胡美娟, 田野, 慕進(jìn)良, 胡旭, 寧杰, 張林杰

(1.中國(guó)石油集團(tuán)工程材料研究院有限公司，石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710077;2.管網(wǎng)集團(tuán)(新疆)聯(lián)合管道有限責(zé)任公司，烏魯木齊 830013; 3.西安交通大學(xué)，金屬材料強(qiáng)度國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710049)

0 前言

油氣管線在長(zhǎng)期的服役過(guò)程中，由于腐蝕、磨損及意外損傷等原因，不可避免會(huì)造成管線的局部減薄、損壞甚至發(fā)生泄漏，如不及時(shí)進(jìn)行維護(hù)修復(fù)，則影響油氣產(chǎn)品的輸送、供應(yīng)。X80管線鋼由于良好的強(qiáng)度、塑韌性和焊接性，廣泛應(yīng)用于國(guó)內(nèi)新建設(shè)的長(zhǎng)輸油氣管道工程中[1-4]。增材制造是作為高性能快速制造技術(shù)發(fā)展起來(lái)的，但是其作為修復(fù)方法也具有顯著的技術(shù)優(yōu)勢(shì)，可以實(shí)現(xiàn)生產(chǎn)過(guò)程中最大化的成本節(jié)約。在歐美等發(fā)達(dá)國(guó)家，高端機(jī)械裝備的再制造產(chǎn)值，更是達(dá)到了上千億美元[5]。CMT電弧增材修復(fù)具有短路過(guò)渡、進(jìn)程精確控制的特點(diǎn)，因此熱輸入小、熔池穩(wěn)定[6-8]。同激光增材相比，CMT電弧增材在熔敷效率和避免淬冷傾向過(guò)大等方面優(yōu)勢(shì)明顯，更能兼顧增材體的綜合力學(xué)性能[9-10]。因此，CMT增材是進(jìn)行油氣管道在線低熱輸入、高效修復(fù)的一種很有潛力的方法。郭洋等人[11]利用等離子弧增材工藝，研究了現(xiàn)場(chǎng)增材修復(fù)電站設(shè)備轉(zhuǎn)子軸頸的可行性。Kazanas等人[12]研究了CMT增材制造薄壁傾斜件成形中熔池流動(dòng)與成形之間的關(guān)系，闡明了送絲角度、送絲速度和掃描速度對(duì)成形有效寬度的影響。

文中采用自主設(shè)計(jì)的低碳微合金焊絲，利用CMT增材修復(fù)工藝，研究了修復(fù)層及過(guò)渡熱影響區(qū)的組織和性能，為增材修復(fù)在油氣管道應(yīng)用提供技術(shù)支持。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1試驗(yàn)材料

試驗(yàn)用基板取自服役后X80管線鋼管，尺寸為100 mm×100 mm×12.4 mm。增材修復(fù)用焊絲為φ1.2 mm的EAMW16MND5絲材，化學(xué)成分見表1。試驗(yàn)前對(duì)基板進(jìn)行砂紙打磨，然后用丙酮清洗去除油污后烘干，在烘干后2 h內(nèi)完成增材試驗(yàn)。

表1 基板和絲材化學(xué)成分 (質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

1.2試驗(yàn)方法和設(shè)備

采用CMT TPS4000焊機(jī)在X80管線鋼表面進(jìn)行增材熔敷試驗(yàn)，送絲槍頭與水平方向的夾角為90°，利用氬氣對(duì)熔覆區(qū)上表面進(jìn)行保護(hù)，氣體流量為20 L/min，如圖1所示。首先進(jìn)行單層單道試驗(yàn)，設(shè)計(jì)L9(34)正交試驗(yàn)參數(shù)見表2，研究焊接電流、電弧電壓、送絲速度和掃描速度對(duì)焊縫形貌的影響，優(yōu)選出CMT參數(shù)。然后，在搭接率為50%條件下進(jìn)行多層多道增材試驗(yàn)。圖2為多層多道增材修復(fù)示意圖。在圖2中掃描方向?yàn)閱蔚廊鄹矔r(shí)熱源運(yùn)動(dòng)方向，搭接方向是水平面內(nèi)垂直于掃描路徑的方向，垂直方向垂直于基板平面。

圖1 CMT增材修復(fù)試驗(yàn)設(shè)備

表2 CMT增材工藝參數(shù)

圖2 多層多道增材修復(fù)示意圖

試驗(yàn)完成后，對(duì)試樣橫截面進(jìn)行打磨、拋光，采用2%硝酸酒精進(jìn)行腐蝕，腐蝕時(shí)間5～10 s。在MA200尼康光學(xué)顯微鏡和SU3500鎢燈絲掃描電鏡下觀察不同區(qū)域的組織特征。在Everone MH-5顯微硬度儀上測(cè)試顯微硬度分布，載荷1.96 N，保載時(shí)間15 s。沖擊試樣的取樣方法、試樣數(shù)量和尺寸如圖3所示。采用JBW-300沖擊試驗(yàn)機(jī)，分別在室溫和-30 ℃下進(jìn)行沖擊試驗(yàn)。拉伸試樣的取樣方法、試樣數(shù)量和尺寸如圖4所示。采用Instron Model 1342液壓伺服材料試驗(yàn)機(jī)，在1 mm/min拉伸速度下完成拉伸試驗(yàn)。

圖3 沖擊試樣位置及尺寸

圖4 拉伸試樣位置及尺寸

2 結(jié)果討論

2.1增材修復(fù)工藝優(yōu)化

圖5為單層單道增材熔敷后的表面、橫截面形貌。對(duì)橫截面形貌的4個(gè)特征參數(shù)(潤(rùn)濕角θ、熱影響區(qū)寬度WHAZ、上熔寬Wup和余高Hup)進(jìn)行分析，確定優(yōu)化的CMT參數(shù)。由圖可知，θ越小，兩道之間搭接的部分越多，有利于減小未熔合缺陷的存在。由于熱影響區(qū)力學(xué)性能相對(duì)較差，所以WHAZ應(yīng)盡可能小。在保證前面兩點(diǎn)的情況下，盡可能選擇Wup和Hup較大的參數(shù)，以保證較高的熔敷效率。綜合增材修復(fù)后的表面形貌，最終選用3號(hào)試樣參數(shù)，即掃描速度為0.24 m/min，送絲速度為5 m/min，焊接電流165 A，電弧電壓15.2 V。

圖5 單層單道增材修復(fù)表面、橫截面形貌與簡(jiǎn)化示意圖

2.2顯微組織

圖6為增材體橫截面形貌。從圖6中可見，CMT多層多道增材體橫截面未觀察到明顯缺陷存在。圖7為增材體橫截面典型位置的顯微組織。圖7給出了橫截面上a，b，c 3個(gè)典型位置顯微組織，分別對(duì)應(yīng)單道熔覆金屬內(nèi)部、相鄰兩道熔敷金屬界面和熱影響區(qū)。其中熱影響區(qū)(HAZ)又分為粗晶區(qū)(CGHAZ)、細(xì)晶區(qū)(FGHAZ)和不完全重結(jié)晶區(qū)(ICHAZ)。如圖7b所示，單道熔覆金屬內(nèi)部微觀組織由大量板條貝氏體和少量準(zhǔn)多邊形鐵素體組成，增材體中的板條貝氏體之間相互交錯(cuò)，尤如編織的網(wǎng)籃，推測(cè)增材體有較高的強(qiáng)度和硬度[13]。相鄰兩道熔敷金屬界面觀察到大量粒狀貝氏體和少量準(zhǔn)多邊形鐵素體，如圖7c所示。界面附近前道熔敷金屬一側(cè)區(qū)域受后道熔覆重新加熱作用，與圖7b顯微組織相比其板條貝氏體的含量減少，粒狀貝氏體的含量增加，準(zhǔn)多邊形鐵素體含量增多并且尺寸增大。

圖6 增材體橫截面形貌

圖7d、圖7e和圖7f為CMT多層多道增材體基板熱影響區(qū)的顯微組織，從增材體到基板依次為CGHAZ，F(xiàn)GHAZ和ICHAZ。CGHAZ緊挨著增材體，受高峰值溫度熱循環(huán)影響，該區(qū)晶粒顯著長(zhǎng)大，主要以粒狀貝氏體和少量板條貝氏體組成。FGHAZ處在粗晶區(qū)和不完全重結(jié)晶區(qū)之間，該區(qū)域晶粒細(xì)小，主要由粒狀貝氏體組成。ICHAZ處在細(xì)晶區(qū)與母材區(qū)之間，離熔覆區(qū)較遠(yuǎn)、受到的熱影響較小，其微觀組織由針狀鐵素體和珠光體組成，原針狀鐵素體特征明顯，珠光體沿軋制拉長(zhǎng)的原奧氏體晶界排列。

圖7 增材體橫截面典型位置示意圖及顯微組織

2.3力學(xué)性能

2.3.1顯微硬度

圖8為增材體橫截面顯微硬度測(cè)試路徑與結(jié)果。在橫截面上選取了沿水平方向3條線和沿垂直方向的4條線。圖8a中水平方向的3條路徑分別距離基板上表面1 mm，6 mm和11 mm，圖8b中垂直方向的4條路徑覆蓋基板母材、熱影響區(qū)和熔覆區(qū)，相鄰兩條路徑間隔12 mm。

CMT增材體平均硬度約為269 HV，比基板高約44 HV，是基板顯微硬度的119%。從水平方向來(lái)看，3條線的硬度波動(dòng)沒(méi)有明顯差異，說(shuō)明沿搭接方向硬度沒(méi)有顯著不均勻現(xiàn)象。從垂直方向來(lái)看，基板母材顯微硬度約225 HV，熱影響區(qū)的寬度在1.5～3.0 mm的范圍，熱影響區(qū)顯微硬度在240～300 HV之間，即母材一側(cè)熱影響區(qū)未出現(xiàn)軟化。此外和文獻(xiàn)[14]報(bào)道結(jié)果相似，熔覆區(qū)的最上層相對(duì)于中間位置硬度有所增大。

圖8 CMT增材體的顯微硬度測(cè)試路徑及結(jié)果

2.3.2拉伸性能

圖9中比較了不同方向上增材體的抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率。同時(shí)還比較了增材體上部、中部、底部力學(xué)性能的差異。試驗(yàn)所用基板是從服役管道上截取，研究表明在工作應(yīng)力和土壤腐蝕的共同作用下，X80管線鋼抗拉強(qiáng)度會(huì)下降到600～700 MPa。文中檢測(cè)結(jié)果表明基板抗拉強(qiáng)度約660 MPa，如圖9a中虛線所示。CMT增材體搭接方向平均抗拉強(qiáng)度約685 MPa，掃描方向平均抗拉強(qiáng)度約754 MPa，垂直方向抗拉強(qiáng)度為681 MPa。即抗拉強(qiáng)度從大到小的順序依次為：掃描方向(SD)、搭接方向(LD)、垂直方向(VD)。CMT增材體的平均抗拉強(qiáng)度約714 MPa，相比基板提高約8%。由圖9a中可以看到增材體上部、中部和下部的抗拉強(qiáng)度差異不是非常顯著。

圖9 增材體的拉伸試驗(yàn)結(jié)果

CMT增材體掃描方向、搭接方向、垂直方向的平均斷后伸長(zhǎng)率分別為11.1%，8.9%和9.8%。即斷后伸長(zhǎng)率從大到小的順序依次為：掃描方向、垂直方向、搭接方向。CMT增材體不同方向平均斷后伸長(zhǎng)率約10.0%?；迥覆臄嗪笊扉L(zhǎng)率約15%，即增材體不同方向平均斷后伸長(zhǎng)率為基板的66%。

增材體沿不同方向力學(xué)性能出現(xiàn)差異的原因，一方面與組織結(jié)構(gòu)的各向異性有關(guān)；另一方面，與不同道次之間界面、不同層次之間界面處由于熔合不良而容易形成微孔洞缺陷有關(guān)[14-16]。該研究中沿掃描方向的抗拉強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率最優(yōu)，另外兩個(gè)方向上不同力學(xué)性能指標(biāo)大小順序不同，可能與不同層之間、同一層不同道次間界面附近成形致密度的波動(dòng)有關(guān)，今后將進(jìn)一步對(duì)此進(jìn)行研究改進(jìn)。

2.3.3沖擊性能

圖10為增材體和基板母材的夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果，橫軸是沖擊試樣的不同取樣位置，即試樣長(zhǎng)度方向依次為基板x方向、CMT增材搭接方向、CMT增材掃描方向(圖4a方向)。在20 ℃室溫下，基板的夏比沖擊吸收能量為74 J，CMT的平均夏比沖擊吸收能量為55 J，比基板低19 J，為基板的74%。在-30 ℃低溫下，基板的夏比沖擊吸收能量為67 J，CMT的平均夏比沖擊吸收能量為45 J，比基板低22 J，為基板的67%。由圖10a可以看到，不同沖擊方向的沖擊韌性不同。在20 ℃室溫下，試樣長(zhǎng)度方向平行于搭接方向時(shí)CMT增材體的沖擊吸收能量為45 J、平行于掃描方向時(shí)沖擊吸收能量為64 J；在-30 ℃低溫下，試樣長(zhǎng)度方向平行于搭接方向時(shí)沖擊吸收能量為35 J、平行于掃描方向時(shí)沖擊吸收能量為54 J。即試樣長(zhǎng)度方向平行于掃描方向時(shí)沖擊韌性更大一些。圖10b和圖10c為CMT增材體沖擊試驗(yàn)后斷口的典型SEM形貌。長(zhǎng)度方向平行于掃描方向和搭接方向2種試樣的沖擊斷口形貌相似。室溫?cái)嗫诙即嬖诖罅康捻g窩，-30 ℃低溫?cái)嗫谥卸汲霈F(xiàn)有明顯的“河流花樣”。

圖10 CMT增材體的夏比沖擊結(jié)果

高鋼級(jí)管線鋼增材體韌性下降增加了發(fā)生爆管等嚴(yán)重事故的風(fēng)險(xiǎn)，并可能導(dǎo)致服役中發(fā)生失效。

CMT增材過(guò)程中增材體金屬會(huì)經(jīng)歷多道次高溫?zé)嵫h(huán)。張驍勇等人[17]研究了焊接熱輸入對(duì)X80管線鋼接頭韌性的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)焊接熱輸入大于35 kJ/cm時(shí)焊縫金屬和熱影響區(qū)金屬韌性都急劇下降。徐學(xué)利等人[18]研究發(fā)現(xiàn)多次經(jīng)歷高溫?zé)嵫h(huán)會(huì)導(dǎo)致X80鋼具有明顯脆化傾向，主要原因是生成了富碳的M-A島狀組織。畢宗岳等人[19]發(fā)現(xiàn)X80鋼焊縫金屬多次經(jīng)歷高溫?zé)嵫h(huán)(熱循環(huán)峰值溫度在α+γ兩相區(qū)，接近材料熔點(diǎn))后韌性下降22%?？梢?，如果能夠減少增材體經(jīng)歷高溫?zé)嵫h(huán)的次數(shù)，將有利于抑制增材體金屬的脆化現(xiàn)象。

圖11為CMT增材形貌及抑制CMT增材體脆化程度的原理示意圖。增材體橫截面金相中的魚鱗紋狀形貌(白色輪廓線)是各焊道沉積過(guò)程中“固液界面”的大致位置，因此位于魚鱗紋線條附近區(qū)域的金屬將經(jīng)歷峰值溫度略低于金屬熔點(diǎn)的高溫?zé)嵫h(huán)，遠(yuǎn)離魚鱗紋線條的金屬所經(jīng)歷熱循環(huán)的峰值溫度則較低。圖11中所示A點(diǎn)和B點(diǎn)位于不同魚鱗紋相交點(diǎn)附近，因此將經(jīng)歷多次高溫?zé)嵫h(huán)，A點(diǎn)和B點(diǎn)附近的金屬韌性將顯著下降。仔細(xì)觀察圖11魚鱗紋狀形貌(白色輪廓線)不難發(fā)現(xiàn)A點(diǎn)附近是3條魚鱗紋線交叉點(diǎn)，因此A點(diǎn)附近金屬經(jīng)歷3次高溫?zé)嵫h(huán)；而B點(diǎn)附近只有2條魚鱗紋線交叉，因此B點(diǎn)附近金屬只經(jīng)歷2次高溫?zé)嵫h(huán)。由此可以受到啟發(fā)：通過(guò)控制焊道輪廓尺寸穩(wěn)定性、控制相鄰2層金屬間焊道寬度輪廓在水平方向的相對(duì)偏移量，可以有效調(diào)控多層多道增材體的焊道邊界(魚鱗紋線)的分布特征，從而減少3條魚鱗紋線交于一點(diǎn)的情況，減少增材體中經(jīng)歷3次高溫?zé)嵫h(huán)的金屬，從而有可能在一定程度上改善高鋼級(jí)管線鋼構(gòu)件增材修復(fù)增材體的韌性。

圖11 CMT增材形貌及抑制CMT增材體脆化程度的原理示意圖

3 結(jié)論

(1)CMT增材體微觀組織由板條貝氏體和少量準(zhǔn)多邊形鐵素體組成。熔敷體界面的微觀組織主要由粒狀貝氏體和少量準(zhǔn)多邊形鐵素體組成?；w和增材體熱影響區(qū)粗晶區(qū)以粒狀貝氏體和少量板條貝氏體組成。

(2)CMT增材體的平均抗拉強(qiáng)度為714 MPa，比基板高54 MPa。不同方向增材體抗拉強(qiáng)度從大到小的順序依次為：掃描方向、搭接方向、垂直方向。CMT增材體斷后伸長(zhǎng)率平均為10.0%，為基板的66%。不同方向增材體斷后伸長(zhǎng)率從大到小依次為：掃描方向、垂直方向、搭接方向。

(3)CMT增材體平均硬度為269 HV，比基板高44 HV。CMT多層多道增材后基板熱影響區(qū)沒(méi)有出現(xiàn)軟化現(xiàn)象。20 ℃時(shí)，CMT增材體的夏比沖擊吸收能量為55 J，比基板低19 J。-30 ℃時(shí)， CMT的夏比沖擊吸收能量為45 J，比基板低22 J。掃描方向的沖擊韌性大于搭接方向。

(4)通過(guò)控制焊道輪廓尺寸穩(wěn)定性和相鄰2層金屬間焊道輪廓水平方向相對(duì)偏移量，可以減少增材體中經(jīng)歷3次高溫?zé)嵫h(huán)的金屬，有可能在一定程度上改善增材體金屬韌性。

(5)將冷金屬過(guò)渡(CMT)增材修復(fù)應(yīng)用于油氣管道在線修復(fù)具有較好的可行性。