試件均完好，無裂紋產生。試驗對抗Cl－應力腐蝕試樣腐蝕產物進行了XRD分析及SEM觀察分析（圖7、8）。

圖7 腐蝕產物的XRD分析圖

圖8 焊接接頭的SEM分析圖

從2個抗Cl－應力腐蝕試樣腐蝕產物的XRD分析結果可以得出，抗Cl－應力腐蝕試樣腐蝕產物膜的主要成分為FeS，屬于四方晶系晶體。四方晶系FeS晶體，晶格點陣不完整，陽離子擴散速率高，易穿透基體金屬表面腐蝕產物膜，對基體金屬產生腐蝕，所以該腐蝕產物膜對基體金屬的保護作用很弱。

從圖8可以看到，表面出現均勻分布的腐蝕產物，產物表面有凹坑；圖8-b為圖8-a的局部放大圖，圖8-b中腐蝕產物凹凸不平，分布不均勻；從圖8-c中看到腐蝕產物膜中出現了四方晶體，并且呈現堆砌狀態；從圖8-d中看到局部區域呈現較小空洞，并有繼續擴大的趨勢。

這表明試驗得到的腐蝕產物膜易碎且易脫落，同時有裂紋和微孔的地方最先遭受腐蝕，腐蝕產物膜主要為四方晶系FeS，其與低合金鋼基體構成一個活性微電池，對鋼基體有繼續進行腐蝕的作用。

5 結束語

上述各項試驗數據充分說明，試驗在嚴格按照焊接技術要求進行下，試樣各項指標合格，所選擇的焊接工藝參數合理。試驗適用于氣質條件為：總壓力不大于15 MPa、CO2摩爾分數不大于0.35%，Cl－含量為60 g/L的工作環境下。

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（修改回稿日期 2016-09-07 編 輯 何 明）

Welding technology for L245NCS/316L bimetal gas line pipes

Zhou Peishan1, Yang Li2
(1. Nanchong Campus of Southwest Petroleum University, Nanchong, Sichuan 637000, China; 2. Sichuan College of Architectural Technology, Deyang, Sichuan 610213, China)

Bimetal pipes are structurally special with dual requirements on mechanical property and corrosion resistance, so their field welding is faced with multiple difficulties. For guaranteeing the welding quality of L245NCS/316L bimetal pipes which is used for the development, gathering and transportation of high sour gas, its butt welding is carried out by performing tungsten argon-arc welding for scratch coat and manual arc welding for screen. Based on trial and error, TGFA-309L (?2.2 mm), ATS-F316L (?2.0 mm), TGS-309MoL (?2.4 mm) and CHE427 (?3.2 mm) were selected as welding materials, and welding parameters were determined. Then, the welding joints were tested by means of X-ray flaw detection, mechanical performance test, microstructure analysis, intercrystalline corrosion tendency test, weight-loss corrosion performance test and Cl-resistant stress corrosion performance test, and the corrosion product of Cl-resistant stress corrosion specimen was analyzed by using XRD and SEM. The X-ray flaw detection result shows that the welding joints are of level II; that mechanical performance indicators of welding joints are all qualified; that the microstructure of weld zone is mainly acicular ferrite, granular austenite and pearlite; that no cracking is observed on the specimens of intercrystalline corrosion tendency test and Cl-resistant stress corrosion test. The average corrosion rate of gas phase and liquid phase in weight-loss corrosion test is 0.022 3 mm/ a and 0.068 1 mm/a, respectively; and that the XRD and SEM test results of Cl-resistant stress corrosion specimen indicate that the main component of corrosion product film is FeS, which is the crystal of tetragonal system in the pattern of stacking and which can penetrate easily the corrosion product film on the surface of base metal to corrode the base metal. All performance indicators of the welding joints indicate that the proposed welding scheme is feasible for the butt welding of L245NB/316L bimetal pipe.

Gas pipeline; Bimetal pipe; L245NCS/316L; Butt joint; Welding process; X-ray flaw detection; XRD analysis; SEM analysis

10.3787/j.issn.1000-0976.2016.11.013

周培山等.L245NCS/316L復合輸氣管道的焊接技術.天然氣工業，2016, 36(11): 96-101.

NATUR. GAS IND. VOLUME 36, ISSUE 11, pp.96-101, 11/25/2016. (ISSN 1000-0976; In Chinese)

西南石油大學自然科學基金項目“微合金管線鋼焊接接頭抗H2S應力腐蝕性能研究”（編號：2012XJZ039）；南充市科技支撐項目“酸性介質條件下微合金管線鋼焊接工藝研究”（編號：NC2015C045）。

周培山，1984年生，焊接工程師，講師，碩士；主要從事焊接技術與工程方面的教學與研究工作。地址：（637000）四川省南充市西南石油大學。電話：（0817）2642345。ORCID: 0000-0001-7652-4108。E-mail: swpulm@163.com