本發(fā)明涉及鋼材料焊接領(lǐng)域，尤其涉及一種低合金管線鋼的焊接方法。
背景技術(shù)：
隨著石油、天然氣需求的不斷增長，油、氣井的開采條件日趨惡化、復(fù)雜，一些H2S含量高的腐蝕環(huán)境嚴(yán)酷的油氣田相繼開發(fā)，促使對適應(yīng)這類酸性服役條件下的石油天然氣輸送用鋼管進(jìn)行開發(fā)與生產(chǎn)，而低合金管線鋼因具備良好的焊接性能、力學(xué)性能和耐蝕性能而被廣泛的開發(fā)與使用。目前低合金鋼L245NCS已被大量應(yīng)用于高含H2S氣田集輸管線，L245NCS管線鋼是符合GB/T9711.3-2005標(biāo)準(zhǔn)的在酸性服役條件下使用的鋼的牌號，以屈服強(qiáng)度為依據(jù)，該鋼級類似于管線鋼(API SPEC 5L)中的牌號B。L245NCS管線鋼化學(xué)成分除C、Si、Mn等主要元素外，還添加了Cu、Ni、Cr、Mo、Ti、V等微量元素，使其具備良好的冷、熱加工性能、焊接性能、力學(xué)性能和耐蝕性能。
低合金管線鋼在石油天然氣輸送中普遍被酸性介質(zhì)腐蝕的現(xiàn)象，主要表現(xiàn)在硫化物應(yīng)力腐蝕開裂和氫致開裂，它們是管線鋼腐蝕類型中破壞性和危害性極大的腐蝕形態(tài)，這種腐蝕破壞發(fā)生時間一般較短，造成油套管斷脆事故。因此，解決天然氣輸送管線的腐蝕問題，是所有的設(shè)計者和建設(shè)者面臨的最大挑戰(zhàn)，同時又是必須克服的難題。
為了解決上述管線腐蝕問題，傳統(tǒng)工藝主要將應(yīng)力腐蝕開裂的研究工作圍繞母材進(jìn)行，并且焊接工藝不成熟。因此，現(xiàn)急需研究一種可有效防止低合金管線鋼被酸性介質(zhì)腐蝕開裂的焊接方法。
技術(shù)實現(xiàn)要素：
有鑒于此，本發(fā)明實施例提供了一種低合金管線鋼的焊接方法，主要目的是減少低合金管線鋼被酸性介質(zhì)腐蝕開裂的現(xiàn)象。
為達(dá)到上述目的，本發(fā)明主要提供了如下技術(shù)方案：
一方面，本發(fā)明提供了一種低合金管線鋼的焊接方法，包括以下步驟：采用鎢極氬弧焊進(jìn)行根焊，所述根焊的焊接方向上向，采用焊條電弧焊進(jìn)行填充蓋面，所述填充蓋面的焊接方向上向，采用所述根焊和所述填充蓋面的方式對工件進(jìn)行焊接并形成焊接接頭。
作為優(yōu)選，所述低合金管線鋼的鋼牌號為L245NCS。
作為優(yōu)選，所述根焊的氬弧焊絲型號為ER70S-3φ2.4mm，所述填充蓋面的焊條型號為低氫型E4315φ3.2mm。
作為優(yōu)選，所述焊接方法包括對所述焊接接頭進(jìn)行熱處理，所述熱處理的步驟為：利用覆帶式電加熱器將焊接接頭加熱到300℃，再以小于等于120℃/h的升溫速度升至610℃-630℃并保溫50min-70min，保溫結(jié)束后以小于等于100℃/h的降溫速度降至300℃，300℃以下斷電自然冷卻。
作為優(yōu)選，所述焊接時的接頭坡口為V型坡口，所述坡口的下半部開口角度為55°-65°，所述坡口的上半部開口角度為25°-35°，所述坡口的鈍邊長度為0.5mm-1.5mm，所述坡口的對口間隙為2.0mm-3.0mm。
作為優(yōu)選，所述根焊的根焊層厚度大于等于2.5mm-3.5mm，焊縫層數(shù)為4-6層，余高小于等于2.0mm-2.2mm，所述填充蓋面的蓋面焊縫寬度比坡口每側(cè)增加1.0mm-2.0mm，錯邊小于等于1mm-1.2mm。
作為優(yōu)選，所述焊接的設(shè)備為管道焊機(jī)。
與現(xiàn)有技術(shù)相比，本發(fā)明的有益效果是：
本發(fā)明針對低合金管線鋼在石油天然氣輸送中易被酸性介質(zhì)腐蝕而產(chǎn)生腐蝕開裂和氫致開裂的技術(shù)問題，通過在低合金管線鋼焊接過程中合理選擇焊接材料、采用合理焊接工藝以及合理的焊后熱處理工藝可使焊接接頭金屬獲得較好的力學(xué)性能和抗腐蝕性能，從而滿足工程實際需要。
具體實施方式
為更進(jìn)一步闡述本發(fā)明為達(dá)成預(yù)定發(fā)明目的所采取的技術(shù)手段及功效,以下以及較佳實施例，對依據(jù)本發(fā)明申請的具體實施方式、技術(shù)方案、特征及其功效，詳細(xì)說明如后。下述說明中的多個實施例中的特定特征、結(jié)構(gòu)、或特點可由任何合適形式組合。
實施例1
選擇焊接材料：采用鎢極氬弧焊進(jìn)行根焊，根焊的焊接方向上向，根焊的氬弧焊絲型號為伯樂公司生產(chǎn)的ER70S-3φ2.4mm；采用焊條電弧焊進(jìn)行填充蓋面，填充蓋面的焊接方向上向，填充蓋面的焊條型號為大西洋公司生產(chǎn)低氫型E5015φ3.2mm；采用根焊和填充蓋面的方式對鋼牌號為L245NCS的低合金管線鋼材質(zhì)的工件進(jìn)行焊接并形成焊接接頭；焊接設(shè)備為美國米勒公司生產(chǎn)的PipePro 450 RFC管道焊機(jī)；
設(shè)計焊接工藝參數(shù)：焊接時的接頭坡口設(shè)計為V型坡口，坡口的下半部開口角度為55°，坡口的上半部開口角度為25°，坡口的鈍邊長度為0.5mm，坡口的對口間隙為2.0mm；根焊的根焊層厚度大于等于2.5mm，焊縫層數(shù)為4，余高為2.0mm，填充蓋面的蓋面焊縫寬度比坡口每側(cè)增加1.0mm，錯邊為1mm；焊接工藝參數(shù)見表1；
焊后熱處理：利用覆帶式電加熱器將焊接接頭加熱到300℃，再以100℃/h的升溫速度升至610℃并保溫50min，保溫結(jié)束后以85℃/h的降溫速度降至300℃，300℃以下斷電自然冷卻至常溫。
實施例2
選擇焊接材料：采用鎢極氬弧焊進(jìn)行根焊，根焊的焊接方向上向，根焊的氬弧焊絲型號為伯樂公司生產(chǎn)的ER70S-3φ2.4mm；采用焊條電弧焊進(jìn)行填充蓋面，填充蓋面的焊接方向上向，填充蓋面的焊條型號為伯樂公司生產(chǎn)的低氫型E4315φ3.2mm；采用根焊和填充蓋面的方式對鋼牌號為L245NCS的低合金管線鋼材質(zhì)的工件進(jìn)行焊接并形成焊接接頭；焊接設(shè)備為美國米勒公司生產(chǎn)的PipePro 450 RFC管道焊機(jī)；
設(shè)計焊接工藝參數(shù)：焊接時的接頭坡口設(shè)計為V型坡口，坡口的下半部開口角度為60°，坡口的上半部開口角度為30°，坡口的鈍邊長度為0.5mm，坡口的對口間隙為2.0mm；根焊的根焊層厚度大于等于3.0mm，焊縫層數(shù)為4，余高為2.0mm，填充蓋面的蓋面焊縫寬度比坡口每側(cè)增加1.0mm，錯邊為1mm；其他焊接工藝參數(shù)見表1；
焊后熱處理：利用覆帶式電加熱器將焊接接頭加熱到300℃，再以100℃/h的升溫速度升至620℃并保溫1小時，保溫結(jié)束后以90℃/h的降溫速度降至300℃，300℃以下斷電自然冷卻至常溫。
實施例3
選擇焊接材料：采用鎢極氬弧焊進(jìn)行根焊，根焊的焊接方向上向，根焊的氬弧焊絲型號為大西洋公司生產(chǎn)ER50-6φ2.0mm；采用焊條電弧焊進(jìn)行填充蓋面，填充蓋面的焊接方向上向，填充蓋面的焊條型號為大西洋公司生產(chǎn)的低氫型E5015φ3.2mm；采用根焊和填充蓋面的方式對鋼牌號為L245NCS的低合金管線鋼材質(zhì)的工件進(jìn)行焊接并形成焊接接頭；焊接設(shè)備為美國米勒公司生產(chǎn)的PipePro 450 RFC管道焊機(jī)；
設(shè)計焊接工藝參數(shù)：焊接時的接頭坡口設(shè)計為V型坡口，坡口的下半部開口角度為65°，坡口的上半部開口角度為35°，坡口的鈍邊長度為1mm，坡口的對口間隙為2.5mm；根焊的根焊層厚度大于等于4.0mm，焊縫層數(shù)為5，余高為1.7mm，填充蓋面的蓋面焊縫寬度比坡口每側(cè)增加1.5mm，錯邊為0.8mm；其他焊接工藝參數(shù)見表1；
焊后熱處理：利用覆帶式電加熱器將焊接接頭加熱到300℃，再以120℃/h的升溫速度升至625℃并保溫65分鐘，保溫結(jié)束后以100℃/h的降溫速度降至300℃，300℃以下斷電自然冷卻至常溫。
實施例4
選擇焊接材料：采用鎢極氬弧焊進(jìn)行根焊，根焊的焊接方向上向，根焊的氬弧焊絲型號為大西洋公司生產(chǎn)的ER50-6φ2.0mm；采用焊條電弧焊進(jìn)行填充蓋面，填充蓋面的焊接方向上向，填充蓋面的焊條型號為大西洋公司生產(chǎn)的低氫型E4315φ3.2mm；采用根焊和填充蓋面的方式對鋼牌號為L245NCS的低合金管線鋼材質(zhì)的工件進(jìn)行焊接并形成焊接接頭；焊接設(shè)備為美國米勒公司生產(chǎn)的PipePro 450 RFC管道焊機(jī)；
設(shè)計焊接工藝參數(shù)：焊接時的接頭坡口設(shè)計為V型坡口，坡口的下半部開口角度為65°，坡口的上半部開口角度為35°，坡口的鈍邊長度為1.5mm，坡口的對口間隙為3.0mm；根焊的根焊層厚度大于等于5.0mm，焊縫層數(shù)為6，余高為2.0mm，填充蓋面的蓋面焊縫寬度比坡口每側(cè)增加2.0mm，錯邊為1mm；其他焊接工藝參數(shù)見表1；
焊后熱處理：利用覆帶式電加熱器將焊接接頭加熱到300℃，再以100℃/h的升溫速度升至630℃并保溫70min，保溫結(jié)束后以90℃/h的降溫速度降至300℃，300℃以下斷電自然冷卻至常溫。
表1.焊接工藝參數(shù)
每一個實施例為一種技術(shù)方案，每一個方案均平行焊接十組焊件以作為后續(xù)性能檢測樣品；
對實施例1-4焊接后的所有焊件進(jìn)行性能測試：焊后熱處理后，待焊件冷卻，依據(jù)SY/T0452-2002、SY/T4109-2005標(biāo)準(zhǔn)要求對焊接接頭進(jìn)行外觀檢驗、X射線探傷檢驗，實施例1-4的四個焊件均合格。
對焊接接頭的力學(xué)性能進(jìn)行測試：
(1)拉伸實驗：采用型號為WDW-100D的電子萬能試驗機(jī)，依據(jù)GB228-2002《金屬材料室溫拉伸試驗方法》標(biāo)準(zhǔn)和SY/T0452-2002《石油天然氣金屬管道焊接工藝評定》標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行拉伸試驗試驗結(jié)果評定；拉伸性能檢測結(jié)果見表2；
表2拉伸試驗結(jié)果
注：表中試樣編號中第一個數(shù)字代表試驗方案序號，第二個數(shù)字代表試驗序號，第三個數(shù)字代表試件序號。
表2為四個實施例焊接得到的八個焊件的拉伸試驗結(jié)果?？梢钥闯?，四種方案的環(huán)焊縫的抗拉強(qiáng)度值相差不多，且均在母材位置斷裂。四種方案均未見明顯屈服。因為焊接時均采用高匹配或等匹配，同時焊接質(zhì)量較好，所以斷裂位置在母材。而方案2、方案4的焊縫抗拉強(qiáng)度略低于方案1、方案3，與填蓋面用焊條E5015與E4315的抗拉強(qiáng)度差別有關(guān)。據(jù)SY/T0452-2002《石油天然氣金屬管道焊接工藝評定》標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗試驗結(jié)果評定要求：每個試樣的抗拉強(qiáng)度不應(yīng)低于母材抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的下限(GB/T9711.1-1997《石油天然氣工業(yè)輸送鋼管交貨技術(shù)條件第一部分：A級鋼管》規(guī)定L245NCS最小抗拉強(qiáng)度為415MPa)，可知四個方案均達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)要求的范圍。
(2)彎曲試驗：彎曲試驗依據(jù)GBT232-1999《金屬材料彎曲試驗方法》規(guī)定進(jìn)行；彎曲試樣尺寸見表3；
表3彎曲試樣尺寸
依據(jù)SY/T0452-2002標(biāo)準(zhǔn)彎曲試驗試驗結(jié)果評定要求：彎曲試驗的彎曲角度為180°,彎曲角度應(yīng)以試樣承受載荷時測量為準(zhǔn)；當(dāng)試樣繞彎軸彎曲到規(guī)定角度后，其拉伸面的任意方向上不得有長度大于3mm的裂紋，試樣棱角處出現(xiàn)的開裂可不計，但由于夾渣或其他內(nèi)部缺陷造成的棱角上裂紋長度應(yīng)計入。彎曲試驗時，試樣上的焊縫中心應(yīng)對準(zhǔn)彎曲軸線，焊縫和熱影響區(qū)應(yīng)全部在試樣受彎范圍內(nèi)；彎曲試驗結(jié)果見表4；
表4彎曲試驗測試結(jié)果
從表4可知，方案1、方案2和面彎、背彎試驗均未見缺陷。方案3、方案4面彎試驗未見缺陷，但背彎試驗兩試件分別出現(xiàn)長2～4mm的裂紋。由此可見，方案3、方案4焊縫的抗彎性能差，因為方案3、方案4根焊采用ER50-6焊絲，該焊絲韌性差，伸長率較低，因此抗彎性能要差一些。
(3)沖擊試驗：沖擊試樣采用機(jī)械加工，其形式和試驗方法依據(jù)GB/T229-2007《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗方法》的規(guī)定進(jìn)行；低溫沖擊試驗，試樣尺寸7.5×10×55mm，試樣類型V型，試驗溫度-5℃，試驗結(jié)果見表5；
表5沖擊試驗測試結(jié)果
從表5四個方案焊縫區(qū)、熱影響區(qū)沖擊值可以看出，方案2焊縫區(qū)的沖擊值要高于其它三個方案焊縫區(qū)的沖擊值，可歸納為：方案2＞方案1＞方案4＞方案3，四個方案熱影響區(qū)沖擊值相差不多。這是由于焊接時形成的強(qiáng)化相、大量晶體缺陷和組織不均勻性等降低了焊縫及熱影響區(qū)金屬沖擊韌性。通過熱處理加熱過程提高了原子的活動能力，可以消除部分缺陷；其次是在熱處理冷卻階段，控制最高溫度620℃到320℃區(qū)間的降溫速度，鐵素體中溶解的多余碳以化合物形式析出，減弱對位錯的釘扎作用，同時焊后熱處理還有均勻組織的作用，致使鋼的沖擊韌性得到改善。從沖擊試驗結(jié)果可以看到，四個方案焊縫區(qū)的沖擊值均低 于熱影響區(qū)。沖擊功越高，沖擊韌性就越好，材料就不易出現(xiàn)脆性斷裂。熱影響區(qū)的韌性高于焊縫，則斷裂位置容易出現(xiàn)在焊縫區(qū)，因此焊接接頭是L245NCS管線鋼生產(chǎn)中的薄弱環(huán)節(jié)。
(4)刻槽錘斷試驗：刻槽錘斷試驗依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)SY/T 0452-2002的規(guī)定進(jìn)行；用鋼鋸在試樣兩側(cè)焊縫斷面的中心鋸槽，每個槽的深度約3.2mm。用此方法準(zhǔn)備的試樣，有可能斷在母材上而不斷在焊縫上。當(dāng)前一次試驗表明可能會在母材處斷裂時，為保證斷口斷在焊縫上，則可在焊縫外表面余高上刻槽，但深度從表面算起不得超過1.6mm?？滩坼N斷試樣可在拉伸機(jī)上拉斷；或支撐兩端，打擊中部錘斷；或支撐一端打擊另一端。焊縫斷裂的暴露面寬度必須不小于19mm；焊接接頭刻錘斷試驗結(jié)果見表6；
表6刻槽錘斷試驗解脫
從刻槽錘斷試驗結(jié)果表6中可以看出，方案1、方案2的兩個刻槽錘斷試驗試件均未見斷面缺陷，方案3、方案4的其中一個試件分別出現(xiàn)直徑1mm和直徑0.8mm的氣孔。四個方案的刻槽錘斷試驗結(jié)果均滿足SY/T 0452-2002標(biāo)準(zhǔn)刻槽錘斷試驗要求(每個試件的斷裂面應(yīng)完全焊透和熔合；氣孔最大長度不大于1.6mm；所有氣孔的累計面積應(yīng)不大于斷裂面積的2％)。
(5)硬度試驗：硬度試驗依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)GB/T4340-1999《金屬維氏硬度試驗》規(guī)定進(jìn)行；環(huán)焊縫3點位置取樣，試樣磨光后用適當(dāng)?shù)母g劑對焊縫橫截面進(jìn)行腐蝕，分清焊縫、熱影響區(qū)和母材的位置，試驗采用10kg載荷試驗力；試驗結(jié)果見表7；
表7硬度試驗結(jié)果(HV)
從表7中可以看出，四種方案經(jīng)焊后熱處理后，焊縫區(qū)硬度值依次為：方案3＞方案1＞方案4＞方案2，熱影響區(qū)硬度值方案3高于方案1、方案2、方案4，四種方案的焊縫區(qū)、熱影響區(qū)的硬度值都高于母材；但四種方案的環(huán)焊接頭經(jīng)焊接熱處理后硬度(HV)值最大不超 過143HV，遠(yuǎn)低于SY/T 0452-2002標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定硬度試驗任何試驗點的硬度值不大于248HV的要求。
通過對上述實施例焊接得到的多組焊件進(jìn)行五種力學(xué)性能的測試可知：上述四種方案的各項力學(xué)性能試驗均能滿足SY/T 0452-2002標(biāo)準(zhǔn)要求。從四種方案拉伸試驗可以看出，因采用等強(qiáng)或高強(qiáng)匹配和較高焊接質(zhì)量，四種方案的焊接接頭均具有較高強(qiáng)度。結(jié)合四種方案的沖擊試驗和硬度試驗結(jié)果表明，四種方案的焊接接頭均具有良好的韌性。
彎曲試驗和刻槽錘斷試驗結(jié)果表明，方案1、方案2具有較好的抗彎性能，焊縫斷面質(zhì)量良好，方案3、方案4抗彎性能較差，焊縫斷面有一定缺陷，但不足以影響焊接接頭力學(xué)性能，能夠滿足工程應(yīng)用要求。從四種方案焊接接頭各項力學(xué)性能試驗結(jié)果綜合來看，工藝方案2略優(yōu)于其它三個工藝方案。
對焊接接頭微觀組織進(jìn)行分析：
制備試樣：焊接接頭微觀組織分析依據(jù)GB/T13298-1991《金屬顯微組織檢驗方法》規(guī)定進(jìn)行。分別從各焊件環(huán)焊縫3點位置截取試樣，對試樣一斷面進(jìn)行機(jī)器打磨拋光，作為觀測面，再用4％硝酸酒精對其進(jìn)行侵蝕后，采用型號為XJG-05金相顯微鏡進(jìn)行顯微組織分析和晶粒度的測定。
通過對由上述四種方案得到的焊接接頭的微觀組織的分析可知：
(1)4種方案的焊接接頭微觀金相組織：蓋面焊層具有粗大塊狀的鐵素體和珠光體+粒狀貝氏體，在根焊區(qū)和填充區(qū)均以性能較好的等軸或塊狀鐵素體+珠光體。在焊縫的各部位，由于焊接過程中受熱作用不同，其組織不同：根焊及填充焊時，由于后焊層的熱輸入對前一層有“回火”作用，使得其組織均勻，晶粒細(xì)小，均為等軸或塊狀的鐵素體+珠光體。蓋面焊時，缺少后焊層的“退火”作用，其中方案1、方案3出現(xiàn)。
(2)方案2、4的焊縫組織明顯比工藝方案1、3組織細(xì)小，特別是在蓋面焊層，如方案1和方案3均出現(xiàn)了粗大的塊狀沿原奧氏體晶界分布共析鐵素體。
(3)組織決定性能。低合金高強(qiáng)度鋼的應(yīng)力腐蝕傾向大體按金相組織的排序而遞增，即球狀珠光體→500℃退火馬氏體→層片狀鐵素體和珠光體→馬氏體。由于在焊接過程中，選擇了合適的焊接熱輸入，并嚴(yán)格控制層間溫度，在根焊層和填充層均以性能較好的等軸或塊狀鐵素體+珠光體，盡管在蓋面焊層具有粗大鐵素體+珠光體粒，但對焊縫金屬評定主要考慮根焊層金屬，蓋面層的粗大的鐵素體對焊接接頭的抗SSCC性能影響不大。
對焊接接頭化學(xué)成分進(jìn)行分析：
制備試樣：焊接接頭化學(xué)成分分析依據(jù)GB/T14203-1993《鋼鐵及合金光電發(fā)射光譜分析法通則》與GB/T4336-1984《碳素鋼和中低合金鋼的光電發(fā)射光譜分析》規(guī)定進(jìn)行。試驗儀器為型號BHWLD-4D直讀光譜分析儀。從焊件熔敷金屬位置取直徑30mm，高度20mm柱狀試樣；將加工好的塊狀樣品作為一個點擊，用光源激發(fā)發(fā)光，并將該光束引入分光計，通過色散原件分解成光譜。對選用的內(nèi)標(biāo)線和分析線的強(qiáng)度進(jìn)行光電測量，根據(jù)用標(biāo)準(zhǔn)樣品制作的工作 曲線，求出樣品中分析元素的含量；焊接接頭化學(xué)成分分析結(jié)果見表8；
表8焊接接頭化學(xué)成分分析(％)
通過對由上述四種方案得到的焊接接頭的化學(xué)成分分析可知：方案3焊接接頭C元素含量較方案1、方案4稍高，方案2焊接接頭C元素含量略低，C元素含量影響著焊接接頭淬硬性，C元素含量高對焊接接頭的韌性、塑性等有不利影響；方案3焊接接頭Mn元素含量較高，將對其抗H2S腐蝕能力有一定影響；方案1、2焊接接頭Cr、Ni、Mo等合金元素含量較高，將提高焊接接頭的晶粒細(xì)化程度，以獲得良好的綜合力學(xué)性能。
四種方案焊接接頭微觀金相組織：根焊及填充焊時，由于后焊層的熱輸入對前一層有“回火”作用，使得其組織均勻，晶粒細(xì)小，為等軸或塊狀鐵素體+珠光體。蓋面焊時，缺少后焊層的“退火”作用，其組織晶粒粗大，方案2、方案4出現(xiàn)呈枝晶狀分布的鐵素體+珠光體，方案1、方案3出現(xiàn)先共析鐵素體，沿原奧氏體晶界分布，晶內(nèi)為粒狀貝氏體+珠光體+針狀鐵素體。方案2、方案4的焊縫組織明顯比方案1、3組織細(xì)小。
四種方案焊接接頭化學(xué)成分分析：焊接接頭Cr、Ni、Mo等合金元素含量方案1、方案2高于方案3、方案4；C元素含量依次為方案2＜方案4＜方案1＜方案3；方案3焊接接頭Mn元素含量較高，將對其抗H2S腐蝕能力有一定影響。
SSCC全稱硫化物應(yīng)力腐蝕開裂(Sulfide Stress Corrosion Cracking)是指金屬材料在承受一定的拉應(yīng)力和含硫腐蝕介質(zhì)環(huán)境中，發(fā)生的脆性斷裂[56]。它是應(yīng)力和含硫腐蝕環(huán)境共同作用下的腐蝕行為，二者缺一不可。單獨的應(yīng)力作用或單獨的含硫腐蝕介質(zhì)環(huán)境作用都不會導(dǎo)致金屬材料發(fā)生這樣的破壞。對焊接接頭抗SSCC性能的測試：SSCC試驗依據(jù)GB/T15970.2《金屬和合金的腐蝕應(yīng)力腐蝕試驗第2部分：彎梁試樣的制備和應(yīng)用》idt ISO7539-2和NACETM0177-2005《金屬在硫化氫環(huán)境中抗環(huán)境開裂試驗室試驗》規(guī)定進(jìn)行。試驗條件見表9；
表9四點彎曲試驗條件
試驗溶液依據(jù)NACE TM0177-2005標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定A溶液(含5.0％NaC1+0.5％CH3COOH+H2S(飽和)(pH：4.5)去氧蒸餾水溶液)，試驗應(yīng)力至少加載到所選鋼管L245NCS標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定最小屈服強(qiáng)度(σs＝245MPa)的85％，試驗周期為720小時，根焊面受拉應(yīng)力。試樣應(yīng)包含焊縫、熔合區(qū)及母材且焊縫應(yīng)位于試樣中心位置，試樣規(guī)格115×15×5mm，試樣數(shù)量應(yīng)不少于3個。試驗標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，若腐蝕試樣在厚度方向裂紋≤0.1mm，則確定試樣具有抗硫化物應(yīng)力腐蝕開裂的能力。依據(jù)GB/T15970.2標(biāo)準(zhǔn)預(yù)制試件，依據(jù)NACE TM0177-2005標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行硫化物應(yīng)力腐蝕開裂(SSCC)試驗，試驗結(jié)果見表10；
表10硫化物應(yīng)力腐蝕開裂試驗結(jié)果
從表10中可以看出，方案1、方案2試件SSCC試驗未見裂紋，而方案3、方案4局部出現(xiàn)0.5～1.0裂紋。
依據(jù)SYT0452-2002《石油天然氣金屬管道焊接工藝評定》標(biāo)準(zhǔn)，對L245NCS管線鋼進(jìn)行了焊接工藝實驗研究。實驗嚴(yán)格控制焊接質(zhì)量和焊接工藝參數(shù)的執(zhí)行，對四種試驗方案焊接接頭進(jìn)行了力學(xué)性能測試、顯微組織觀察、化學(xué)成分分析、焊接殘余應(yīng)力的測試以及其抗SSCC性能試驗，得出以下結(jié)論：
(1)四種實驗方案的拉伸試驗、彎曲試驗、沖擊試驗、刻槽錘斷試驗和硬度試驗試驗結(jié)果均能滿足SY/T 0452-2002標(biāo)準(zhǔn)要求。
(2)四種實驗方案焊接接頭根焊及填充焊晶粒細(xì)小，組織均勻，為等軸或塊狀鐵素體+珠光體。蓋面焊組織晶粒粗大，方案2、方案4出現(xiàn)呈枝晶狀分布的鐵素體+珠光體，方案1、方案3先共析鐵素體沿原奧氏體晶界分布，晶內(nèi)為粒狀貝氏體+珠光體+針狀鐵素體。方案2、方案4的焊縫組織明顯比方案1、3組織細(xì)小。
(3)實驗所采用的焊后熱處理參數(shù)合理，四種方案焊接殘余應(yīng)力經(jīng)焊后熱處理后均有70％左右的降低，其殘余應(yīng)力值均能夠滿足工程應(yīng)用要求。
(4)通過實驗結(jié)果對比，試驗方案2優(yōu)于其它三個試驗方案，可以在高酸性氣田集輸管線焊接中組織實施。
因此在管線鋼焊接過程中合理選擇焊接材料、采用合理焊接工藝以及焊后熱處理工藝可以使焊縫金屬獲得較好的力學(xué)性能和抗腐蝕性能，從而滿足工程實際需要。
以上公開的僅為本發(fā)明的具體實施方式，但本發(fā)明的保護(hù)范圍并不局限于此，任何熟悉本技術(shù)領(lǐng)域的技術(shù)人員在本發(fā)明揭露的技術(shù)范圍內(nèi)，可輕易想到變化或替換，都應(yīng)涵蓋在本發(fā)明的保護(hù)范圍之內(nèi)。因此，本發(fā)明的保護(hù)范圍應(yīng)以上述權(quán)利要求的保護(hù)范圍為準(zhǔn)。