天然氣場站用1Cr18Ni9Ti管道全自動橫焊接頭組織與性能*

豐 帆，馬 明，高彥偉，葉陳峣，李立英，韓 彬

（1.中國石油大學（華東）材料科學與工程學院，山東 青島 266580；2.中油（新疆）石油工程有限公司，新疆 克拉瑪依 834000）

0 前 言

隨著國內各油氣田的開發及國家管網建設規模擴大[1-3]，相配套的儲氣庫、天然氣處理站、原油處理站等場站類管道規模倍增。目前場站管道施工中90%采用焊條電弧焊[4]，焊接質量受焊工水平的影響很大，生產效率低，工人勞動強度大。采用場站管道全自動焊，可以有效降低焊接工人勞動強度、降低焊接操作難度、減少人為因素對焊縫質量的影響[5-7]。全自動焊工藝多采用全自動鎢極氬弧焊（tungsten inert gas，TIG）、全自動TIG焊打底+藥芯氣保焊（flux-cored arc welding，FCAW）填蓋工藝。全自動TIG焊適用的管徑范圍為38 ～219 mm，藥芯氣保焊填蓋適用的管徑范圍為168～1 200 mm。目前國內場站的低溫、耐蝕管道常采用不銹鋼，有關場站類管道全自動焊接的相關報道較少，場站管道自動焊技術仍未得到廣泛應用。鄭韶先等[8]采用超細顆粒焊劑約束電弧超窄間隙焊接方法，對厚度為16 mm 的1Cr18Ni9Ti奧氏體不銹鋼板進行超窄間隙水平焊接。同時，鄭韶先等[9]采用手工TIG冷焊+UNGW 的組合焊接工藝對1Cr17/1Cr18Ni9Ti 厚壁異種不銹鋼進行焊接。張鳳英等[10]對比分析了壁厚0.7 mm 的1Cr18Ni9Ti 薄板脈沖激光焊與手工TIG 焊接頭的組織和力學性能。楊斯達[11]等采用手工TIG焊對0.8 mm、1.2 mm 和1.5 mm 三 種不同厚度的1Cr18Ni9Ti 和Cr18Ni9 不銹鋼鋼板進行焊接。目前關于1Cr18Ni9Ti管道的全自動TIG 焊尚未見報道，本研究采用全自動脈沖TIG焊對天然氣場站用1Cr18Ni9Ti管道進行2G橫焊位置焊接。此種焊接方法相比傳統手工焊接效率提高了50%，大大縮短生產周期；焊接質量穩定，焊接一次合格率達99.9%，可以節約人力成本，減少人為差錯，同時較傳統手工焊接方式節省焊接材料25%。通過分析焊接接頭的組織和性能，為全自動脈沖TIG焊在天然氣場站1Cr18Ni9Ti管道的焊接應用提供理論依據。

1 試驗材料與方法

采用1Cr18Ni9Ti 鋼管，規格為Φ60.0 mm×5.0 mm。1Cr18Ni9Ti 是鈦穩定化的奧氏體不銹鋼，Cr元素保證鋼在大氣和不同有機酸及無機酸中，特別是在氧化性介質中具有較好的耐蝕性；Ti能提高耐晶間腐蝕能力。1Cr18Ni9Ti鋼焊接存在的問題包括晶間腐蝕和熱裂紋。焊縫中加入Nb 和Ti 等比Cr 親和力高的元素，可避免晶界貧Cr，避免焊縫和熱影響區晶間腐蝕；加入一定量的鐵素體形成元素，如Ti、Nb、Mo、Si等元素，能促使焊縫形成奧氏體和少量鐵素體的雙相組織，可有效防止熱裂紋的產生和晶間腐蝕。但是1Cr18Ni9Ti中的鐵素體量不宜過多，否則就會促使σ相形成，反而降低抗晶間腐蝕的能力。奧氏體不銹鋼焊接材料的選用原則是使焊縫金屬成分與母材成本基本相同，因此選用的焊材為CHM-308LT，直徑1.0 mm。鋼管和焊材的化學成分見表1，力學性能見表2。

表1 1Cr18Ni9Ti鋼和焊材的化學成分

表2 1Cr18Ni9Ti鋼和焊材的力學性能

焊接坡口和焊接道次如圖1所示，焊接坡口為U 形，采用全自動脈沖鎢極氬弧焊進行焊接，焊接位置為2G 橫焊，焊接過程中鋼管不動，焊槍轉動。保護氣體為100% Ar，氣體流量為30～40 L/min，無預熱和焊后熱處理。焊接機頭為昆山華恒TOA130，電源型號為Iorbital 5000。具體焊接工藝參數見表3。

圖1 焊接坡口及焊接層道數示意圖

表3 1Cr18Ni9Ti鋼全自動脈沖鎢極氬弧焊焊接工藝參數

焊后取焊接接頭的橫截面，采用DM2500M光學顯微鏡（OM）、JSM-7200F 掃描電鏡（SEM）和背散射電子衍射儀（EBSD）對焊接接頭組織進行觀察。采用WDW-300E 萬能試驗機測定焊接接頭拉伸和彎曲性能。彎曲試驗為橫向面彎和橫向背彎。采用HVS-50 維氏硬度計測定接頭的硬度分布，載荷為10 kg，載荷保持時間為15 s。采用JB-500B 擺錘沖擊試驗機測定接頭沖擊韌性。沖擊試樣為非標準試樣，取樣方向垂直于焊縫，尺寸為55 mm×10 mm×2.5 mm（長×寬×厚度），試驗溫度為-20 ℃。按照GB/T 17897—2016《金屬及合金腐蝕-不銹鋼三氯化鐵點腐蝕測試方法》測定接頭的耐點蝕性能。腐蝕液為6%的FeCl3溶液，溫度為22 ℃±1 ℃，時間為72 h。

2 試驗結果及分析

2.1 焊接接頭組織分析

2.1.1 焊接接頭宏觀形貌

1Cr18Ni9Ti鋼全自動脈沖鎢極氬弧焊焊接接頭宏觀形貌如圖2 所示。從圖2 可見，焊接過程先后經歷兩道根焊、兩道填充焊和兩道蓋面焊。接頭宏觀金相無裂紋、無氣孔、未熔合、夾渣等缺陷，符合宏觀形貌檢驗相關標準要求。

圖2 焊接接頭宏觀形貌

2.1.2 母材顯微組織

1Cr18Ni9Ti 鋼的顯微組織如圖3 所示，母材為奧氏體不銹鋼，其顯微組織主要是奧氏體，由于是軋制態，奧氏體為長條狀。

2.1.3 焊縫顯微組織

焊縫的顯微組織如圖4 所示。根焊焊縫（圖4（a））為以奧氏體為基體的均勻細小等軸晶，晶粒內部分布著大量平行或相互纏結的板條狀鐵素體。填充焊縫（圖4（b））為粗大的、方向性很強的柱狀晶組織，晶粒內部同樣為奧氏體基體上分布著相互纏結呈網狀或近似平行的板條狀鐵素體，晶粒的一次晶軸方向大致與熔合線垂直。蓋面焊縫（圖4（c））因焊接線能量不同，晶粒尺寸和晶粒內部奧氏體基體上的鐵素體形態稍有差別。蓋面焊縫呈現明顯的由柱狀晶向等軸晶過渡，由于母材散熱較慢，固液界面前沿液相一側的溫度梯度降得很低，并在熔池剩余液相中形成了成分過冷區。加之液相中存在有一定數量的Ti 和Nb 等合金元素形成的化合物顆粒、雜質微粒以及由熔融金屬的對流帶入到熔池中的少量焊劑微粒等，促進了焊縫中心區域的金屬液以異質形核方式形核結晶。因此，當液相完全凝固后，即形成等軸晶組織。

圖4 焊縫顯微組織形貌（左側為光學顯微鏡照片，右側為掃描電鏡照片）

圖5是焊縫區EBSD分析結果，從圖5可以清晰地看出各個晶粒之間的分布狀態，組織中基本都是大角度晶界，小角度晶界所占比例非常少；位錯主要分布在晶界處，大角度晶界對位錯的釘扎作用比較強，提高了接頭的強度；焊縫以奧氏體為基體，且奧氏體晶粒內部分布有條帶狀鐵素體。鐵素體的存在可以細化奧氏體晶粒，防止熱裂紋的產生。

圖5 焊縫EBSD分析結果

圖6為焊縫區晶界角度分布及晶界取向差圖，焊縫中大于15°的大角度晶界占比67.816%，小角度晶界占比32.184%。其中小角度晶界取向差大多小于5°，大角度晶界取向差多為40° ～ 45°。

圖6 焊縫區晶界角度分布及晶界取向差

2.1.4 HAZ顯微組織

圖7為 HAZ顯微組織形貌，由圖7可見，由于采用TIG 焊，熱輸入較小，HAZ 的寬度較窄，母材的軋制態消失，其組織主要為奧氏體，以及分布在奧氏體晶界的點狀或細線狀的鐵素體。焊縫組織垂直于熔合線向焊縫內部生長。熔合區中的鐵素體呈現斷續狀，這是由于焊接過程中該區域溫度略低于固相線溫度，晶粒中部分鐵素體進一步轉變為奧氏體，使原始組織中的鐵素體條斷裂和扭曲，保留下來的部分呈斷續狀。

圖7 HAZ顯微組織形貌

2.2 焊接接頭性能分析

2.2.1 拉伸性能

焊接接頭拉伸試樣斷后形貌如圖8 所示，拉伸試驗結果見表4。從圖8 可以看出，試樣斷裂位置有3 處位于母材，1 處位于焊縫。焊接接頭的抗拉強度高于GB/T 31032—2014 和GB/T 14976—1994 要求（≥ 520 MPa），且接頭斷裂面未出現未焊透和未熔合缺陷。

圖8 焊接接頭拉伸試樣形貌

表4 焊接接頭拉伸試驗結果

2.2.2 彎曲性能

焊接接頭彎曲試驗結果見表5。彎曲后試樣表面無裂紋和其他缺陷，符合標準GB/T 31032—2014 要求的沿任何方向不得有單條長度大于3 mm 的開口缺陷。這表明接頭具有良好的韌性。

表5 焊接接頭彎曲試驗結果

2.2.3 焊接接頭硬度

圖9為焊接接頭硬度測試位置和硬度分布。可以看出，根焊層的母材（BM）和焊縫（WM）硬度近似，但稍高于熱影響區（HAZ）；填充層的硬度分布是HAZ＞母材＞焊縫；蓋面層的整體硬度最低，硬度分布是母材＞HAZ＞焊縫。其中，焊縫位置的整體硬度趨勢是根焊＞填充＞蓋面。整個接頭的硬度值最高值出現在填充熱影響區，最高值為181.3HV10，蓋面焊縫的硬度值最低。

圖9 焊接接頭硬度測試位置及硬度分布

2.2.4 沖擊性能

焊接接頭沖擊試驗結果見表6。試樣厚度為2.5 mm，參考標準NB/T 47014—2011規定，乘以4倍折合成厚度為10 mm的標準試樣的沖擊功。折合成標準試樣后，焊縫的沖擊功為103.6 J，HAZ的沖擊功為121.2 J，焊縫的沖擊功低于HAZ。1Cr18Ni9Ti奧氏體不銹鋼焊接接頭試樣的沖擊功均符合標準NB/T 47014—2011要求的標準試樣平均值≥ 31 J，單個值≥ 21.7 J，表明焊接接頭-20 ℃具有良好的沖擊韌性。焊縫和HAZ 的沖擊斷口如圖10 所示，宏觀斷口只包括纖維區和剪切唇區，纖維區和剪切唇區的微觀斷口均為大小不一的韌窩，為韌性斷裂。HAZ 斷口剪切唇區韌窩尺寸和深度均比焊縫大而深，韌窩底部存在少量的顆粒狀的第二相粒子。這與表6 試驗結果一致。

圖10 焊接接頭沖擊斷口形貌

表6 焊接接頭沖擊試驗結果

2.2.5 耐點蝕性能

點蝕試樣腐蝕前后的形貌如圖11 所示。點蝕坑主要集中在試樣邊緣附近，少量出現在母材及焊縫周圍。這說明焊縫及熱影響區的耐蝕性性能較好。邊緣附近腐蝕坑較多與邊緣附近較粗糙有關。點蝕腐蝕速率見表7。三個試樣的腐蝕速率分別為5.1674 g/（m2·h）、4.6921 g/（m2·h） 和5.3006 g/（m2·h），腐 蝕 速率較大。這說明1Cr18Ni9Ti 管道接頭不宜在高含氯離子的環境下應用，比如海水中。添加2%～3%的Mo 可以提高1Cr18Ni9Ti 不銹鋼抗氯離子的局部腐蝕能力[12]。

圖11 焊接接頭點蝕試樣形貌

表7 焊接接頭點蝕試驗結果

3 結 論

（1）1Cr18Ni9Ti鋼全自動脈沖鎢極氬弧焊焊接接頭打底焊縫組織主要為等軸晶奧氏體，填充蓋面焊縫組織主要為柱狀晶奧氏體。焊縫中大于15°的大角度晶界占比67.816%，且大角度晶界取向差多為40°～45°。

（2）焊接接頭拉伸、彎曲、沖擊和硬度試驗結果均符合相關標準要求，抗拉強度均高于710 MPa，面彎和背彎均未出現裂紋，焊縫和HAZ 在20 ℃條件下沖擊功高于100 J，硬度低于190HV10。

（3）采用全自動脈沖鎢極氬弧焊對天然氣場站用1Cr18Ni9Ti 管道進行2G 位置橫焊，焊接接頭力學性能滿足生產要求。

（4）通過點蝕試驗，其腐蝕速率較高，說明其不宜在高含氯離子環境下長期使用。