劉陽(yáng) 侯娟 張媛 吳超 楊瑞 張騰 曹京剛

摘要：針對(duì)國(guó)內(nèi)外油氣輸送領(lǐng)域機(jī)械復(fù)合金屬管運(yùn)行中出現(xiàn)的襯管塌陷失效，以及冶金復(fù)合管生產(chǎn)工序繁瑣、效率低等問(wèn)題，文中探究了一種新型自動(dòng)熱絲TIG冶金復(fù)合管堆焊工藝，顯著改善傳統(tǒng)冶金復(fù)合管生產(chǎn)效率低下，管件焊接變形大等弊端。力學(xué)性能測(cè)試及耐腐蝕性能試驗(yàn)結(jié)果表明，自動(dòng)熱絲TIG工藝堆焊成型的復(fù)合管具有優(yōu)良的力學(xué)性能與耐腐蝕性能，該工藝可望為油氣輸送復(fù)合管制造工藝優(yōu)化提供技術(shù)借鑒。

關(guān)鍵詞：堆焊;復(fù)合管;825合金;熱絲TIG焊

中圖分類號(hào)：TG457.6? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A? ? ? ? ?文章編號(hào)：1001-2003（2021）11-0026-09

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.11.05

0? ? 前言

隨著世界各國(guó)石油天然氣資源開(kāi)發(fā)力度的加大，油氣開(kāi)采逐步趨于高含H2S、CO2及Cl-等強(qiáng)腐蝕環(huán)境，輸送管線腐蝕失效問(wèn)題愈發(fā)顯著[1-3]，油氣泄漏將嚴(yán)重污染土壤、大氣環(huán)境，油氣屬易燃易爆物，極易發(fā)生燃燒甚至爆炸，危害人們的生命與財(cái)產(chǎn)安全[4]。相比以往油氣管道采用的添加緩蝕劑、管件涂層、鎳基合金純材管等防腐措施，復(fù)合管的應(yīng)用極大提高了油氣管線的可靠性與經(jīng)濟(jì)性[5]。復(fù)合金屬管將金屬力學(xué)性能和抗腐蝕性能綜合于一體[6-7]，基層可以提供良好的承壓能力，復(fù)層又賦予了管件優(yōu)異的耐腐蝕性能，且價(jià)格低廉，可顯著提高管道安全級(jí)別。中國(guó)油氣領(lǐng)域于2001年開(kāi)始采用復(fù)合管線，已累計(jì)使用超過(guò)2 000 km，但復(fù)合管制造工藝仍需不斷優(yōu)化[8-9]。金屬?gòu)?fù)合管按照金屬界面結(jié)合方式主要分為機(jī)械復(fù)合和冶金復(fù)合兩大類，其中機(jī)械復(fù)合管生產(chǎn)工藝相對(duì)簡(jiǎn)單，成本較低，但襯管與基管間結(jié)合強(qiáng)度較差[10]，油氣工程中的機(jī)械復(fù)合管襯管常出現(xiàn)鼓包、刺漏、塌陷、脫落等現(xiàn)象，造成巨大的安全隱患與經(jīng)濟(jì)損失[11]。同時(shí)，工程建設(shè)中，機(jī)械復(fù)合管無(wú)法進(jìn)行冷、熱加工制造彎管等配件，施工現(xiàn)場(chǎng)不能切管焊接，極大影響工程進(jìn)度。冶金復(fù)合管耐蝕層與基管之間為原子級(jí)結(jié)合，界面結(jié)合強(qiáng)度高，可有效避免類似機(jī)械復(fù)合管襯管易塌陷脫落的問(wèn)題，適用于高溫或溫度變化較大的工況，方便二次加工制造配件及施工現(xiàn)場(chǎng)可直接切管焊接。冶金復(fù)合管主要有離心澆筑復(fù)合、復(fù)合板直縫焊接復(fù)合以及堆焊復(fù)合等，其中離心鑄造復(fù)合管耐蝕層表面成型粗糙，且合金元素偏析問(wèn)題嚴(yán)重;復(fù)合板直縫焊接管生產(chǎn)工序繁瑣，焊接變形較大;堆焊復(fù)合管工藝流程短，焊接殘余應(yīng)力小，耐蝕層成型均勻美觀，管件堆焊變形小。但傳統(tǒng)堆焊工藝效率低，如何提高復(fù)合管堆焊效率成為各大廠家研究重點(diǎn)[11]。

采用新型自動(dòng)熱絲TIG（Tungsten Inert Gas Wel-ding）堆焊無(wú)縫管工藝，能有效解決傳統(tǒng)冷絲堆焊焊效率低及耐蝕層焊接稀釋問(wèn)題[12]。熱絲TIG焊較傳統(tǒng)冷絲TIG焊工藝增設(shè)了獨(dú)立的焊絲加熱裝置，焊絲進(jìn)入電弧前已預(yù)熱到一定溫度，焊絲熔敷效率可提升3倍以上，焊接效率顯著提高[13-14]。焊絲預(yù)熱還有助于清理焊絲表面油污等雜物，潔凈焊絲可明顯降低堆焊缺陷的產(chǎn)生。熱絲自動(dòng)TIG焊相較傳統(tǒng)焊接方法熱輸入量小，可獲得較細(xì)的焊縫晶粒，焊接熱影響區(qū)較窄，焊接稀釋率低，從而保證了焊縫金屬的性能[15-16]。熱絲TIG堆焊設(shè)備由工藝控制系統(tǒng)、機(jī)械系統(tǒng)和焊接系統(tǒng)組成，可實(shí)現(xiàn)高度自動(dòng)化，其中，機(jī)械系統(tǒng)包括堆焊操作架、堆焊機(jī)頭、操作平臺(tái)及送絲機(jī)構(gòu)[17]，機(jī)械系統(tǒng)精準(zhǔn)確定焊接位置，管件自轉(zhuǎn)與焊接速度高度匹配，是復(fù)合管制造實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化、高效率焊接的基礎(chǔ)。堆焊參數(shù)設(shè)置應(yīng)盡量考慮降低焊縫稀釋率，同時(shí)提高產(chǎn)品生產(chǎn)效率[18]，文中采用正交試驗(yàn)方法探究復(fù)合管堆焊工藝參數(shù)，通過(guò)對(duì)具有代表性的工藝參數(shù)進(jìn)行正交組合，尋求最佳堆焊參數(shù)組合，科學(xué)地降低了試驗(yàn)次數(shù)，保障管件優(yōu)良的品質(zhì)[19-20]。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

復(fù)合管制造采用熱絲TIG堆焊工藝，填充材料為ERNiFeCr-1焊絲（熔敷金屬化學(xué)成分與825合金相當(dāng)），焊絲直徑φ1.2 mm其熔敷金屬具有面心立方的穩(wěn)定結(jié)構(gòu)，焊絲化學(xué)成分如表1所示。825合金屬于鐵鎳基材料，價(jià)格相對(duì)鎳基金屬低廉，因其能夠滿足絕大多數(shù)腐蝕環(huán)境的需求而受到廣泛青睞，在H2S、CO2及Cl-的酸性環(huán)境下具有良好的耐腐蝕性能，相較于TP304、TP316等常見(jiàn)奧氏體不銹鋼，其耐晶間腐蝕和點(diǎn)蝕的性能較好，已在日本及歐美等國(guó)家和地區(qū)廣泛應(yīng)用于石油工程、機(jī)械設(shè)備、航天設(shè)備、食品工程設(shè)備之中，均收到了良好的使用反饋[21-22]，并得到了相關(guān)行業(yè)的認(rèn)可[23-24]。復(fù)合管的基體管件選用正火狀態(tài)的A333 GR.6低溫碳鋼無(wú)縫管，管徑168.3 mm×18.26 mm，低溫使用性能良好，抗拉強(qiáng)度415 MPa，屈服強(qiáng)度240 MPa，其主要化學(xué)成分如表2所示。堆焊過(guò)程中采用純度為99.99%的氬氣對(duì)焊接熔池及鄰近金屬進(jìn)行保護(hù)，堆焊金屬以呈現(xiàn)銀白色金屬光澤為最佳。

1.2 堆焊工藝參數(shù)探究

試驗(yàn)采用Fronius TT5000脈沖TIG焊機(jī)，與堆焊設(shè)備的機(jī)械系統(tǒng)和控制系統(tǒng)相互協(xié)作，確保焊接過(guò)程穩(wěn)定可靠。熱絲TIG堆焊工藝中常見(jiàn)的焊接缺陷有縮孔、高溫氧化、沾絲、未熔合及熱裂紋等，有時(shí)堆焊層表面熔合良好，但在金屬內(nèi)部相鄰焊道根部會(huì)出現(xiàn)未熔合缺陷，嚴(yán)重降低堆焊層的耐腐蝕能力。為避免上述焊接缺陷的發(fā)生，經(jīng)過(guò)調(diào)研及多次堆焊試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，焊接電流、焊接速度、送絲速度及保護(hù)氣體流量4個(gè)工藝參數(shù)對(duì)管件堆焊質(zhì)量影響最為關(guān)鍵。

文中正交實(shí)驗(yàn)采用四因素四水平的設(shè)計(jì)方法，探究焊接電流、送絲速度、焊接速度、保護(hù)氣體流量的精確組合，通過(guò)焊材說(shuō)明書確定試驗(yàn)因素的范圍，并合理劃分試驗(yàn)水平后進(jìn)行正交試驗(yàn)組合，如表3所示。試驗(yàn)以焊縫成形質(zhì)量作為評(píng)審指標(biāo)，評(píng)定滿分為10分，需焊縫成形均勻，無(wú)氧化、氣孔等焊接缺陷，厚度為2.5～3 mm;焊縫成形差，焊縫表面可見(jiàn)縮孔缺陷或堆焊厚度過(guò)大的焊件評(píng)定為5分以下。

9種焊接工藝中，1號(hào)焊縫成形較好，厚度適中;2號(hào)焊縫成形尚可，厚度適中;3、4、5號(hào)焊縫局部不均勻，有輕微縮孔缺陷;6號(hào)焊縫堆焊厚度過(guò)大，超過(guò)工程設(shè)計(jì)需求，造成焊材浪費(fèi);7號(hào)焊縫成形最差，焊縫表面縮孔嚴(yán)重;8號(hào)焊縫成形較差，但無(wú)縮孔缺陷;9號(hào)焊縫成形尚可，厚度偏大。試驗(yàn)過(guò)程中焊縫縮孔缺陷主要是由于焊接速度與送絲速度嚴(yán)重不匹配，送絲量不能滿足焊接速度需求。反之，送絲速度快而焊接速度慢，將會(huì)導(dǎo)致焊接厚度過(guò)大。7、8、9三個(gè)試樣由于焊接電流較大，導(dǎo)致收弧弧坑較深，易造成弧坑裂紋傾向。同時(shí)，在焊接速度一定的情況下，大焊接電流將增加基層碳鋼對(duì)堆焊層金屬的稀釋現(xiàn)象，降低復(fù)合管的耐腐蝕性能。4個(gè)實(shí)驗(yàn)因素焊接電流、送絲速度、保護(hù)氣體流量、焊接速度的極差分別為3、2.667、1.667、0.5，表明焊接電流為最重要的影響因素，其余因素按照影響程度大小排列依次為送絲速度、保護(hù)氣體流量、焊接速度。

通過(guò)4個(gè)實(shí)驗(yàn)因素的平均K值確定出堆焊工藝參數(shù)的水平。確定最終參數(shù)為：焊接電流160 A、送絲速度140 cm/min、保護(hù)氣體流量14 L/min、焊接速度29 cm/min，并以此參數(shù)（見(jiàn)表4）再次進(jìn)行堆焊試驗(yàn)，試樣經(jīng)UT/PT超聲與滲透檢測(cè)后合格進(jìn)行后續(xù)力學(xué)性能試驗(yàn)及腐蝕性能測(cè)試。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 復(fù)合管組織分析

2.1.1 復(fù)合管宏、微觀組織形貌

利用顯微鏡觀察復(fù)合管基層與復(fù)層的交界面，復(fù)合管宏觀形貌如圖2所示，該復(fù)合管基層與復(fù)層界面熔合良好，在10倍光鏡下未發(fā)現(xiàn)裂紋、未熔合等焊接缺陷，同時(shí)可觀察到焊縫熔深較淺，說(shuō)明基層碳鋼對(duì)堆焊層金屬稀釋率低，堆焊層金屬將具有優(yōu)良的耐蝕性能。將試樣打磨拋光后，采用4%硝酸酒精溶液對(duì)基層碳鋼A333GR.6進(jìn)行腐蝕，而后通過(guò)金相顯微鏡進(jìn)行顯微組織觀察，金相組織如圖3所示。堆焊前，基體碳鋼母材的顯微組織由鐵素體和珠光體組成，符合碳鋼管的正火交貨狀態(tài)。基層碳鋼受到堆焊熱影響，熱影響區(qū)金屬微觀組織由鐵素體+珠光體轉(zhuǎn)變?yōu)殍F素體+索氏體，索氏體屬于細(xì)小的珠光體組織，具有較好的綜合機(jī)械性能。金相中未觀察到淬硬組織，但過(guò)熱區(qū)鐵素體晶粒尺寸變大，造成金屬塑性和韌性降低，硬度升高。

2.1.2 堆焊層微觀組織

對(duì)堆焊層金屬進(jìn)行X射線衍射（X-ray diffraction，XRD）分析，如圖4所示，堆焊層金屬具有（111）、（220）、（200）三個(gè)較強(qiáng)的衍射峰，圖譜經(jīng)過(guò)與標(biāo)準(zhǔn)PDF卡片比對(duì)，斷定堆焊層金屬相結(jié)構(gòu)為γ-Ni單相奧氏體。

2.1.3 金屬稀釋率

采用能量色散X射線譜（Energy Dispersive X-ray Spectroscopy，EDS）面掃描方法對(duì)基層碳鋼與堆焊層的結(jié)合界面進(jìn)行分析，觀察堆焊層厚度方向上合金元素的變化趨勢(shì)。掃描路徑為從基層碳鋼側(cè)到堆焊層方向。面掃描結(jié)果如圖5所示，可直觀看到Cr和Ni元素含量在熔合線處迅速升高;熔合線至堆焊層表面方向，F(xiàn)e元素含量逐漸降低。

分別對(duì)復(fù)合管各位置的Fe元素含量進(jìn)行檢測(cè)，通過(guò)Fe元素的變化程度來(lái)表征堆焊金屬的稀釋情況。使用能譜直讀儀分別測(cè)量基層碳鋼、堆焊層金屬、填充焊材中的Fe元素含量，堆焊層金屬Fe元素測(cè)量位置分別為熔合線以上2 mm處和堆焊層表面以下1 mm處。

基于復(fù)合管各位置的Fe元素檢測(cè)結(jié)果，通過(guò)計(jì)算得出熔合線以上2 mm位置處的稀釋率為2.9%，堆焊層表面以下1 mm的稀釋率為1.7%。試驗(yàn)結(jié)果表明堆焊層金屬?gòu)娜酆暇€至堆焊層表面Fe元素含量緩慢降低，堆焊層金屬的稀釋程度逐漸減輕，即堆焊層金屬耐蝕能力逐漸提高，如表4所示。

2.2 復(fù)合管力學(xué)性能測(cè)試

根據(jù)規(guī)范要求對(duì)復(fù)合管基層碳鋼進(jìn)行拉伸、沖擊、硬度、彎曲測(cè)試，并利用掃描電子顯微鏡（Scanning Electron Microscope，SEM）觀察試樣斷口形貌，通過(guò)試樣斷口中的撕裂棱及韌窩的形態(tài)判斷材料的斷裂機(jī)制及塑性變形能力。

2.2.1 拉伸試驗(yàn)

試驗(yàn)執(zhí)行ASTM-370標(biāo)準(zhǔn)，試驗(yàn)設(shè)備為高溫電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)DEM/20W，拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。基層碳鋼堆焊前后抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率及屈強(qiáng)比均無(wú)明顯變化，能夠滿足工程設(shè)計(jì)要求;堆焊層金屬的強(qiáng)度高于基層碳鋼，屈強(qiáng)比明顯低于基層碳鋼，表明堆焊層金屬具有更優(yōu)良的性能。為進(jìn)一步探究試樣的斷裂機(jī)制，利用SEM電鏡觀察失效試樣斷口，如圖6、圖7所示，可見(jiàn)基層碳鋼拉伸試樣為杯錐狀斷口，試樣由彈性變形到塑性變形，產(chǎn)生頸縮直到最終斷裂。杯錐狀斷口上觀察到分層斷裂現(xiàn)象，主要原因是管件控軋冶金過(guò)程的偏析形成帶狀組織和織構(gòu)，導(dǎo)致管件壁厚方向上力學(xué)性能差異，出現(xiàn)沿軋制面的分層破壞。大量韌窩是塑性斷裂的典型特征，夾雜物或第二相粒子分布是韌窩的主要來(lái)源，一般認(rèn)為韌窩越大越深，說(shuō)明材料的塑性韌性越好。堆焊層試樣斷口同樣觀察到頸縮現(xiàn)象和大量的等軸韌窩，且韌窩相較基層碳鋼更多且深，說(shuō)明堆焊層金屬具有更優(yōu)良的塑性，與表5中試驗(yàn)結(jié)果一致。

2.2.2 沖擊試驗(yàn)

試驗(yàn)按照標(biāo)準(zhǔn)ASTM A370-17執(zhí)行，沖擊試樣取自復(fù)合管基層，選取尺寸55 mm×10 mm×10 mm的3組平行試樣，試樣中間加工2 mm深V型缺口，缺口夾角為45°，試驗(yàn)溫度為-50 ℃。由基層碳鋼-50 ℃條件下沖擊試驗(yàn)結(jié)果（見(jiàn)表6）可以看出，試樣滿足設(shè)計(jì)規(guī)范中對(duì)管件的低溫韌性要求，說(shuō)明基層碳鋼經(jīng)過(guò)堆焊熱影響后仍具有良好的韌性。通過(guò)觀察試樣斷口形貌（見(jiàn)圖8），其存在大量的撕裂棱和較淺的拋物線韌窩，未發(fā)現(xiàn)明顯的脆性斷裂解理面，表明試樣金屬為延性斷裂。

2.2.3 硬度試驗(yàn)

復(fù)合管硬度試驗(yàn)采用標(biāo)準(zhǔn)ASTM E384-11維氏硬度方法（HV5），測(cè)試位置分別為基層母材中心、基層金屬熱影響區(qū)、堆焊層金屬，在各試驗(yàn)位置隨機(jī)選取10個(gè)試驗(yàn)點(diǎn)。其中，基層碳鋼中心位置的平均硬度值為198 HV5，熱影響區(qū)處平均硬度值為207 HV5，堆焊層金屬平均硬度值為221.5 HV5，基層熱影響區(qū)的硬度顯著高于基層母材中心硬度，這是由于臨近焊縫的碳鋼金屬經(jīng)過(guò)堆焊熱影響，其晶間組織改變和晶粒尺寸變大導(dǎo)致硬度值升高。

2.2.4 彎曲試驗(yàn)

彎曲試驗(yàn)采用標(biāo)準(zhǔn)ASTM Ⅸ側(cè)彎方式對(duì)復(fù)合管進(jìn)行測(cè)試，試樣厚度10 mm，彎心直徑40 mm，彎曲角度180°。試驗(yàn)結(jié)果表明，三組側(cè)彎試樣經(jīng)過(guò)180°彎曲后，試樣表面未觀察到開(kāi)口缺陷，復(fù)合管彎曲試驗(yàn)合格。

2.3 堆焊層金屬耐腐蝕性能

油氣輸送用復(fù)合管耐腐蝕性能研究主要是晶間腐蝕與點(diǎn)蝕，其中晶間腐蝕研究主要是貧鉻理論，晶間處形成的Cr23C6使晶界出現(xiàn)嚴(yán)重的貧鉻區(qū)，晶界附近形成的貧Cr區(qū)的Cr含量低于金屬發(fā)生鈍化的需求而導(dǎo)致腐蝕。點(diǎn)蝕現(xiàn)象主要原因是金屬表面鈍化膜破裂，金屬表層鈍化膜耐蝕能力取決于金屬化學(xué)成分與微觀組織。為了檢測(cè)復(fù)合管堆焊層金屬的耐晶間腐蝕、點(diǎn)蝕及耐硫化物應(yīng)力腐蝕性能，分別進(jìn)行了G28 A、G48 A、 A262 E法以及硫化物應(yīng)力腐蝕（Sulfide Stress Corrosion，SSC）試驗(yàn)，結(jié)果表明堆焊耐蝕層金屬耐蝕性能滿足工程設(shè)計(jì)需求。

2.3.1 晶間腐蝕測(cè)試

復(fù)合管耐晶間腐蝕能力測(cè)試分別采用ASTM G28 A、A262 E兩種方法。G28 A法實(shí)驗(yàn)溶液為標(biāo)準(zhǔn)配制的50%硫酸+硫酸鐵溶液，試樣尺寸為30 mm×20 mm×2 mm，通過(guò)砂紙打磨至1200#后丙酮清理，實(shí)驗(yàn)溫度為沸點(diǎn)，實(shí)驗(yàn)周期120 h。堆焊金屬晶間腐蝕實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表7所示，三組試樣腐蝕速率分別0.469 6 mm/a、0.376 5 mm/a、0.412 1 mm/a，平均腐蝕速率為0.4194 mm/a，滿足設(shè)計(jì)規(guī)范中腐蝕速率小于0.9 mm/a的要求。試樣宏觀形貌如圖9所示。

ASTM A262 E試驗(yàn)溶液為700 mL蒸餾水中溶解100g試劑級(jí)硫酸銅和100 mL化學(xué)純級(jí)硫酸，并用蒸餾水稀釋到1 000 mL后加入銅粉。試樣尺寸75 mm×20 mm×2 mm，使用砂紙逐級(jí)打磨至1200#后用丙酮清理，試驗(yàn)溫度為沸點(diǎn)，試驗(yàn)周期24 h。試驗(yàn)結(jié)束按標(biāo)準(zhǔn)清洗試樣后進(jìn)行180°彎曲，并觀察彎曲試樣受拉表面形貌。彎曲前堆焊金屬晶間腐蝕后的宏觀形貌如圖10所示，試樣表面未觀察到可見(jiàn)缺陷，將試樣進(jìn)行180°彎曲后進(jìn)行觀察，仍未發(fā)現(xiàn)裂紋等開(kāi)口缺陷。綜合兩種實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，堆焊層金屬具有良好的耐晶間腐蝕能力，滿足設(shè)計(jì)規(guī)范要求。

2.3.2 點(diǎn)蝕測(cè)試

試驗(yàn)采用ASTM G48 A法對(duì)復(fù)合管耐點(diǎn)蝕性能進(jìn)行測(cè)試，試驗(yàn)溶液為6%FeCl3溶液，實(shí)驗(yàn)溫度30 ℃，試驗(yàn)周期72 h，試樣尺寸為50 mm×25 mm×2 mm，使用砂紙逐級(jí)打磨至1500#后拋光。腐蝕試樣表面未觀察到明顯的點(diǎn)蝕坑，如圖11所示，三組試樣平均腐蝕速率為0.20 g/m2，其腐蝕速率滿足設(shè)計(jì)規(guī)范中小于4 g/m2的要求，表明堆焊層金屬具有良好的抗點(diǎn)蝕能力，如表8所示。

2.3.3 SSC硫化物應(yīng)力腐蝕實(shí)驗(yàn)

采用四點(diǎn)彎曲加載方法探究堆焊金屬耐硫化物應(yīng)力腐蝕的性能，試驗(yàn)執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)為NACE TM0177-2016，試驗(yàn)溶液為5%的NaCl和0.5%冰乙酸的A型溶液，試樣尺寸為127 mm×25 mm×2 mm，使用砂紙打磨至1000#后用丙酮清洗。將試樣安裝于專用夾具，按90% 屈服強(qiáng)度加載后放入高溫高壓反應(yīng)釜中，純N2除氧2 h后通入H2S氣體，濃度為2 520×10-6，試驗(yàn)溫度120 ℃，試驗(yàn)周期720 h。圖12為高溫反應(yīng)釜中取出試樣的宏觀形貌，觀察到試樣表面形成一層腐蝕膜，比較均勻，無(wú)破損現(xiàn)象。清洗后試樣的受拉面肉眼未觀察到可見(jiàn)裂紋及其他缺陷。為進(jìn)一步觀察試樣的腐蝕情況，將試樣放置于10倍顯微鏡下進(jìn)行觀察，試樣的受拉表面仍未能觀察到裂紋及其他缺陷。試驗(yàn)結(jié)果表明，堆焊層金屬具有良好的抗硫化物應(yīng)力腐蝕性能。

3 結(jié)論及展望

自動(dòng)熱絲堆焊工藝焊接效率相較于傳統(tǒng)堆焊顯著提升，由正交實(shí)驗(yàn)方法確定的堆焊參數(shù)精確穩(wěn)定，耐蝕層焊縫成形均勻。通過(guò)XRD實(shí)驗(yàn)表明堆焊層金屬為γ-Ni面心立方奧氏體結(jié)構(gòu);拉伸、彎曲、沖擊及硬度實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，復(fù)合管的強(qiáng)度、塑性及韌性均滿足設(shè)計(jì)規(guī)范需求;ASTM G28 A、G48 A、A262 E及SSC實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，堆焊金屬具有良好的耐蝕性能。文中研發(fā)的堆焊復(fù)合管具有良好的承壓能力及耐腐蝕性能，極大改善以往復(fù)合管制造與服役過(guò)程中遇見(jiàn)的問(wèn)題，為油氣輸送復(fù)合管的生產(chǎn)提供了技術(shù)支持，確保復(fù)合管運(yùn)行平穩(wěn)安全。目前，采用該工藝堆焊成型的825復(fù)合管已在國(guó)外某油氣田工程中成功使用。

隨著油氣資源開(kāi)發(fā)力度的加大，復(fù)合管的應(yīng)用需求將不斷增加。為進(jìn)一步提升熱絲TIG焊復(fù)合管的生產(chǎn)效率，后續(xù)工作中將繼續(xù)探索同步多絲堆焊工藝，即由單絲改為雙絲或三絲，研究多絲工藝的穩(wěn)定性。同時(shí)進(jìn)一步加大填充焊材種類的研發(fā)，以確保堆焊復(fù)合管與服役工況的契合度，提高其服役安全性與經(jīng)濟(jì)性。

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