胡 偉，王榮青，王利民，劉永鵬，王 振

中國石油天然氣第七建設公司，山東青島 266300

N08825鎳鐵基合金焊接接頭服役壽命影響因素

胡 偉，王榮青，王利民，劉永鵬，王 振

中國石油天然氣第七建設公司，山東青島 266300

某高溫、高壓、高含硫酸性油氣田的采輸管道擬應用L360QS+N08825復合管道，按照ASTM G48和ASTM G28標準的方法對復合管道內(nèi)覆層焊接接頭進行點腐蝕和晶間腐蝕敏感性測試，采用SEM、EDS、SKPFM和金相分析等手段，研究內(nèi)覆層焊接接頭點蝕和晶間腐蝕的形成機理及預防措施。并結合鎳鐵基合金材料焊接接頭易氧化的操作問題和材料局部腐蝕的環(huán)境因素，探討鎳鐵基合金焊接接頭服役壽命的影響因素，對鎳鐵耐蝕合金管焊接工藝的改進和焊接接頭服役壽命提高具有積極意義。。

鎳鐵合金；點蝕；晶間腐蝕；焊接接頭

近年來，隨著高H2S、高CO2分壓、高Cl-、高有機硫等復雜惡劣腐蝕介質油氣田的開發(fā)，含鎳量介于不銹鋼和鎳基耐蝕合金之間的鎳鐵基耐蝕合金得到更多的應用[1-5]。

某油氣田采輸管道項目擬采用L360QS+N08825鎳鐵耐蝕合金冶金復合管，規(guī)格273 mm×（7.1+ 3）mm；L360QS+N08825鎳鐵耐蝕合金機械復合管，規(guī)格273 mm×（7.1+3）mm；N08825鎳鐵耐蝕合金純材管，規(guī)格168 mm×9 mm。焊材采用比N08825合金成分更高的ERNiCrMo-3和ENiCr-Mo-3。本研究采用冶金復合管水平固定位手工氬電聯(lián)焊試件進行腐蝕評價及分析。

1 焊接接頭腐蝕試驗

1.1 腐蝕試樣制取

（1） 考慮焊接線能量輸入的差異，焊接管材12、3、6鐘點部位的試件采用G48 A法進行點蝕和A262 C法進行晶間腐蝕，其余部位的試件采用G28 A法進行晶間腐蝕，以確保全面驗證焊接工藝質量。

（2）復合管焊接接頭主要驗證內(nèi)覆層耐蝕能力，試樣的厚度以內(nèi)弧面為基準向外弧面方向提?。ㄓ糜谙^渡層合金成分稀釋的影響），取樣位置及尺寸如圖1所示。純材管焊接接頭腐蝕試樣采取用與上述相同的方法制取。

圖1 復合管焊接接頭腐蝕試樣制取示意/mm

（3）以線切割方式提取試樣，試樣表面采用砂紙逐級打磨并去除邊緣毛刺，然后用1.0μm金剛石研磨膏拋光表面，最后依次用蒸餾水、丙酮液清洗，風干后按標準規(guī)定進行腐蝕試驗。

（4）試樣腐蝕試驗前后質量稱量精度0.001 g，試樣腐蝕速率按稱重法計算。

1.2 腐蝕試驗項目及技術要求

依據(jù)土庫曼斯坦某氣田商品氣產(chǎn)能建設工程設計文件，確定鎳鐵基耐蝕合金管焊接接頭腐蝕試驗項目及技術要求（見表1）。

表1 腐蝕試驗項目及技術要求

2 冶金復合管腐蝕試樣不合格項的數(shù)據(jù)統(tǒng)計及原因分析

2.1 不合格腐蝕試樣數(shù)據(jù)統(tǒng)計及外觀

不合格腐蝕試樣統(tǒng)計數(shù)據(jù)見表2，其外觀見圖2、3、4。

圖2 冶金復合管試樣（外弧面）邊緣點蝕

圖3 冶金復合管焊縫熔合區(qū)（外弧面）點蝕

圖4 焊縫及熔合區(qū)（外弧面）晶間腐蝕

表2 不合格腐蝕試樣統(tǒng)計數(shù)據(jù)

2.2 不合格腐蝕試樣顯微分析

試樣腐蝕部位金相及SEM、EDS、SKPFM分析結果：點蝕和晶間腐蝕區(qū)域C、Fe含量上升，Ni、Cr、Mo含量不同程度降低，非金屬夾雜物含量也不同程度增大。

2.2.1 試樣腐蝕前金相顯微鏡觀察結果

（1）顯微觀察冶金復合管試樣拋光后未進行侵蝕的樣品，見圖5。

圖5顯示焊縫和熔合區(qū)為奧氏體細小枝狀晶組織，熱影響區(qū)為明顯增大的奧氏體晶粒，母材主要是均勻分布且晶粒較小的奧氏體組織。

（2）金相法觀察冶金復合管試樣拋光后未進行侵蝕的樣品，見圖6。

圖6顯示：母材、熔合區(qū)和焊縫均有D類（球狀氧化物類）和氮化物非金屬夾雜，焊縫及熔合區(qū)的夾雜物含量高于母材區(qū)。

2.2.2 點蝕試樣SEM分析

冶金復合管點蝕部位微觀形貌見圖7。

圖7顯示：焊縫材質幾乎不發(fā)生腐蝕，點蝕沿焊縫邊緣向母材區(qū)發(fā)育，成梭形，臨近蝕坑的夾雜物也與基體發(fā)生界面腐蝕。蝕坑處元素分析顯示：Fe含量上升，Ni、Mo含量下降。

圖5 焊接接頭組織金相

圖6 焊接接頭非金屬夾雜物金相

圖7 點腐蝕后試樣SEM分析

2.2.3 晶間腐蝕試樣SEM分析

電子顯微鏡觀察冶金復合管試樣晶間腐蝕形貌及析出相能譜，見圖8。

圖8 冶金復合管晶間腐蝕試樣SEM數(shù)據(jù)

圖8 顯示：腐蝕區(qū)Fe、C含量上升，局部Cr、 Ni含量下降。沿奧氏體晶界及沿晶微裂紋析出相在腐蝕介質作用下發(fā)生晶間腐蝕，將導致焊縫耐蝕能力進一步降低。

2.2.4 冶金復合管腐蝕試樣SKPFM分析

（1）利用開爾文原子力顯微鏡掃描熔合線附近的電位分布并進行表征，見圖9。

圖9 Al2O3夾雜物SKPFM數(shù)據(jù)

如圖9（a）所示，Al2O3在AFM圖像上，形貌高于基體，可能因硬度較大不易拋光去除。圖9（b）顯示，Al2O3在對應位置的表面電勢遠低于基體，說明腐蝕環(huán)境下的夾雜物比奧氏體基體有更強烈的腐蝕傾向，這也與上述SEM分析結果一致。一旦點蝕坑形成并擴展，夾雜物溶解后，點蝕坑內(nèi)部的局部酸化環(huán)境相對外界環(huán)境更加嚴苛，有可能繼續(xù)侵蝕奧氏體基體。

（2）晶間腐蝕試樣熔合區(qū)表面電勢見圖10。

圖10 晶間腐蝕試樣SKPFM照片

圖10 顯示：腐蝕區(qū)電位相對基體平均電勢低-50 mv，腐蝕區(qū)材質組分與母材存在差異。分析原因是熱焊（過渡層焊接）將基層組分帶入根焊層，導致取樣范圍內(nèi)的根焊層合金元素稀釋。

2.3 焊接接頭試樣耐蝕性下降因素分析

點蝕和晶間腐蝕均屬于局部腐蝕，據(jù)資料顯示，占腐蝕比例82.2%的局部腐蝕沒有明顯預兆，容易導致金屬構件突發(fā)斷裂或穿孔，甚至造成嚴重的安全事故。占局部腐蝕比例11.5%的晶間腐蝕是因超出奧氏體固溶量的C與Cr形成碳化析出物，導致貧Cr，晶界在腐蝕介質作用下發(fā)生腐蝕；占局部腐蝕比例25%的點蝕是因金屬存在夾雜物、低電位析出相、晶界錯位、鈍化膜破壞等引發(fā)，在特定介質作用下產(chǎn)生的局部電化學腐蝕。

復合管焊接接頭更易產(chǎn)生點蝕和晶間腐蝕的原因如下：

（1）冶金復合管試樣邊緣點蝕試樣周邊母材的顯微形貌見圖11，母材表面微小孔蝕說明電化學腐蝕已發(fā)生，延長腐蝕時間就會表現(xiàn)出肉眼可見的孔蝕形貌。該點蝕不屬于ASTM G48 A法14.2條和14.3條描述的可忽略的邊緣麻點，又因遠離焊接熱影響區(qū)而認定與焊接工藝無關，但以稱重法測量材料腐蝕速度的方法則會影響焊接接頭耐蝕性的評判結果。焊件上抽取減?。ê穸圈模?.5 mm）的試樣，可提高腐蝕試驗的通過率；或采用5%稀鹽酸溶液預浸泡試樣，也可提前篩出導致腐蝕試驗不合格的樣品。試樣表面邊緣腐蝕產(chǎn)生的可能原因，一是冶金復合管制造過程中基層金屬元素滲入或稀釋了內(nèi)覆層材料，使提取的腐蝕試樣抗蝕能力低于N08825合金耐蝕性；二是試件組焊過程產(chǎn)生角變形或組焊過程的內(nèi)口錯邊問題，致使試樣過多制取了復合管過渡層組分。

圖11 試樣邊緣腐蝕顯微圖

（2）復合管對接焊的熱焊層合金組分會因基層金屬元素的摻和而稀釋，且熱焊熔深對根焊層合金元素的稀釋也會造成影響，顯著增加的Fe、C導致焊縫點蝕和晶間腐蝕傾向提高。C在奧氏體的固溶度約為0.02%～0.03%（質量分數(shù)），焊接熱能及多層焊熱循環(huán)作用會使超出固溶度的C在敏化溫度區(qū)間形成碳化物析出，晶粒與晶界構成的“活態(tài)-鈍態(tài)”微電偶結構，在腐蝕介質作用下產(chǎn)生晶間腐蝕。依據(jù)圖12熱焊熔深斷面及表3熱焊熔深的統(tǒng)計數(shù)據(jù)，改善坡口尺寸、焊接電流及焊接手法完成的焊接試件，制取δ=1.7 mm的試樣仍能通過試驗要求，說明基層Fe、C元素對根焊層合金具有稀釋影響，正確的焊接工藝可以增加根焊層有效的耐蝕厚度，利于提高焊接接頭的服役時間。

圖12 熱焊熔深斷面

表3 熱焊金屬熔深數(shù)據(jù)

（3）鎳基及鎳鐵基耐蝕合金都是通過基體添加合金元素而提高耐蝕能力，成分高的Inconel 625焊材較Incoloy 825母材具有更高抗點蝕和晶間腐蝕的能力。面心立方晶格的Ni能夠大量容納其他合金；Cr可增強材料抗點蝕和晶間腐蝕能力；Mo增強合金表面鈍化膜穩(wěn)定性，延長點蝕核孕育期（Mo過多會形成σ脆性相，增加點蝕率）；Cu元素可有效增強材料抗非氧化性溶液的侵蝕；Ti與C形成TiC而減少Cr23C6的析出和Cr、Mo偏析等。焊接電弧高溫對焊接接頭耐蝕性有較大影響，一是合金元素在過渡階段的燒損會降低材料耐蝕性，二是合金元素與氧、氮生成雜質（夾雜物）而提高點蝕敏感性。據(jù)此，鎳鐵合金（復合管主要是內(nèi)覆層）管焊接接頭耐蝕性影響較大的根焊層和熱焊層應采用TIG+背氬保護的焊接工藝。同時，還要注意焊接耗材純度的要求，如控制焊絲含碳量、氬氣純度、背氬氣室氧含量及合金穩(wěn)定化元素含量等等，確保合理經(jīng)濟投入下獲得優(yōu)質焊接接頭。

（4）資料表明，鎳基及鎳鐵基耐蝕合金焊接接頭在焊接高溫及熱循環(huán)作用下，晶界析出的碳化物M6C、M2C、M23C6和金屬σ相（Fe-Cr）、Ni-Mo相、χ相（Fe36Cr12Mo10）、Laves相（Fe2Mo）等會降低材料耐蝕性。除了Cr23C6析出顯著引起貧Cr的晶間腐蝕，600～900℃溫區(qū)沿晶界析出高Mo金屬間相 （高于 850℃為 Ni3Mo，較低溫度為Ni4Mo，晶界Mo含量下降也導致抗點蝕和應力腐蝕的能力下降）和富含Cr、Mo的碳化物和金屬析出相同樣導致晶間腐蝕。焊縫中形成的NiO、Al2O3、MnS、SiO2、TiN、TiO2、FeS等雜質因與母材電位差而增加點蝕傾向。所以，選用高Cr、Mo、Nb配套焊材；降低S、C、Si、Fe含量；縮短焊縫高溫停留時間；減少焊接輸入熱能、機械清除（層間和焊絲端部）氧化物；減少焊接區(qū)域金屬粉塵；清潔坡口表面污物等措施，都可以改善焊接接頭金屬組織和析出相的數(shù)量，較好提高焊接接頭抗點蝕和晶間腐蝕的能力。

3 原始表面試樣的腐蝕分析及推斷

元素Cr、Mo、Ni具有使鎳鐵耐蝕合金表面自鈍化及鈍化膜自修復能力，表面納米級鈍化膜能增強金屬耐蝕能力。試驗室機加工的腐蝕試樣表面光潔度高（清除了焊接接頭內(nèi)壁的原始表面），不能檢驗焊接接頭背部自然形貌和氧化膜對材料耐蝕性的影響。制作焊接接頭內(nèi)壁氧化和色變的試件，抽取的試樣在背部不拋光的狀態(tài)下進行點蝕試驗，見圖13。

圖13 原始表面試樣點蝕照片

數(shù)據(jù)資料及圖13點蝕試樣表明：金屬表面的氧化色變使母材鈍化膜破壞或鈍化膜修復能力變差；材料表面打磨（坡口內(nèi)弧面在施工過程的砂輪打磨） 后的粗糙面增大了表觀面積和亞穩(wěn)定微孔數(shù)量，易使Cl-代替氧化物而破壞鈍化膜；合金成分更高的焊縫金屬在原電池反應下仍有優(yōu)于母材的耐蝕性。

4 結束語

焊接接頭是管道系統(tǒng)中最薄弱的環(huán)節(jié)，接觸腐蝕介質的金屬表面鈍化膜一旦破壞并形成蝕核，則會因合金稀釋、鐵碳擴散、金屬相析出、雜質生成、焊接殘余應力及介質狀態(tài)等因素的交互作用而加快點蝕和晶間腐蝕進程，而提高根焊（內(nèi)覆層）焊縫有效耐蝕層質量和厚度，只能在一定范圍或條件下延緩局部腐蝕的發(fā)展。焊接接頭的腐蝕試驗更適合驗證焊縫金相組織、金屬純凈度、金屬間相等對材料耐蝕性的影響，可用于焊接工藝和焊接材料的準確選擇，也可用于該類管材批量應用的可行分析，但不應視為焊接接頭腐蝕問題得到有效解決的評判依據(jù)。嚴控管道焊接的工序質量，合理采輸工藝的配管設計，消除焊接接頭內(nèi)表面局部腐蝕的誘因，才能最大發(fā)揮N08825鎳鐵耐蝕合金材料相對安全、經(jīng)濟的耐腐蝕優(yōu)勢，確保實現(xiàn)鎳鐵耐蝕合金復合管道在高溫和高含H2S、CO2、Cl-及有機硫等復雜惡劣油氣田服役的預期壽命。

[1]趙雪會，白真權，尹成先，等.耐蝕合金材料點蝕及高溫高壓腐蝕性能研究[J].西安工業(yè)大學學報，2010，30（4）：356-360.

[2]盧琳，劉成天，李曉剛.電沉積鎳鐵合金納米晶薄膜微結構與耐蝕性能[J].材料科學與工藝，2013，21（1）：37-42.

[3]席正海.國外雙金屬復合管生產(chǎn)工藝 [J].四川冶金，1989，（4）：52-58.

[4]王成，巨少華，荀淑玲，等.鎳基耐蝕合金研究進展[J].材料導報，2009，23（2）：71-76.

[5]SH/T 3523-2009，石油化工鉻鎳不銹鋼、鐵鎳合金和鎳合金焊接規(guī)程[S].

Influence Factors on Service L ife ofWelding Joints ofN08825 Nickel-iron Base Alloy

HU Wei，WANG Rongqing，WANG Limin，LIU Yongpeng，WANG Zhen
China Petroleum 7th Construction Company，Qingdao 266300，China

A gathering and transportation pipeline which will work in acid oil/gas field with high temperature，high pressure and high sulfate is supposed to adopt L360QS+N08825 composite pipeline.Hence the pitting corrosion and intergranular corrosion sensitivities are tested for the welding joint at the test-piece inner layer according to ASTM G48 and ASTM G28 standards.By means of SEM、EDS、SKPFM and metallurgicalstudy for the test-pieces，the causes and prevention measures of the pitting corrosion and intergranular corrosions are analyzed.Furthermore，considering the easily oxidized problem of nickel-iron base alloy at welding joints in welding operation and the other environment factors like local corrosion，the relationship between the test results and the pipeline service life is searched.It gives some references to the similar pipeline application and construction quality control.

nickel-iron base alloy；pitting corrosion；intergranular corrosion；welding joint

10.3969/j.issn.1001-2206.2016.05.014

胡 偉（1971-），男，山東膠州人，工程師，1998年畢業(yè)于化工部石家莊管理干部學院設備與管道安裝專業(yè)，現(xiàn)從事石油化工工程項目技術管理方面的工作。Email：hw3396@cpscc.com.cn

2016-07-03