爆炸焊接復合鋼板制復合管耐腐蝕性能研究

薛小軍

(四川驚雷科技股份有限公司，四川宜賓 644623)

0 引言

目前，油氣輸送管道服役的腐蝕環境越來越惡劣，H2S,CO2,C1-強腐蝕介質含量越來越高，管道腐蝕問題嚴重[1-2]。如土庫曼斯坦南約洛坦氣田，H2S含量為4.5%，CO2含量為6.2%，Cl-含量為126 592 mg/l，屬于高含硫氣田。因此，越來越多的耐蝕材料應用在輸送管道上，與單一耐蝕材料管道相比，使用雙金屬復合管既保證了油氣管道的安全運行，又節約了耐蝕合金，降低了成本，是解決酸性油氣田腐蝕問題的有效途徑之一。

雙金屬復合管分為內覆(冶金復合管)和襯里(機械復合管)兩大類[3-5]。內覆復合管的基層和內覆層兩種材料之間達到原子間冶金結合，具有很高的結合強度。內覆材料為不銹鋼及鎳基合金的復合管的實測剪切強度為350 MPa以上，遠大于內覆層材料的屈服強度。因此，內覆復合管不僅具有良好的冷、熱成型性能，還能保證在管道的服役過程中內覆層不發生分層、坍陷等失效情況。以爆炸焊接復合板為原材料，采用折彎成型(JCO成型)工藝生產制造的直縫焊接復合管已成功應用在土庫曼斯坦南約洛坦氣田的天然氣匯氣管上。為了探索該復合管在酸性油氣田介質中的耐腐蝕性能，對試制的825內覆復合管進行晶間腐蝕、點腐蝕和應力腐蝕等方面的腐蝕性能研究。

1 試驗材料和方法

1.1 試驗材料

試驗材料取自試制的雙金屬冶金復合管，覆層材料為825合金，基層材料為管線鋼L415QS(X60)。覆層材料和基層材料通過爆炸法制造成復合鋼板，再將復合鋼板通過JCO成型和焊接制造成冶金復合焊管。

表1 825合金化學成分

覆層材料為825合金，是一種常見的鎳基合金，主要元素為Ni-Fe-Cr-Mo-Ti，其化學成分見表1，力學性能見表2，化學成分和力學性能滿足ASME SB 424—2017標準要求。825合金的熱處理狀態為固溶退火(1140 ℃水冷)，顯微組織為單一奧氏體組織，伴有孿晶，無析出相，具有良好的耐蝕性能。

基層材料為L415QS(X60)，是一種酸性服役環境下使用的管線鋼材料，其化學成分見表3，力學性能見表4。

表2 825合金力學性能

表3 L415QS(X60)化學成分

此次試制復合管的內徑?610 mm，壁厚t=(3.5+20) mm，長度為12 m。基層鋼板和覆層鋼板驗收合格后，對待結合面進行表面處理，使鋼板表面露出金屬光澤，并具有一定的粗糙度。爆炸焊接采用平行式，以鋼板中心作為炸藥引爆點。爆炸焊接后，應進行消應力熱處理和校平，并進行UT檢測、理化檢測等。UT檢測結果表明，除引爆點外，復合管達到100%冶金結合。鎳基合金825表面酸洗鈍化后，在成型機上進行JCO成型，成型后進行縱縫焊接。先焊接基層焊縫，再焊接內覆層焊縫，內覆層焊縫采用自動氬弧焊進行焊接，焊接材料為ERNiCrMo-3，其化學成分見表5。縱縫焊接完成后，對焊縫進行無損檢測；合格后，對復合管進行消應力熱處理;隨后，對復合管進行校圓矯直、水壓試驗等[6]。從原材料到復合管，管體825合金經歷了兩次消應力熱處理，焊縫經歷了一次熱處理，熱處理工藝均為600 ℃/1 h空冷。

表5 焊縫ERNiCrMo-3化學成分

1.2 試驗方法

復合管生產制造完成后，在復合管成品端部取樣，對管體和焊縫進行晶間腐蝕、點腐蝕、應力腐蝕等耐腐蝕試驗，與原材料供貨狀態下耐腐蝕性能進行對比，全面評價該復合鋼管的耐腐蝕性能。

首先，在焊縫位置和相對焊縫180°位置的管體分別取樣坯，樣坯在壓力機上展平。展平后，取腐蝕試樣，晶間腐蝕和點腐蝕試驗的試樣尺寸為20 mm×30 mm，應力腐蝕試驗的試樣尺寸為30 mm×130 mm。焊縫居中并垂直于試樣的縱軸，焊縫腐蝕試驗的試樣包括了焊縫、熱影響區和鄰近的母材。

晶間腐蝕試驗選擇了ASTM G28 方法A和ASTM A262方法C兩種方法。試驗前，對管體試樣進行了敏化處理，敏化制度為650 ℃，2 h。焊縫試樣不做敏化處理。ASTM G28方法A是將試樣放置在沸騰的硫酸鐵-50%硫酸溶液中浸泡120 h，然后根據試驗后損失的質量計算腐蝕速率。ASTM A262方法C是將試樣放置在沸騰的65%的硝酸溶液中浸泡48 h，取出稱重，完成一個周期的試驗；重新配制65%硝酸溶液，進行下一周期的腐蝕試驗。如此反復，共進行5個周期試驗，分別計算各個周期的腐蝕速率和5個周期平均腐蝕速率。

點腐蝕試驗選擇了ASTM G48方法A，試樣在6%三氯化鐵溶液中恒溫72 h，通過恒溫水浴鍋將試驗溶液的溫度恒定在22±1 ℃。試驗后，檢查試樣表面狀況，并計算腐蝕速率。

應力腐蝕試驗選擇了NACE TM0177方法B，試樣加載方法按ASTM G39中的四點彎曲法進行，試樣及工裝如圖1所示。試樣加載應力等于材料實際屈服強度(Rp0.2=382 MPa)，根據加載應力計算出彎曲撓度。試樣加載到相應的彎曲撓度后，放置在高壓釜中。試驗溶液采用模擬工況介質的自配溶液，主要成分見表6。密封高壓釜，加熱至設計溫度120 ℃，通入H2S和CO2氣體，CO2氣體分壓0.84 MPa，H2S氣體分壓0.61 MPa，補充N2至試驗總壓13.5 MPa。

圖1 應力腐蝕加載方式及工裝

表6 NACE TM0177方法B試驗溶液主要成分

金相試樣經研磨拋光后，在草酸-鹽酸混合溶液中電解侵蝕，在蔡司光學顯微鏡上觀察顯微組織。

2 試驗結果

2.1 腐蝕試驗結果

表7示出ASTM G28方法A硫酸-硫酸鐵法腐蝕試驗數據。825原材料、復合管母材和焊縫的平均腐蝕率分別為0.180,0.235,0.735 mm/a。表8示出ASTM A262方法C硝酸法的腐蝕試驗數據，原材料、復合管母材和焊縫的5個周期平均腐蝕率均為0.09,0.08,0.465 mm/a。

表7 ASTM G28方法A腐蝕試驗結果

表8 ASTM A262方法C腐蝕試驗結果

表9示出ASTM G48方法A的腐蝕試驗數據，原材料、復合管母材和焊縫腐蝕率為0.108,0.396,1.188 g/m2，所有試樣表面在放大10倍的情況下，均無點蝕現象。表10示出應力腐蝕的試驗結果，在Cl-,H2S和CO2同時存在的高溫介質中，復合管焊縫和母材沒有發生應力腐蝕裂紋的傾向。

表9 ASTM G48方法A腐蝕試驗結果

表10 復合管焊縫應力腐蝕試驗結果

2.2 顯微組織分析結果

圖2～4示出管體(母材)825合金、焊縫ERNiCrMo-3及焊接熱影響區的顯微組織。

圖2 管體825合金顯微組織

圖3 焊接熱影響區顯微組織

可以看出，覆材母材為單一奧氏體組織，可見有孿晶亞結構的等軸晶，晶粒度為6～5級，未發現碳化物等不利于耐蝕性能的析出相。覆材焊縫也是單一奧氏體，形態有別于母材，為焊縫特有的柱狀晶。覆材焊縫熱影響區為單一奧氏體組織，晶粒尺寸比母材大，為在焊接過程中受熱導致熱影響區晶粒長大所致。

圖4 焊縫ERNiCrMo-3顯微組織

3 分析與討論

由于復合管兼具基材的力學性能和覆材的耐腐蝕性能，因此，復合管成品的性能檢測包括力學性能和腐蝕性能兩方面。根據API 5LD標準要求，對復合管進行了管體和焊縫的剪切強度、拉伸性能、彎曲性能、沖擊性能、落錘性能、硬度等試驗，具有良好的力學性能，不在此處贅述。下面就復合管全面腐蝕性能和制造過程對腐蝕性能影響兩方面進行討論。

3.1 復合管腐蝕性能評價

對于鎳基合金，為檢驗加工后的耐蝕性能，通常需要進行晶間腐蝕試驗。檢測含鉻的鎳基合金在氧化性介質中的晶間腐蝕敏感性，最常用的方法是硫酸鐵-50%硫酸法，當缺乏充分經驗確定檢驗方法時，可優先采用。硫酸鐵-50%硫酸法檢驗晶間腐蝕敏感性，比銅-硫酸銅-16%硫酸法稍嚴，比硝酸法更寬松。

硫酸鐵-50%硫酸法(ASTM G28 方法A)得到的試驗結果，通常以腐蝕速率≤0.5 mm/a作為合格指標。表7中825合金的原材料及復合管母材的試驗結果均符合這一指標，而復合管焊縫的試驗結果不符合這一指標。這是由于焊縫的化學成分不同于母材，焊縫采用ERNiCrMo-3焊接材料，化學成分類似于625合金，Ni含量在60%以上，在大多數介質中的耐蝕性能優于825合金。但在硫酸介質中，625合金的耐蝕性能反而低于825合金。這就合理解釋了腐蝕結果中出現的焊縫ENiCrMo-3的腐蝕速率高于母材825合金的反常現象。在工程實踐中，將ERNiCrMo-3焊縫的硫酸鐵-50%硫酸法腐蝕試驗的合格指標確定為≤1.0 mm/a，復合管焊縫的腐蝕速率滿足這一要求。

根據SPECIAL METALS公司資料介紹，硫酸濃度<50%的耐蝕性能相對順序：Incoloy alloy 825/Inconel alloy 686/Inconel alloy G-3>Inconel alloy 622>Inconel alloy 625>Inconel alloy C-276>Inconel alloy 25-6Mo;硫酸濃度大于50%的耐蝕性能相對順序：Inconel alloy 686>Inconel alloy C-276>Inconel alloy 622>Incoloy alloy 825>Inconel alloy 625>Inconel alloy G-3>Inconel alloy 25-6Mo。

硝酸法(ASTM A262 方法C)得到的結果，通常以5個周期的平均腐蝕速率≤0.72 mm/a作為合格指標，表8中825合金的原材料及復合管母材和焊縫的試驗結果也均符合這一指標。和硫酸鐵-50%硫酸法相似，焊縫的腐蝕速率明顯大于母材。

在點蝕評定中，失重法應用最廣，以腐蝕失重(g/m2)作為評定的主要指標。然而，單純采用失重法，不能全面反映材料的耐點蝕性能，還要對點蝕深度、點蝕數量等進行評價。在制造過程中，對點蝕性能的檢測，主要是驗證制造過程對材料耐蝕性能的影響，因此要求腐蝕速率≤4 g/m2作為合格指標，并不允許任何點蝕跡象。825合金的臨界點蝕溫度為30 ℃，因此點蝕試驗溫度選擇在22 ℃也是合理的。表9中825合金的原材料及復合管母材和焊縫的試驗腐蝕速率遠低于4 g/m2，試樣所有表面沒有點蝕跡象。

通常在某種特定的腐蝕介質中，材料在不受應力時腐蝕甚微，而受到一定的拉伸應力時(可遠低于材料的屈服強度)，經過一段時間后，即使是延展性很好的金屬也會發生脆性斷裂，斷裂事先沒有明顯的征兆，但會造成災難性的后果[7]。在H2S,C1-含量高的酸性油氣田工況介質中，發生了大量的硫化氫應力腐蝕事故[8]。為防止該類腐蝕開裂的發生，在復合管制造完成后，對焊縫及母材進行模擬工況的應力腐蝕試驗。試驗介質、溫度、壓力等參數(詳細參數見1.2節)均模擬實際工況，加載應力達到了母材的實際屈服強度，遠大于復合管運行過程中可能存在的應力。表10的試驗結果表明，在該工況條件下，加載應力達到材料屈服強度的情況下，該復合管的管體和焊縫沒有應力腐蝕開裂傾向。

因此，該工藝生產的復合管，無論是管體還是焊縫，均具有良好的耐晶間腐蝕、點腐蝕性能，耐應力腐蝕性能滿足高含硫氣田工況介質的要求。

3.2 制造過程對復合管腐蝕性能影響

爆炸復合前的825合金，熱處理狀態為固熔處理，顯微組織為單一奧氏體，無碳化物等析出相，在組織上保證了原始狀態的耐蝕性能。在后續的加工過程中，對材料進行了兩次消應力熱處理，熱處理溫度為600 ℃，未進入材料的敏化區間，沒有破壞原始狀態的耐蝕性能。復合管管體和焊縫的顯微組織中沒有析出相，如圖2～4所示。復合管的腐蝕試驗結果表明，復合管母材腐蝕速率和原材料相當，加工制造沒有明顯降低內覆層材料825合金的耐蝕性能。爆炸焊接過程中，沖擊波作用到覆板上，使覆板向基板加速運動，并撞擊基板，在碰撞作用下，界面兩側金屬發生塑性變形的過程中，沖擊動能轉換成熱能，使界面附近的薄層金屬溫度升高并熔化，同時在高溫高壓作用下這一薄層內的金屬原子相互擴散，形成金屬鍵，實現冶金結合[9]。雖然界面局部溫度達到了金屬熔化溫度(約1 500 ℃)，由于只有很薄的一層，傳遞給覆板和基板的能力有限，爆炸焊接后，覆板的溫度不超過100 ℃。因此，爆炸焊接界面的熱影響區很小，對于遠離界面的覆板和基板，保留了原始狀態的組織。但由于爆炸焊接過程中產生的塑性變形，特別是中薄板的爆炸焊接產生了大量的塑性變形，導致界面兩側產生不同程度的加工硬化。在復合管JCO成型過程中，也產生了加工硬化。爆炸焊接和JCO成型后，通過熱處理來消除加工硬化，降低復合管的硬度。熱處理溫度均不超過620 ℃，減少覆板材料在敏化區間停留時間，避免析出有害相[10]。

4 結論

(1)采用爆炸焊接+JCO成型方式生產的復合管均具良好的抗晶間腐蝕、點腐蝕、應力腐蝕性能，腐蝕試驗結果不僅滿足ASTM A262方法C、ASTM G28方法A、ASTM G48方法A等常規腐蝕試驗要求，也滿足模擬酸性氣田環境(Cl-，H2S和CO2同時存在的高溫介質)下的應力腐蝕試驗要求。

(2)復合管內覆層材料的晶間腐蝕和點腐蝕試驗的腐蝕速率和原材料相當，說明了復合管制造沒有降低材料的耐蝕性能。

(3)內覆層焊接材料選用了耐蝕性能高一級的ERNiCrMo-3，焊接方法采用小熱輸入量的氬弧焊，焊縫的所有腐蝕試驗結果滿足工程要求。