李循跡,李 巖,周理志,常澤亮,袁 靜,白文濤

(1. 中國石油塔里木油田, 庫爾勒 841000; 2. 中國石油塔里木油田 油氣工程研究院，庫爾勒841000;

3. 中國石油塔里木油田 勘探開發(fā)研究院，庫爾勒 841000)

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316L鋼內(nèi)襯復(fù)合管焊接接頭的耐點蝕性能

李循跡1,李 巖2,周理志2,常澤亮2,袁 靜2,白文濤3

(1. 中國石油塔里木油田, 庫爾勒 841000; 2. 中國石油塔里木油田 油氣工程研究院，庫爾勒841000;

3. 中國石油塔里木油田 勘探開發(fā)研究院，庫爾勒 841000)

摘要：采用FeCl3溶液點蝕試驗和點蝕電位測量，結(jié)合化學(xué)成分、顯微組織分析，腐蝕形貌觀察和失重試驗，對采用三種工藝焊接的316L鋼內(nèi)襯復(fù)合管焊接接頭的焊縫和熱影響區(qū)的耐點蝕性能進行了研究。結(jié)果表明：用三種焊接工藝焊接的接頭耐點蝕性能依次為：端部堆焊+625合金焊絲+鎢極氬氣保護焊工藝>端部封焊+625合金焊絲+鎢極氬氣保護焊工藝>端部封焊+藥芯焊絲對焊工藝；采用端部堆焊+625合金焊絲+鎢極氬氣保護焊接工藝焊接的焊縫及熱影響區(qū)耐點蝕性能最好。

關(guān)鍵詞：點蝕；焊縫；熱影響區(qū)；極化曲線

316L內(nèi)襯鋼復(fù)合管兼有碳鋼的耐壓性和不銹鋼的耐蝕性以及相對不銹鋼價格低廉的特點，其突出的性價比和耐蝕性能，使其在石油與天然氣工業(yè)廣泛應(yīng)用[1]。但雙金屬復(fù)合管的焊接涉及異種鋼的焊接，焊接過程中固有的局部加熱、冷卻熱循環(huán)作用會導(dǎo)致基層與覆層界面處出現(xiàn)不同程度的合金元素擴散以及碳元素遷移[2]，造成焊接接頭區(qū)域的組織和性能發(fā)生變化，長期處于腐蝕介質(zhì)環(huán)境中，焊接接頭往往最先發(fā)生腐蝕。因此，選擇合適的焊接工藝，提高焊接接頭的耐蝕性能對雙金屬復(fù)合管的安全使用至關(guān)重要。

塔里木油田雙金屬復(fù)合管前期焊接所采用的焊接工藝為端部封焊+藥芯焊絲對焊，該工藝焊接的復(fù)合管經(jīng)長期使用后發(fā)現(xiàn)焊接接頭的耐蝕性能下降。為提高焊縫和熱影響區(qū)的耐點蝕性能，自克深8區(qū)塊建設(shè)開始采用兩種新的焊接工藝，即端部封焊+625合金焊絲+鎢極氬氣保護焊和端部堆焊+625合金焊絲+鎢極氬氣保護焊。本工作通過FeCl3溶液點蝕試驗和點蝕電位測量，結(jié)合化學(xué)成分、顯微組織分析以及腐蝕形貌觀察和失重試驗，對采用三種焊接工藝焊接的316L鋼焊縫和熱影響區(qū)的耐點蝕性能進行了對比研究,以期為其他油田內(nèi)襯316L鋼復(fù)合管優(yōu)選焊接工藝提供借鑒。

1試驗

1.1試驗材料

選取塔里木油田現(xiàn)場使用的三種不同材料、尺寸及焊接工藝的316L鋼內(nèi)襯環(huán)焊縫部分作為試驗材料。

(1) 管線材料L415Q+316L，尺寸φ508 mm×(14.2+3) mm，采用的焊接工藝為管端封焊，并用藥芯焊絲完成封焊、根焊、過渡焊，用碳鋼焊條完成填充、蓋面焊的焊接工藝(以下簡稱A工藝)；

(2) 管線材料L245N+316L，尺寸φ114 mm×(8+2) mm，采用的焊接工藝為管端封焊，并用625合金完成封焊、根焊、過渡、填充、蓋面全程焊，且采取氬氣保護的焊接工藝(以下簡稱B工藝)；

(3) 管線材料L415Q+316L，尺寸φ508 mm×(14.2+2.5) mm，采用的焊接工藝為管端堆焊，并用625合金完成封焊、根焊、過渡、填充、蓋面全程焊，且采取氬氣保護的焊接工藝(以下簡稱C工藝)。

1.2點蝕試驗

1.2.1 FeCl3溶液點蝕試驗

將三種焊接工藝狀態(tài)的316L鋼內(nèi)襯環(huán)焊縫部分加工成30 mm×15 mm×3 mm的試樣，并用砂紙打磨、清洗、吹干。用純鹽酸(分析純)和蒸餾水配制成0.05 mol/L的鹽酸溶液，把分析純?nèi)然F(FeCl3·6H2O) 100 g溶于900 mL 0.05 mol/L鹽酸溶液中，配制成FeCl3溶液，作為試驗溶液。將聚氯乙烯試驗支架放入盛有FeCl3溶液的燒杯中，在恒溫水浴槽中加熱至50 ℃并保溫，最后把試樣放到支架上，連續(xù)浸泡24 h。試驗結(jié)束后取出試件，用硝酸浸泡20 min清除腐蝕產(chǎn)物，洗凈、干燥后，分別對點蝕試驗前試樣、試驗后去除腐蝕產(chǎn)物試樣進行稱量，并在光學(xué)顯微鏡下進行最大點蝕深度測量。每種焊接工藝狀態(tài)的試樣做3個平行試驗。

1.2.2 點蝕電位測量

將三種焊接工藝狀態(tài)的316L鋼內(nèi)襯環(huán)焊縫部分加工成面積為1 cm2的試樣，即尺寸10 mm×10 mm，對試驗面進行打磨、清洗、吹干。在非試驗面上錫焊一根導(dǎo)線，并將非試驗面和導(dǎo)線用環(huán)氧樹脂封裝。試驗前,將試樣放于50 ℃、體積分?jǐn)?shù)30%的硝酸中浸泡1 h進行鈍化處理，以防止縫隙腐蝕。試驗采用標(biāo)準(zhǔn)的三電極體系：參比電極為飽和甘汞電極，輔助電極為石墨電極，工作電極為試樣。試驗溶液為質(zhì)量分?jǐn)?shù)3.5% NaCl溶液，將溶液注入玻璃電解槽中，并將玻璃電解槽放入恒溫水浴槽中，溶液加熱至50 ℃并保溫。試驗前向溶液中通入純氮氣(99.99%)2 h以去除氧氣，試驗過程中也連續(xù)通氮氣，氮氣流量按每升試驗溶液約0.5 L/min控制。把試驗面完全浸于溶液中，放置約10 min后，從自然電位開始，以電位掃描速率20 mV/min進行陽極極化，測得陽極極化曲線。試驗結(jié)束后以陽極極化曲線上對應(yīng)電流密度為10 μA/cm2或100 μA/cm2的電位中最正的電位值來表示焊縫和熱影響區(qū)的點蝕電位。

1.3化學(xué)成分分析和微觀組織檢測

選取上述三種焊接工藝狀態(tài)的316L焊縫和熱影響區(qū)試片，通過光學(xué)顯微鏡、掃描電子顯微鏡及電子能譜等分析技術(shù)，研究不同焊縫和熱影響區(qū)元素含量的差異，以及不同焊接工藝對焊縫和熱影響區(qū)顯微組織的影響。

2結(jié)果與討論

2.1FeCl3溶液點蝕試驗結(jié)果分析

靜態(tài)點蝕試驗用失重法評定，即用單位面積、單位時間的質(zhì)量損失表示金屬受腐蝕的程度[3]。三種焊接工藝狀態(tài)下的試樣去除腐蝕產(chǎn)物后的宏觀形貌如圖1所示，平均腐蝕速率數(shù)據(jù)見表1。

硝酸清洗后試樣表面宏觀形貌如圖2所示，硝酸清洗前后試樣質(zhì)量幾乎不發(fā)生變化?？梢娪孟跛崆宄g產(chǎn)物的過程對試樣影響很小，可以忽略不計。從試樣去除腐蝕產(chǎn)物后的宏觀形貌可以看出，三種焊接工藝狀態(tài)下的試樣表面均發(fā)生了不同程度的點蝕，采用A工藝焊接的試樣發(fā)生點蝕的部位均集中在焊縫處，1號試樣腐蝕較輕，2號試樣腐蝕最嚴(yán)重，點蝕已經(jīng)穿透焊縫使之發(fā)生斷裂，3號試樣腐蝕程度介于1號與2號之間，局部點蝕已穿透焊縫，有發(fā)生斷裂的趨勢；采用B工藝焊接的試樣發(fā)生點蝕的部位主要集中在熱影響區(qū)與316L基體，用625焊絲焊接的焊縫處并未發(fā)生腐蝕；采用C工藝焊接的試樣表面有輕微點蝕發(fā)生，1號、2號試樣點蝕主要發(fā)生在焊縫處，3號試樣發(fā)生點蝕的位置無規(guī)律。

(a)　A工藝 (b)　B工藝 (c)　C工藝圖1　三種工藝焊接試樣去除腐蝕產(chǎn)物后的宏觀形貌Fig. 1　Macro morphology of the specimen surface welded in processes A, B and C (a-c) after removal of corrosion products

g·m-2·h-1

(a)　A工藝 (b)　B工藝 (c)　C工藝圖2　三種工藝焊接試樣酸洗后表面的宏觀形貌Fig. 2　Macro morphology of the specimen surface welded in processes A, B and C (a-c) after pickling

FeCl3腐蝕失重試驗數(shù)據(jù)表明，三種工藝的試樣腐蝕質(zhì)量損失依次為：C工藝>A工藝>B工藝。 這是因為B工藝采用625鎳基合金進行焊接，焊縫625鎳基合金的耐蝕性比基體的好，造成基體被選擇性腐蝕，因此發(fā)生點蝕的部位主要集中在熱影響區(qū)與316L基體，這也是采用B焊接工藝的試樣腐蝕質(zhì)量損失最大的原因。但是從去除腐蝕產(chǎn)物后的宏觀形貌來看，三種試樣耐點蝕性能依次為：C工藝>B工藝>A工藝。兩種分析結(jié)果均表明，采用端部堆焊+625合金焊絲+鎢極氬氣保護焊工藝的焊接接頭耐蝕性最好。

2.2動電位掃描結(jié)果分析

三種焊接工藝試樣的動電位掃描極化曲線及點蝕電位數(shù)據(jù)見圖3。

(a)　A工藝 　(b)　B工藝 (c)　C工藝圖3　三種工藝焊接試樣的陽極極化曲線Fig. 3　The anodic polarization curves for samples welded in processes A, B and C (a-c)

由于A工藝采用藥芯焊絲焊接，焊接過程中沒有氬氣保護，表面附有一層疏松不均勻的氧化物，造成電極表面不均勻，從而極易促進點蝕坑的形成和發(fā)展，因而采用A工藝的焊接接頭點蝕電位最低，耐蝕性能最差。

通過以上三種試樣的陽極極化曲線可以看出，三種工藝試樣的耐點蝕性能依次為：C工藝>B工藝>A工藝，該結(jié)果與FeCl3點腐蝕試驗結(jié)果一致，進一步證明采用端部堆焊+625合金焊絲+鎢極氬氣保護焊工藝的焊接接頭的耐點蝕性最好。

2.3焊接接頭顯微組織分析

三種焊接工藝焊接接頭的顯微組織如圖4所示。從圖中可以看出，焊縫處的顯微組織主要由奧氏體和條狀鐵素體兩相構(gòu)成，其中灰白色枝晶為奧氏體組織，晶粒尺寸均勻，黑灰色的鐵素體以非連續(xù)網(wǎng)狀分布在奧氏體枝晶間。組織中存在數(shù)量較多的鐵素體，這是由于316L中存在較多的鐵素體形成元素鉻、鎳。熱影響區(qū)的顯微組織仍為奧氏體和少量鐵素體，鐵素體數(shù)量減少是由于熱影響區(qū)的熱循環(huán)時間短，奧氏體向鐵素體的轉(zhuǎn)變相對焊縫區(qū)域更為緩慢，同時鐵素體在冷卻過程中又部分轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體，所以生成量不多[6]。熱影響區(qū)內(nèi)的奧氏體晶粒與基體相比已變得粗大，說明熱影響區(qū)的耐蝕性變差。焊接接頭基體未受到熱影響的顯微組織均為單一的固溶態(tài)奧氏體。

三種焊接工藝試樣的焊縫、熱影響區(qū)及基體元素含量見表3，通過對比可以看出，隨著焊接工藝的改進，焊接接頭處的鉬、鉻、鎳元素含量均有所增加，從理論上講，焊接接頭的耐蝕性能也有了一定程度的提高。

3結(jié)論

(1) 三種焊接工藝焊接接頭的耐點蝕性能依次為：端部堆焊+625合金焊絲+鎢極氬氣保護焊工藝>端部封焊+625合金焊絲+鎢極氬氣保護焊工藝>端部封焊+藥芯焊絲對焊工藝。

(2) 三種焊接工藝對應(yīng)各區(qū)域的顯微組織相同:焊縫處顯微組織主要由奧氏體和條狀鐵素體兩相構(gòu)成，基體顯微組織均為單一的固溶態(tài)奧氏體，熱影響區(qū)內(nèi)的奧氏體晶粒與基體相比已變得粗大，必將對材料的耐蝕性能造成一定影響。

(a)　焊縫(A工藝) (b)　熱影響區(qū)(A工藝)

(c)　基體(A工藝) (d)　焊縫(B工藝)

(e)　熱影響區(qū)(B工藝)　　 (f)　基體(B工藝)

(g)　焊縫(C工藝) (h)　熱影響區(qū)(C工藝)

(i)　基體(C工藝)圖4　三種焊接工藝試樣的焊縫、熱影響區(qū)、基體的顯微組織Fig. 4　Microstructure of welding seam (a, d, g), heat affected zone (b, e, h) and matrix (c, f, i) of samples welded in three processes

%

(3) 隨著焊接工藝的改進，焊縫處的鉬、鉻、鎳元素含量均有所增加，焊縫的耐點蝕性能有所提高。

參考文獻：

[1]許愛華，院振剛，楊光，等. 雙金屬復(fù)合管的施工焊接技術(shù)[J]. 天然氣與石油，2010，28(6)：22-28.

[2]朱麗霞，何小東，仝珂，等. L360QB/316L復(fù)合管電弧焊環(huán)焊縫接頭組織性能研究[J]. 熱加工工藝，2013，42(5)：188-190.

[3]GB/T 17897-1999不銹鋼三氯化鐵點腐蝕試驗方法[S].

[4]孫倩，李永華，張罡，等. 304/Q235內(nèi)襯式復(fù)合管焊接接頭耐點蝕性研究[J]. 熱加工工藝，2013，42(5)：213-215.

[5]曹楚南. 腐蝕電化學(xué)原理[M]. 北京：化學(xué)工業(yè)出版社，1983:286-303.

[6]GB/T 17899-1999不銹鋼點蝕電位測量方法[S].

Pitting Corrosion Resistance of Welded Joints of 316L Lined Composite Pipe

LI Xun-ji1, LI Yan2, ZHOU Li-zhi2, CHANG Ze-liang2, YUAN Jing2, BAI Wen-tao3

(1. Tarim Oilfield Company of Petro China, Korla 841000, China;2. Oil and Gas Engineering Research Institute, Tarim Oilfield Company of Petro China, Korla 841000, China;3. Petroleum Exploration and Development Research Institute, Tarim Oilfield Company of Petro China, Korla 841000, China)

Abstract：Pitting corrosion tests in FeCl3 solution and pitting potential measurements, chemical composition analysis, microstructure analysis, corrosion morphology observation and weight loss testing were used to study the pitting corrosion resistance of welding seams and heat affected zones in the welded joints of 316L lined composite pipes using three kinds of welding process. The results show that the order of pitting corrosion resistance of the joints welded in three kinds of welding was: end welding+625 alloy welding wire+tungsten argon shielded arc welding process> end sealing+625 alloy welding wire+tungsten argon shielded arc welding process> end sealing+flux cored wire welding process. The pitting corrosion resistance of welding seam and heat affected zone using end welding+625 alloy welding wire+tungsten argon shielded arc welding process was the best.

Key words：pitting corrosion; welding seam; heat affected zone; polarization curve

中圖分類號：TG172

文獻標(biāo)志碼：A

文章編號：1005-748X(2016)02-0151-05

通信作者：李 巖(1986),工程師,從事油田腐蝕與防護工作,18299808875,liyan4195@163.com

收稿日期：2015-01-27

DOI:10.11973/fsyfh-201602014