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(jié)構(gòu)安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,陜西 西安 710077; 2.中國(guó)石油集團(tuán) 工程材料研究院有限公司,陜西 西安 710077; 3.國(guó)家管網(wǎng)集團(tuán) 西部管道有限責(zé)任公司,新疆 烏魯木齊 830013)

引言

中俄東線作為我國(guó)一條重要的能源大動(dòng)脈,是我國(guó)四大油氣戰(zhàn)略通道的重要組成部分,對(duì)于保障我國(guó)能源戰(zhàn)略安全有至關(guān)重要的作用。中俄東線的天然氣年輸量為3.8×1010m3,設(shè)計(jì)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(yán)寒地帶,部分地段最低溫度為-48 ℃,所以針對(duì)嚴(yán)寒地區(qū)站場(chǎng)地面工程所用的管材管件設(shè)計(jì)溫度為-45 ℃[1]。因此低溫管件的性能穩(wěn)定對(duì)于高壓大輸量輸氣管道的安全運(yùn)行十分重要。

在油氣長(zhǎng)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(chǎng)、閥室及壓氣站中廣泛應(yīng)用[1]。三通質(zhì)量的優(yōu)劣與承載能力的高低將直接影響到整個(gè)管道系統(tǒng)的完整性及安全運(yùn)行[2]?，F(xiàn)有熱拔三通的設(shè)備能力很難滿足設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)的壁厚要求,生產(chǎn)過(guò)程中的多次高溫?zé)崽幚?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(wěn)開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)。

油氣管道用三通具有規(guī)格尺寸大的特點(diǎn),電弧增材技術(shù)沉積速率高、制造成本低和加工自由度高,并且無(wú)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(tuán)隊(duì)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(xué)性能相對(duì)均勻一致,優(yōu)良的綜合性能滿足現(xiàn)有的標(biāo)準(zhǔn)要求。埋弧增材在定制化小批量、特殊環(huán)境和特殊用途石油管/管件/裝備構(gòu)件的制造上具有極大的推廣和應(yīng)用前景。

目前對(duì)于埋弧增材的研究?jī)H限于實(shí)驗(yàn)室的工藝研究,實(shí)驗(yàn)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(gè)位置不同方向的性能對(duì)比,國(guó)內(nèi)外尚無(wú)文獻(xiàn)報(bào)道大尺寸厚壁埋弧增材的實(shí)物產(chǎn)品[3-6]。埋弧增材工藝對(duì)大尺寸實(shí)物產(chǎn)品不同位置和不同方向的厚壁三通的微觀組織、力學(xué)性能的影響尚不清楚。本團(tuán)隊(duì)采用埋弧增材制造方法制備了尺寸規(guī)格為Φ1 219 mm×55 mm的油氣管道用低溫厚壁三通實(shí)物產(chǎn)品,并順利通過(guò)中國(guó)石油和石油化工設(shè)備工業(yè)協(xié)會(huì)的產(chǎn)品鑒定。本文針對(duì)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(kāi)展研究,進(jìn)而揭示埋弧增材過(guò)程中厚壁三通的微觀組織和力學(xué)性能的變化規(guī)律。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

1.1 試樣制備

增材三通所用焊絲直徑為Φ4.0 mm,化學(xué)成分見(jiàn)表1。所選用的焊劑為GXL-125,規(guī)格為10～60目。

增材三通的工藝參數(shù):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(jīng)過(guò)埋弧增材制造得到增材三通。最終得到規(guī)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(jù)標(biāo)準(zhǔn)NB/T 47013.4—2015和NB/T 47013.3—2015對(duì)增材三通進(jìn)行磁粉檢測(cè)和超聲檢測(cè),經(jīng)磁粉檢測(cè)、常規(guī)超聲檢測(cè)、超相控陣聲檢測(cè)未發(fā)現(xiàn)超標(biāo)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?yàn)槠叫写蛴》较?y方向?yàn)楸诤穹较?z方向?yàn)榇怪贝蛴》较颉?/p>

圖1 增材三通和試樣位置示意圖

1.2 試驗(yàn)方法

增材三通的力學(xué)性能測(cè)試取樣位置如圖1(b)所示。其中拉伸試驗(yàn)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(gè)位置處沿垂直打印方向和平行打印方向各取3個(gè)拉伸試樣,尺寸如圖2(a)所示;采用UTM5305萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)在室溫環(huán)境下進(jìn)行拉伸性能測(cè)試,試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)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(gè)位置處沿平行打印方向和垂直打印方向各取3個(gè)夏比沖擊試樣,試樣尺寸如圖2(b)所示;采用PIT752D-2沖擊試驗(yàn)機(jī)測(cè)試試樣-45 ℃的沖擊韌性,試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)為GB/T 229—2020。采用ZEISS掃描電鏡(SEM)對(duì)拉伸試樣和沖擊試樣進(jìn)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(cè)試面為圖1(b)中的y-z平面。采用KB30BVZ-FA維氏硬度計(jì)進(jìn)行硬度測(cè)試,加載載荷為10 kg,加載時(shí)間為15 s,試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)為GB/T 4340.1—2009,相鄰兩個(gè)硬度壓痕的間距為1.5 mm,在y、z方向各測(cè)3排硬度,相鄰兩排硬度測(cè)試點(diǎn)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(duì)觀察面進(jìn)行磨拋,然后使用濃度為2%的硝酸酒精溶液對(duì)拋光后的觀察面進(jìn)行腐蝕,再使用光學(xué)顯微鏡對(duì)腐蝕后的試樣進(jìn)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(shù)分析(EBSD)試樣,測(cè)試面為x-y、x-z和y-z平面,對(duì)測(cè)試面進(jìn)行打磨和機(jī)械拋光,然后進(jìn)行振動(dòng)拋光消除機(jī)械拋光過(guò)程形成的應(yīng)力。利用ZEISS掃描電鏡中的Aztec采集系統(tǒng)對(duì)試樣進(jìn)行EBSD測(cè)試,掃描步長(zhǎng)為0.4 μm,采用Aztec Crystal軟件對(duì)EBSD數(shù)據(jù)進(jìn)行處理分析。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 微觀組織

增材制造三通制造過(guò)程本質(zhì)是多層多道焊,焊縫與熱影響區(qū)交叉重疊,很難對(duì)其每個(gè)區(qū)域進(jìn)行精準(zhǔn)區(qū)分,選取A、B、C位置對(duì)其金相顯微組織進(jìn)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(wú)明顯的焊接缺陷。圖3(b)為(a)中兩個(gè)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(nèi)較粗的AF經(jīng)過(guò)下一道焊接熱循環(huán)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(dāng)于經(jīng)歷一次正火熱處理;然后后續(xù)的焊接熱循環(huán)繼續(xù)作用在位置A處,相當(dāng)于回火處理,埋弧增材工藝最終導(dǎo)致此處晶粒尺寸比較細(xì)小,細(xì)小的AF數(shù)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(nèi)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(xù)焊接熱循環(huán)對(duì)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(fā)生部分相變,PF數(shù)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(xù)焊接熱循環(huán)對(duì)該位置的作用,使該位置處的溫度處于Ac1以下[7],相當(dāng)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(guò)程中形成的細(xì)長(zhǎng)的晶內(nèi)針狀鐵素體在多次熱輸入作用下,轉(zhuǎn)變?yōu)槌叽巛^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(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和延伸率方面基本無(wú)明顯差別。1#位置的垂直和平行打印方向的平均屈服強(qiáng)度分別為617.67 MPa和619.00 MPa,平均抗拉強(qiáng)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(qiáng)度和平均抗拉強(qiáng)度基本無(wú)差異。2#位置的垂直和平行打印方向的平均屈服強(qiáng)度分別為635.33 MPa和623.33 MPa,相差12 MPa;平均抗拉強(qiáng)度分別為696.67 MPa和692.33 MPa,基本無(wú)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(qiáng)度相差17.66 MPa,約為2.86%;平均抗拉強(qiáng)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(qiáng)度相差4.33 MPa,約為0.70%;平均抗拉強(qiáng)度相差1 MPa,約為0.14%。拉伸試驗(yàn)結(jié)果表明增材三通無(wú)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(qiáng)度值和延伸率無(wú)明顯差別,可見(jiàn)增材三通在各個(gè)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(duì)沖擊斷口的剪切斷面率進(jìn)行評(píng)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(jié)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(diǎn)硬度值為該位置3個(gè)不同壓痕點(diǎn)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(dòng),1#位置的y和z方向上的波動(dòng)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(dòng)范圍分別約為±15.5 HV10和±21 HV10,硬度波動(dòng)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(duì)拉伸斷口和沖擊斷口形貌進(jìn)行觀察和分析,進(jìn)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(xiàn)比較淺的小而密集形態(tài),脆性斷裂表現(xiàn)為扇形花樣的解理斷裂,所以表現(xiàn)出相對(duì)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(xiàn)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(shù)量較少;x-z平面中〈101〉的晶粒數(shù)量相對(duì)較多,〈001〉和〈111〉的晶粒數(shù)量相對(duì)較少,〈001〉和〈111〉的晶粒數(shù)量基本相同;y-z平面〈111〉、〈001〉和〈101〉的晶粒數(shù)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(jiàn)表3。表明增材制造的三通晶粒尺寸比較細(xì)小,晶粒得到有效控制,3個(gè)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(jié)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(cuò)密度)分布圖和直方圖。x-y、x-z和y-z平面的位錯(cuò)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(cuò)分布相對(duì)集中,y-z平面次之,x-y平面的位錯(cuò)分布相對(duì)均勻。在變形過(guò)程中,位錯(cuò)之間相互反應(yīng),位錯(cuò)受到阻礙不斷塞積,材料中的溶質(zhì)原子、第二相等都會(huì)阻礙位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)。所以位錯(cuò)密度越大,金屬抵抗塑性變形的能力就越大,材料的強(qiáng)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(rèn)為Schmid因子≥0.4的晶粒為軟取向晶粒,在變形過(guò)程中容易發(fā)生塑性變形,表現(xiàn)為較高的塑韌性[8],由表3可見(jiàn),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(jié)合圖4的拉伸性能和應(yīng)力-應(yīng)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(jiàn)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(kuò)展過(guò)程中可以阻礙裂紋的擴(kuò)展,改變裂紋擴(kuò)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(kuò)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(kuò)展。

圖10 增材三通EBSD-晶界圖

金屬材料的強(qiáng)度通常受固溶強(qiáng)化、細(xì)晶強(qiáng)化、位錯(cuò)強(qiáng)化和析出強(qiáng)度等強(qiáng)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(qiáng)度為626.50 MPa,平行打印方向的平均屈服強(qiáng)度為621.17 MPa。

屈服強(qiáng)度通常由以上幾種強(qiáng)化機(jī)理共同作用,屈服強(qiáng)度可以依據(jù)

σys=σo+σss+σgs+σρ+σother

(1)

計(jì)算各種強(qiáng)化機(jī)理對(duì)屈服強(qiáng)度的貢獻(xiàn)[9-13]。其中:σys為增材三通不同方向的屈服強(qiáng)度;σo為晶格摩擦力,48 MPa[12];σss為固溶強(qiáng)化,主要來(lái)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(duì)強(qiáng)度的貢獻(xiàn),如下式所示[10]:

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

(2)

σgs為細(xì)晶強(qiáng)化,根據(jù)Hall-Petch公式,計(jì)算增材三通不同方向試樣的晶粒尺寸對(duì)屈服強(qiáng)度的貢獻(xiàn):

(3)

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

σρ為位錯(cuò)強(qiáng)化。當(dāng)材料發(fā)生變形,位錯(cuò)在滑移過(guò)程中產(chǎn)生大量的割階和扭折;位錯(cuò)之間發(fā)生反應(yīng),生成大量的固定位錯(cuò),大量位錯(cuò)纏結(jié)形成亞晶界,阻礙位錯(cuò)的運(yùn)動(dòng);先發(fā)生塑性變形的晶粒要受到周?chē)Я５闹萍s,晶粒間的變形是一個(gè)協(xié)調(diào)變形的過(guò)程,使變形的阻力增大。根據(jù)

(4)

計(jì)算位錯(cuò)對(duì)屈服強(qiáng)度的貢獻(xiàn)。式中:α值為0.435;M為平均泰勒因子;μ為剪切模量,數(shù)值8.3×104MPa;b為伯氏矢量,數(shù)值0.248×10-7cm;ρ為位錯(cuò)密度,cm-2[10,14]。

σother為其他難以量化的強(qiáng)化機(jī)理對(duì)屈服強(qiáng)度的貢獻(xiàn),包括增材三通的析出強(qiáng)化、增材過(guò)程中形成的不同類(lèi)型的基體組織等對(duì)強(qiáng)度的貢獻(xiàn)。根據(jù)式(1)和屈服強(qiáng)度的實(shí)測(cè)值,可估算σother的貢獻(xiàn)。

根據(jù)式(1)～(4),結(jié)合表3的EBSD結(jié)果,可以得出各種強(qiáng)化機(jī)理對(duì)垂直和平行打印方向拉伸試樣屈服強(qiáng)度的貢獻(xiàn)占比,結(jié)果如圖11和表4所示。

圖11 增材三通屈服強(qiáng)度組成

根據(jù)圖11和表4中各種強(qiáng)化機(jī)理的貢獻(xiàn)可知,細(xì)晶強(qiáng)化在垂直和平行試樣中的貢獻(xiàn)占比分別為47.14%和51.48%,位錯(cuò)強(qiáng)化占比分別為22.74%和17.59%。由于在增材過(guò)程中增材工藝的控制,使得增材三通具有較細(xì)的晶粒尺寸,為增材三通提供了較高的屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度。

4 結(jié) 論

本團(tuán)隊(duì)采用埋弧增材制造方法制備了尺寸規(guī)格為Φ1 219 mm×55 mm的油氣管道用低溫厚壁三通實(shí)物產(chǎn)品,對(duì)增材三通不同位置和方向的力學(xué)性能進(jìn)行測(cè)試,并對(duì)增材三通不同平面進(jìn)行EBSD測(cè)試,根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果得出如下結(jié)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(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和延伸率基本相同,均具有較高的強(qiáng)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(jié)果表明晶粒細(xì)化對(duì)拉伸性能貢獻(xiàn)最大,平行和垂直打印方向的各種強(qiáng)化機(jī)理對(duì)屈服強(qiáng)度的貢獻(xiàn)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。