油氣管道用埋弧增材三通的性能研究

陳越峰,高琦,吉玲康,胡美娟,王俊,楊耀彬,田野,陳翠翠

(1.石油管材及裝備材料服役行為與結構安全國家重點實驗室,陜西 西安 710077; 2.中國石油集團 工程材料研究院有限公司,陜西 西安 710077; 3.國家管網集團 西部管道有限責任公司,新疆 烏魯木齊 830013)

引言

中俄東線作為我國一條重要的能源大動脈,是我國四大油氣戰略通道的重要組成部分,對于保障我國能源戰略安全有至關重要的作用。中俄東線的天然氣年輸量為3.8×1010m3,設計壓力為12 MPa。管線北起黑龍江黑河市,南至上海市,途徑東北嚴寒地帶,部分地段最低溫度為-48 ℃,所以針對嚴寒地區站場地面工程所用的管材管件設計溫度為-45 ℃[1]。因此低溫管件的性能穩定對于高壓大輸量輸氣管道的安全運行十分重要。

在油氣長輸管道工程中,三通常用于管道的分支處,是油氣輸送管道工程中重要而且用量較大的管件。三通作為輸氣管線中的“橋梁”,在站場、閥室及壓氣站中廣泛應用[1]。三通質量的優劣與承載能力的高低將直接影響到整個管道系統的完整性及安全運行[2]?，F有熱拔三通的設備能力很難滿足設計標準的壁厚要求,生產過程中的多次高溫熱處理,造成三通不同部位的組織和性能差異,存在潛在的脆性失穩開裂風險。

油氣管道用三通具有規格尺寸大的特點,電弧增材技術沉積速率高、制造成本低和加工自由度高,并且無各向異性[3-5],是油氣管道用三通的十分適合的增材制造方式。本研究團隊選用效率比較高的埋弧增材制造方法,成功制造出大尺寸厚壁三通。增材三通不同部位、不同方向和厚度的力學性能相對均勻一致,優良的綜合性能滿足現有的標準要求。埋弧增材在定制化小批量、特殊環境和特殊用途石油管/管件/裝備構件的制造上具有極大的推廣和應用前景。

目前對于埋弧增材的研究僅限于實驗室的工藝研究,實驗室制備的埋弧增材試樣尺寸較小,均為各向同性,但僅為一個位置不同方向的性能對比,國內外尚無文獻報道大尺寸厚壁埋弧增材的實物產品[3-6]。埋弧增材工藝對大尺寸實物產品不同位置和不同方向的厚壁三通的微觀組織、力學性能的影響尚不清楚。本團隊采用埋弧增材制造方法制備了尺寸規格為Φ1 219 mm×55 mm的油氣管道用低溫厚壁三通實物產品,并順利通過中國石油和石油化工設備工業協會的產品鑒定。本文針對埋弧增材制造的大尺寸厚壁三通中不同位置和不同方向性能的均一性開展研究,進而揭示埋弧增材過程中厚壁三通的微觀組織和力學性能的變化規律。

1 試樣制備與試驗方法

1.1 試樣制備

增材三通所用焊絲直徑為Φ4.0 mm,化學成分見表1。所選用的焊劑為GXL-125,規格為10～60目。

增材三通的工藝參數:焊接電源為Aristo 1000,電壓為32 V,電流為575 A,行走速度為750 mm/min,增材三通的每一層由7～8道掃描方向相同、道間間距為6～10 mm的焊道組成,相鄰兩層的行走方向相反,按照三通模型生成的打印路徑經過埋弧增材制造得到增材三通。最終得到規格尺寸為Φ1 219 mm×55 mm的埋弧增材三通,平均每層高度約為2.3 mm。依據標準NB/T 47013.4—2015和NB/T 47013.3—2015對增材三通進行磁粉檢測和超聲檢測,經磁粉檢測、常規超聲檢測、超相控陣聲檢測未發現超標缺陷。

增材三通、取樣位置和取樣方向如圖1所示。其中x方向為平行打印方向,y方向為壁厚方向,z方向為垂直打印方向。

圖1 增材三通和試樣位置示意圖

1.2 試驗方法

增材三通的力學性能測試取樣位置如圖1(b)所示。其中拉伸試驗采用棒狀試樣,試樣取自于圖1(a)中1#和2#位置的壁厚中心處,每個位置處沿垂直打印方向和平行打印方向各取3個拉伸試樣,尺寸如圖2(a)所示;采用UTM5305萬能試驗機在室溫環境下進行拉伸性能測試,試驗標準為GB/T 228.1—2021。夏比沖擊試樣采用V型缺口試樣,試樣取自于圖1(a)中1#和2#位置的壁厚中心處,每個位置處沿平行打印方向和垂直打印方向各取3個夏比沖擊試樣,試樣尺寸如圖2(b)所示;采用PIT752D-2沖擊試驗機測試試樣-45 ℃的沖擊韌性,試驗標準為GB/T 229—2020。采用ZEISS掃描電鏡(SEM)對拉伸試樣和沖擊試樣進行斷口分析。硬度試樣取自1#和2#處,試樣為全壁厚試樣,試樣的測試面為圖1(b)中的y-z平面。采用KB30BVZ-FA維氏硬度計進行硬度測試,加載載荷為10 kg,加載時間為15 s,試驗標準為GB/T 4340.1—2009,相鄰兩個硬度壓痕的間距為1.5 mm,在y、z方向各測3排硬度,相鄰兩排硬度測試點間距為2.5 mm。

圖2 試樣尺寸

在增材三通1#位置取金相試樣,觀察面為y-z平面,對觀察面進行磨拋,然后使用濃度為2%的硝酸酒精溶液對拋光后的觀察面進行腐蝕,再使用光學顯微鏡對腐蝕后的試樣進行微觀組織觀察。在增材三通1#位置取電子背散射衍射技術分析(EBSD)試樣,測試面為x-y、x-z和y-z平面,對測試面進行打磨和機械拋光,然后進行振動拋光消除機械拋光過程形成的應力。利用ZEISS掃描電鏡中的Aztec采集系統對試樣進行EBSD測試,掃描步長為0.4 μm,采用Aztec Crystal軟件對EBSD數據進行處理分析。

2 試驗結果

2.1 微觀組織

增材制造三通制造過程本質是多層多道焊,焊縫與熱影響區交叉重疊,很難對其每個區域進行精準區分,選取A、B、C位置對其金相顯微組織進行觀察分析,如圖3所示。圖3為增材三通y-z平面的宏觀形貌和金相顯微組織,圖3(a)為y-z平面的宏觀形貌,圖3(b)～(d)為y-z平面中部分位置的金相顯微組織。從圖3(a)的宏觀形貌可知,埋弧增材工藝制造的三通無明顯的焊接缺陷。圖3(b)為(a)中兩個焊道搭接位置A處的金相顯微組織,該位置主要由針狀鐵素體(AF)、粒狀貝氏體(GB)和多邊形鐵素體(PF)組成。由于原焊道內較粗的AF經過下一道焊接熱循環的作用,溫度快速升高到Ac3以上[6-7],迅速冷卻至較低溫度,相當于經歷一次正火熱處理;然后后續的焊接熱循環繼續作用在位置A處,相當于回火處理,埋弧增材工藝最終導致此處晶粒尺寸比較細小,細小的AF數量較多。

圖3 y-z平面宏觀形貌和顯微組織

圖3(c)為(a)中焊道內部位置B處的金相顯微組織,該部分主要由針狀鐵素體(AF)、多邊形鐵素體(PF)和粒狀貝氏體(GB)組成。后續焊接熱循環對該位置的作用,使該位置處的溫度快速升溫至Ac1～Ac3[7],原始組織中的AF發生部分相變,PF數量增多。圖3(d)為(a)中焊道邊緣的位置C處的金相顯微組織,該部分主要由針狀鐵素體(AF)、多邊形鐵素體(PF)、粒狀貝氏體(GB)和少量馬奧島(M-A)組成。后續焊接熱循環對該位置的作用,使該位置處的溫度處于Ac1以下[7],相當于回火處理,所以保留非常明顯的AF組織,并且還存在一定量的M-A。在增材過程中形成的細長的晶內針狀鐵素體在多次熱輸入作用下,轉變為尺寸較短的針狀鐵素體、多邊形鐵素體和粒狀貝氏體。

2.2 拉伸性能

圖4所示為垂直打印方向和平行打印方向拉伸試樣的拉伸性能。由圖4 (a)和(b)可知,1#和2#位置的垂直和平行打印方向試樣在抗拉強度、屈服強度和延伸率方面基本無明顯差別。1#位置的垂直和平行打印方向的平均屈服強度分別為617.67 MPa和619.00 MPa,平均抗拉強度分別為688.33 MPa和691.33 MPa,平均延伸率分別為27.17%和28.33%。1#位置不同方向上的平均屈服強度和平均抗拉強度基本無差異。2#位置的垂直和平行打印方向的平均屈服強度分別為635.33 MPa和623.33 MPa,相差12 MPa;平均抗拉強度分別為696.67 MPa和692.33 MPa,基本無差別;平均延伸率分別為26.50%和29.50%。增材三通在垂直打印方向上,1#位置和2#位置的平均屈服強度相差17.66 MPa,約為2.86%;平均抗拉強度相差8.34 MPa,約為1.21%。增材三通在平行打印方向上,1#位置和2#位置的平均屈服強度相差4.33 MPa,約為0.70%;平均抗拉強度相差1 MPa,約為0.14%。拉伸試驗結果表明增材三通無論是在1#位置的垂直和平行打印方向還是2#位置的垂直和平行打印方向強度值和延伸率無明顯差別,可見增材三通在各個位置和方向的拉伸性能具有各向同性。

圖4 增材三通拉伸性能

2.3 夏比沖擊韌性

表2為1#和2#位置的垂直和平行打印方向沖擊試樣在-45 ℃下的夏比沖擊韌性,依照GB/T 229—2020對沖擊斷口的剪切斷面率進行評定。1#和2#位置在垂直打印方向的平均沖擊吸收能量分別為150 J和151 J,沖擊斷口的平均剪切斷面率分別為75%和87%;而1#和2#位置在平行打印方向的平均沖擊吸收能量分別為76 J和84 J,沖擊斷口的平均剪切斷面率分別為52%和42%。沖擊結果表明使用該材料和增材工藝制造的增材三通在不同位置相同方向上沖擊韌性相一致,但垂直和平行打印方向上沖擊吸收能量存在約70 J的差值,增材三通的沖擊韌性在垂直和平行打印方向上存在各向異性。

表2 -45 ℃下增材三通的沖擊吸收能量

2.4 顯微硬度

增材三通1#和2#位置y-z平面全壁厚試樣在y(壁厚)方向和z(垂直打印)方向的維氏硬度分布圖如圖5所示,圖中各點硬度值為該位置3個不同壓痕點的平均值。圖5(a)和(c)分別為1#和2#位置y方向的全壁厚維氏硬度分布情況,平均硬度值分別為263.62 HV10和266.50 HV10;圖5(b)和(d)分別為1#和2#位置z方向的維氏硬度分布情況,平均硬度值分別為265.09 HV10和261.02 HV10。硬度在1#和2#位置的壁厚方向和垂直打印方向均存在一定的波動,1#位置的y和z方向上的波動范圍分別約為±20 HV10和±17.5 HV10,2#位置的y和z方向上的波動范圍分別約為±15.5 HV10和±21 HV10,硬度波動范圍變化不大。表明增材三通不同位置和不同方向上的硬度不存在各向異性。

圖5 增材三通維氏硬度分布

3 分析與討論

3.1 斷口分析

利用掃描電鏡對拉伸斷口和沖擊斷口形貌進行觀察和分析,進一步確定試樣的斷裂形式,斷口形貌如圖6所示。圖6(a)和(b)分別為垂直和平行打印方向拉伸斷口形貌,拉伸試樣斷裂形式為韌性斷裂,斷口主要由等軸韌窩組成。圖6(c)和(d)分別為垂直和平行打印方向沖擊斷口形貌, 垂直打印方向沖擊試樣的斷口中存在約60%的韌性斷裂和40%的脆性斷裂,韌性斷裂部分的等軸韌窩呈現比較淺的小而密集形態,脆性斷裂表現為扇形花樣的解理斷裂,所以表現出相對較高的沖擊韌性;而平行打印方向沖擊試樣的斷口主要以扇形花樣的解理斷裂為主,表現為比較低的沖擊韌性。

3.2 EBSD分析

圖7(a)～(c)分別為x-y、x-z和y-z平面的IPF圖。其中x-y平面主要以〈111〉的晶粒為主,〈001〉和〈101〉的晶粒數量較少;x-z平面中〈101〉的晶粒數量相對較多,〈001〉和〈111〉的晶粒數量相對較少,〈001〉和〈111〉的晶粒數量基本相同;y-z平面〈111〉、〈001〉和〈101〉的晶粒數量基本相同,分布均勻。x-y平面上的平均晶粒尺寸(3.47 μm)大于x-z平面(2.90 μm)和y-z平面(2.96 μm),x-z和y-z平面的平均晶粒尺寸基本相同,大尺寸晶粒(>5 μm)和小尺寸晶粒(≤5 μm)占比見表3。表明增材制造的三通晶粒尺寸比較細小,晶粒得到有效控制,3個方向的晶粒尺寸相差較小。

圖7 增材三通EBSD-IPF圖

表3 增材三通EBSD結果

圖8(a)～(d)分別為x-y、x-z、y-z平面GND(Geometrically Necessary Dislocations,幾何必須位錯密度)分布圖和直方圖。x-y、x-z和y-z平面的位錯密度依次降低,分別為3.57×1014/m2、3.34×1014/m2和2.10×1014/m2。x-z平面的位錯分布相對集中,y-z平面次之,x-y平面的位錯分布相對均勻。在變形過程中,位錯之間相互反應,位錯受到阻礙不斷塞積,材料中的溶質原子、第二相等都會阻礙位錯運動。所以位錯密度越大,金屬抵抗塑性變形的能力就越大,材料的強度越高。

圖8 增材三通EBSD-GND分布圖

圖9(a)～(c)分別為x-y、x-z、y-z平面Schmid因子分布圖,x-y、x-z和y-z平面的平均Schmid因子分別為0.460、0.456和0.468。通常認為Schmid因子≥0.4的晶粒為軟取向晶粒,在變形過程中容易發生塑性變形,表現為較高的塑韌性[8],由表3可見,x-y、x-z和y-z平面中軟取向晶粒占比分別為91.97%、93.55%和95.73%。結合圖4的拉伸性能和應力-應變曲線,可知x-y、x-z和y-z平面的軟取向晶粒含量很高,增材三通不同部位和不同取向的延伸率比較高,并且十分接近,拉伸試樣斷口形貌以韌窩斷裂為主。

圖9 增材三通EBSD-Schmid因子分布圖

圖10(a)～(c)分別為x-y、x-z、y-z平面大小角度晶界分布圖,其中x-y、x-z和y-z平面中的2～5°、5～15°和>15°的晶界占比見表3。其中大角度晶界(>15°)占比最高的為y-z平面,75.76%;其次為x-z平面,71.01%;x-y平面最少,66.10%。在沖擊載荷的作用下,大角度晶界占比增加,在裂紋擴展過程中可以阻礙裂紋的擴展,改變裂紋擴展路徑,消耗大量能量。所以大角度晶界的增加,可以有效提高沖擊韌性。y-z平面和x-y平面的大角度晶界有效阻礙垂直打印方向上沖擊試樣的裂紋擴展,而x-z平面和x-y平面大角度晶界有效阻礙平行打印方向上沖擊試樣的裂紋擴展。

圖10 增材三通EBSD-晶界圖

金屬材料的強度通常受固溶強化、細晶強化、位錯強化和析出強度等強化作用相互影響。由圖4知,增材三通垂直打印方向的平均屈服強度為626.50 MPa,平行打印方向的平均屈服強度為621.17 MPa。

屈服強度通常由以上幾種強化機理共同作用,屈服強度可以依據

σys=σo+σss+σgs+σρ+σother

(1)

計算各種強化機理對屈服強度的貢獻[9-13]。其中:σys為增材三通不同方向的屈服強度;σo為晶格摩擦力,48 MPa[12];σss為固溶強化,主要來自于固溶在鐵素體基體中的C、N、Mn、Si、P、Mo、Ti、V和Cr等元素對強度的貢獻,如下式所示[10]:

σss=4 750wc+3 750wN+37wMn+83wSi+470wP+11wMo+80.5wTi+2.9wV-30wCr。

(2)

σgs為細晶強化,根據Hall-Petch公式,計算增材三通不同方向試樣的晶粒尺寸對屈服強度的貢獻:

(3)

式中:ky為常數,數值為17.4 MPa·mm1/2;d為平均晶粒尺寸,cm[10,14]。

σρ為位錯強化。當材料發生變形,位錯在滑移過程中產生大量的割階和扭折;位錯之間發生反應,生成大量的固定位錯,大量位錯纏結形成亞晶界,阻礙位錯的運動;先發生塑性變形的晶粒要受到周圍晶粒的制約,晶粒間的變形是一個協調變形的過程,使變形的阻力增大。根據

(4)

計算位錯對屈服強度的貢獻。式中:α值為0.435;M為平均泰勒因子;μ為剪切模量,數值8.3×104MPa;b為伯氏矢量,數值0.248×10-7cm;ρ為位錯密度,cm-2[10,14]。

σother為其他難以量化的強化機理對屈服強度的貢獻,包括增材三通的析出強化、增材過程中形成的不同類型的基體組織等對強度的貢獻。根據式(1)和屈服強度的實測值,可估算σother的貢獻。

根據式(1)～(4),結合表3的EBSD結果,可以得出各種強化機理對垂直和平行打印方向拉伸試樣屈服強度的貢獻占比,結果如圖11和表4所示。

圖11 增材三通屈服強度組成

根據圖11和表4中各種強化機理的貢獻可知,細晶強化在垂直和平行試樣中的貢獻占比分別為47.14%和51.48%,位錯強化占比分別為22.74%和17.59%。由于在增材過程中增材工藝的控制,使得增材三通具有較細的晶粒尺寸,為增材三通提供了較高的屈服強度及抗拉強度。

4 結 論

本團隊采用埋弧增材制造方法制備了尺寸規格為Φ1 219 mm×55 mm的油氣管道用低溫厚壁三通實物產品,對增材三通不同位置和方向的力學性能進行測試,并對增材三通不同平面進行EBSD測試,根據實驗結果得出如下結論:

(1) 增材三通1#和2#位置的拉伸性能和硬度不存在各向異性。平行和垂直打印方向的平均抗拉強度、屈服強度和延伸率基本相同,均具有較高的強度和良好的延伸率。垂直打印方向和壁厚方向的維氏硬度值基本相同。

(2) 增材三通不同位置相同方向上的平均沖擊吸收能量基本相同,但平行和垂直打印方向的平均沖擊吸收能量存在各向異性,垂直方向比平行方向高約70 J,平行方向主要以脆性解理斷裂為主,而垂直方向主要以韌性斷裂為主。

(3)EBSD結果表明晶粒細化對拉伸性能貢獻最大,平行和垂直打印方向的各種強化機理對屈服強度的貢獻相差不大。垂直打印方向試樣中大角度晶界占比高于平行打印方向,使其具有較高的沖擊韌性。