本发明涉及钢材料焊接领域，尤其涉及一种低合金管线钢的焊接方法。
背景技术：
随着石油、天然气需求的不断增长，油、气井的开采条件日趋恶化、复杂，一些H2S含量高的腐蚀环境严酷的油气田相继开发，促使对适应这类酸性服役条件下的石油天然气输送用钢管进行开发与生产，而低合金管线钢因具备良好的焊接性能、力学性能和耐蚀性能而被广泛的开发与使用。目前低合金钢L245NCS已被大量应用于高含H2S气田集输管线，L245NCS管线钢是符合GB/T9711.3-2005标准的在酸性服役条件下使用的钢的牌号，以屈服强度为依据，该钢级类似于管线钢(API SPEC 5L)中的牌号B。L245NCS管线钢化学成分除C、Si、Mn等主要元素外，还添加了Cu、Ni、Cr、Mo、Ti、V等微量元素，使其具备良好的冷、热加工性能、焊接性能、力学性能和耐蚀性能。
低合金管线钢在石油天然气输送中普遍被酸性介质腐蚀的现象，主要表现在硫化物应力腐蚀开裂和氢致开裂，它们是管线钢腐蚀类型中破坏性和危害性极大的腐蚀形态，这种腐蚀破坏发生时间一般较短，造成油套管断脆事故。因此，解决天然气输送管线的腐蚀问题，是所有的设计者和建设者面临的最大挑战，同时又是必须克服的难题。
为了解决上述管线腐蚀问题，传统工艺主要将应力腐蚀开裂的研究工作围绕母材进行，并且焊接工艺不成熟。因此，现急需研究一种可有效防止低合金管线钢被酸性介质腐蚀开裂的焊接方法。
技术实现要素：
有鉴于此，本发明实施例提供了一种低合金管线钢的焊接方法，主要目的是减少低合金管线钢被酸性介质腐蚀开裂的现象。
为达到上述目的，本发明主要提供了如下技术方案：
一方面，本发明提供了一种低合金管线钢的焊接方法，包括以下步骤：采用钨极氩弧焊进行根焊，所述根焊的焊接方向上向，采用焊条电弧焊进行填充盖面，所述填充盖面的焊接方向上向，采用所述根焊和所述填充盖面的方式对工件进行焊接并形成焊接接头。
作为优选，所述低合金管线钢的钢牌号为L245NCS。
作为优选，所述根焊的氩弧焊丝型号为ER70S-3φ2.4mm，所述填充盖面的焊条型号为低氢型E4315φ3.2mm。
作为优选，所述焊接方法包括对所述焊接接头进行热处理，所述热处理的步骤为：利用覆带式电加热器将焊接接头加热到300℃，再以小于等于120℃/h的升温速度升至610℃-630℃并保温50min-70min，保温结束后以小于等于100℃/h的降温速度降至300℃，300℃以下断电自然冷却。
作为优选，所述焊接时的接头坡口为V型坡口，所述坡口的下半部开口角度为55°-65°，所述坡口的上半部开口角度为25°-35°，所述坡口的钝边长度为0.5mm-1.5mm，所述坡口的对口间隙为2.0mm-3.0mm。
作为优选，所述根焊的根焊层厚度大于等于2.5mm-3.5mm，焊缝层数为4-6层，余高小于等于2.0mm-2.2mm，所述填充盖面的盖面焊缝宽度比坡口每侧增加1.0mm-2.0mm，错边小于等于1mm-1.2mm。
作为优选，所述焊接的设备为管道焊机。
与现有技术相比，本发明的有益效果是：
本发明针对低合金管线钢在石油天然气输送中易被酸性介质腐蚀而产生腐蚀开裂和氢致开裂的技术问题，通过在低合金管线钢焊接过程中合理选择焊接材料、采用合理焊接工艺以及合理的焊后热处理工艺可使焊接接头金属获得较好的力学性能和抗腐蚀性能，从而满足工程实际需要。
具体实施方式
为更进一步阐述本发明为达成预定发明目的所采取的技术手段及功效,以下以及较佳实施例，对依据本发明申请的具体实施方式、技术方案、特征及其功效，详细说明如后。下述说明中的多个实施例中的特定特征、结构、或特点可由任何合适形式组合。
实施例1
选择焊接材料：采用钨极氩弧焊进行根焊，根焊的焊接方向上向，根焊的氩弧焊丝型号为伯乐公司生产的ER70S-3φ2.4mm；采用焊条电弧焊进行填充盖面，填充盖面的焊接方向上向，填充盖面的焊条型号为大西洋公司生产低氢型E5015φ3.2mm；采用根焊和填充盖面的方式对钢牌号为L245NCS的低合金管线钢材质的工件进行焊接并形成焊接接头；焊接设备为美国米勒公司生产的PipePro 450 RFC管道焊机；
设计焊接工艺参数：焊接时的接头坡口设计为V型坡口，坡口的下半部开口角度为55°，坡口的上半部开口角度为25°，坡口的钝边长度为0.5mm，坡口的对口间隙为2.0mm；根焊的根焊层厚度大于等于2.5mm，焊缝层数为4，余高为2.0mm，填充盖面的盖面焊缝宽度比坡口每侧增加1.0mm，错边为1mm；焊接工艺参数见表1；
焊后热处理：利用覆带式电加热器将焊接接头加热到300℃，再以100℃/h的升温速度升至610℃并保温50min，保温结束后以85℃/h的降温速度降至300℃，300℃以下断电自然冷却至常温。
实施例2
选择焊接材料：采用钨极氩弧焊进行根焊，根焊的焊接方向上向，根焊的氩弧焊丝型号为伯乐公司生产的ER70S-3φ2.4mm；采用焊条电弧焊进行填充盖面，填充盖面的焊接方向上向，填充盖面的焊条型号为伯乐公司生产的低氢型E4315φ3.2mm；采用根焊和填充盖面的方式对钢牌号为L245NCS的低合金管线钢材质的工件进行焊接并形成焊接接头；焊接设备为美国米勒公司生产的PipePro 450 RFC管道焊机；
设计焊接工艺参数：焊接时的接头坡口设计为V型坡口，坡口的下半部开口角度为60°，坡口的上半部开口角度为30°，坡口的钝边长度为0.5mm，坡口的对口间隙为2.0mm；根焊的根焊层厚度大于等于3.0mm，焊缝层数为4，余高为2.0mm，填充盖面的盖面焊缝宽度比坡口每侧增加1.0mm，错边为1mm；其他焊接工艺参数见表1；
焊后热处理：利用覆带式电加热器将焊接接头加热到300℃，再以100℃/h的升温速度升至620℃并保温1小时，保温结束后以90℃/h的降温速度降至300℃，300℃以下断电自然冷却至常温。
实施例3
选择焊接材料：采用钨极氩弧焊进行根焊，根焊的焊接方向上向，根焊的氩弧焊丝型号为大西洋公司生产ER50-6φ2.0mm；采用焊条电弧焊进行填充盖面，填充盖面的焊接方向上向，填充盖面的焊条型号为大西洋公司生产的低氢型E5015φ3.2mm；采用根焊和填充盖面的方式对钢牌号为L245NCS的低合金管线钢材质的工件进行焊接并形成焊接接头；焊接设备为美国米勒公司生产的PipePro 450 RFC管道焊机；
设计焊接工艺参数：焊接时的接头坡口设计为V型坡口，坡口的下半部开口角度为65°，坡口的上半部开口角度为35°，坡口的钝边长度为1mm，坡口的对口间隙为2.5mm；根焊的根焊层厚度大于等于4.0mm，焊缝层数为5，余高为1.7mm，填充盖面的盖面焊缝宽度比坡口每侧增加1.5mm，错边为0.8mm；其他焊接工艺参数见表1；
焊后热处理：利用覆带式电加热器将焊接接头加热到300℃，再以120℃/h的升温速度升至625℃并保温65分钟，保温结束后以100℃/h的降温速度降至300℃，300℃以下断电自然冷却至常温。
实施例4
选择焊接材料：采用钨极氩弧焊进行根焊，根焊的焊接方向上向，根焊的氩弧焊丝型号为大西洋公司生产的ER50-6φ2.0mm；采用焊条电弧焊进行填充盖面，填充盖面的焊接方向上向，填充盖面的焊条型号为大西洋公司生产的低氢型E4315φ3.2mm；采用根焊和填充盖面的方式对钢牌号为L245NCS的低合金管线钢材质的工件进行焊接并形成焊接接头；焊接设备为美国米勒公司生产的PipePro 450 RFC管道焊机；
设计焊接工艺参数：焊接时的接头坡口设计为V型坡口，坡口的下半部开口角度为65°，坡口的上半部开口角度为35°，坡口的钝边长度为1.5mm，坡口的对口间隙为3.0mm；根焊的根焊层厚度大于等于5.0mm，焊缝层数为6，余高为2.0mm，填充盖面的盖面焊缝宽度比坡口每侧增加2.0mm，错边为1mm；其他焊接工艺参数见表1；
焊后热处理：利用覆带式电加热器将焊接接头加热到300℃，再以100℃/h的升温速度升至630℃并保温70min，保温结束后以90℃/h的降温速度降至300℃，300℃以下断电自然冷却至常温。
表1.焊接工艺参数
每一个实施例为一种技术方案，每一个方案均平行焊接十组焊件以作为后续性能检测样品；
对实施例1-4焊接后的所有焊件进行性能测试：焊后热处理后，待焊件冷却，依据SY/T0452-2002、SY/T4109-2005标准要求对焊接接头进行外观检验、X射线探伤检验，实施例1-4的四个焊件均合格。
对焊接接头的力学性能进行测试：
(1)拉伸实验：采用型号为WDW-100D的电子万能试验机，依据GB228-2002《金属材料室温拉伸试验方法》标准和SY/T0452-2002《石油天然气金属管道焊接工艺评定》标准进行拉伸试验试验结果评定；拉伸性能检测结果见表2；
表2拉伸试验结果
注：表中试样编号中第一个数字代表试验方案序号，第二个数字代表试验序号，第三个数字代表试件序号。
表2为四个实施例焊接得到的八个焊件的拉伸试验结果。可以看出，四种方案的环焊缝的抗拉强度值相差不多，且均在母材位置断裂。四种方案均未见明显屈服。因为焊接时均采用高匹配或等匹配，同时焊接质量较好，所以断裂位置在母材。而方案2、方案4的焊缝抗拉强度略低于方案1、方案3，与填盖面用焊条E5015与E4315的抗拉强度差别有关。据SY/T0452-2002《石油天然气金属管道焊接工艺评定》标准拉伸试验试验结果评定要求：每个试样的抗拉强度不应低于母材抗拉强度标准值的下限(GB/T9711.1-1997《石油天然气工业输送钢管交货技术条件第一部分：A级钢管》规定L245NCS最小抗拉强度为415MPa)，可知四个方案均达到标准要求的范围。
(2)弯曲试验：弯曲试验依据GBT232-1999《金属材料弯曲试验方法》规定进行；弯曲试样尺寸见表3；
表3弯曲试样尺寸
依据SY/T0452-2002标准弯曲试验试验结果评定要求：弯曲试验的弯曲角度为180°,弯曲角度应以试样承受载荷时测量为准；当试样绕弯轴弯曲到规定角度后，其拉伸面的任意方向上不得有长度大于3mm的裂纹，试样棱角处出现的开裂可不计，但由于夹渣或其他内部缺陷造成的棱角上裂纹长度应计入。弯曲试验时，试样上的焊缝中心应对准弯曲轴线，焊缝和热影响区应全部在试样受弯范围内；弯曲试验结果见表4；
表4弯曲试验测试结果
从表4可知，方案1、方案2和面弯、背弯试验均未见缺陷。方案3、方案4面弯试验未见缺陷，但背弯试验两试件分别出现长2～4mm的裂纹。由此可见，方案3、方案4焊缝的抗弯性能差，因为方案3、方案4根焊采用ER50-6焊丝，该焊丝韧性差，伸长率较低，因此抗弯性能要差一些。
(3)冲击试验：冲击试样采用机械加工，其形式和试验方法依据GB/T229-2007《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》的规定进行；低温冲击试验，试样尺寸7.5×10×55mm，试样类型V型，试验温度-5℃，试验结果见表5；
表5冲击试验测试结果
从表5四个方案焊缝区、热影响区冲击值可以看出，方案2焊缝区的冲击值要高于其它三个方案焊缝区的冲击值，可归纳为：方案2＞方案1＞方案4＞方案3，四个方案热影响区冲击值相差不多。这是由于焊接时形成的强化相、大量晶体缺陷和组织不均匀性等降低了焊缝及热影响区金属冲击韧性。通过热处理加热过程提高了原子的活动能力，可以消除部分缺陷；其次是在热处理冷却阶段，控制最高温度620℃到320℃区间的降温速度，铁素体中溶解的多余碳以化合物形式析出，减弱对位错的钉扎作用，同时焊后热处理还有均匀组织的作用，致使钢的冲击韧性得到改善。从冲击试验结果可以看到，四个方案焊缝区的冲击值均低 于热影响区。冲击功越高，冲击韧性就越好，材料就不易出现脆性断裂。热影响区的韧性高于焊缝，则断裂位置容易出现在焊缝区，因此焊接接头是L245NCS管线钢生产中的薄弱环节。
(4)刻槽锤断试验：刻槽锤断试验依据标准SY/T 0452-2002的规定进行；用钢锯在试样两侧焊缝断面的中心锯槽，每个槽的深度约3.2mm。用此方法准备的试样，有可能断在母材上而不断在焊缝上。当前一次试验表明可能会在母材处断裂时，为保证断口断在焊缝上，则可在焊缝外表面余高上刻槽，但深度从表面算起不得超过1.6mm。刻槽锤断试样可在拉伸机上拉断；或支撑两端，打击中部锤断；或支撑一端打击另一端。焊缝断裂的暴露面宽度必须不小于19mm；焊接接头刻锤断试验结果见表6；
表6刻槽锤断试验解脱
从刻槽锤断试验结果表6中可以看出，方案1、方案2的两个刻槽锤断试验试件均未见断面缺陷，方案3、方案4的其中一个试件分别出现直径1mm和直径0.8mm的气孔。四个方案的刻槽锤断试验结果均满足SY/T 0452-2002标准刻槽锤断试验要求(每个试件的断裂面应完全焊透和熔合；气孔最大长度不大于1.6mm；所有气孔的累计面积应不大于断裂面积的2％)。
(5)硬度试验：硬度试验依据标准GB/T4340-1999《金属维氏硬度试验》规定进行；环焊缝3点位置取样，试样磨光后用适当的腐蚀剂对焊缝横截面进行腐蚀，分清焊缝、热影响区和母材的位置，试验采用10kg载荷试验力；试验结果见表7；
表7硬度试验结果(HV)
从表7中可以看出，四种方案经焊后热处理后，焊缝区硬度值依次为：方案3＞方案1＞方案4＞方案2，热影响区硬度值方案3高于方案1、方案2、方案4，四种方案的焊缝区、热影响区的硬度值都高于母材；但四种方案的环焊接头经焊接热处理后硬度(HV)值最大不超 过143HV，远低于SY/T 0452-2002标准规定硬度试验任何试验点的硬度值不大于248HV的要求。
通过对上述实施例焊接得到的多组焊件进行五种力学性能的测试可知：上述四种方案的各项力学性能试验均能满足SY/T 0452-2002标准要求。从四种方案拉伸试验可以看出，因采用等强或高强匹配和较高焊接质量，四种方案的焊接接头均具有较高强度。结合四种方案的冲击试验和硬度试验结果表明，四种方案的焊接接头均具有良好的韧性。
弯曲试验和刻槽锤断试验结果表明，方案1、方案2具有较好的抗弯性能，焊缝断面质量良好，方案3、方案4抗弯性能较差，焊缝断面有一定缺陷，但不足以影响焊接接头力学性能，能够满足工程应用要求。从四种方案焊接接头各项力学性能试验结果综合来看，工艺方案2略优于其它三个工艺方案。
对焊接接头微观组织进行分析：
制备试样：焊接接头微观组织分析依据GB/T13298-1991《金属显微组织检验方法》规定进行。分别从各焊件环焊缝3点位置截取试样，对试样一断面进行机器打磨抛光，作为观测面，再用4％硝酸酒精对其进行侵蚀后，采用型号为XJG-05金相显微镜进行显微组织分析和晶粒度的测定。
通过对由上述四种方案得到的焊接接头的微观组织的分析可知：
(1)4种方案的焊接接头微观金相组织：盖面焊层具有粗大块状的铁素体和珠光体+粒状贝氏体，在根焊区和填充区均以性能较好的等轴或块状铁素体+珠光体。在焊缝的各部位，由于焊接过程中受热作用不同，其组织不同：根焊及填充焊时，由于后焊层的热输入对前一层有“回火”作用，使得其组织均匀，晶粒细小，均为等轴或块状的铁素体+珠光体。盖面焊时，缺少后焊层的“退火”作用，其中方案1、方案3出现。
(2)方案2、4的焊缝组织明显比工艺方案1、3组织细小，特别是在盖面焊层，如方案1和方案3均出现了粗大的块状沿原奥氏体晶界分布共析铁素体。
(3)组织决定性能。低合金高强度钢的应力腐蚀倾向大体按金相组织的排序而递增，即球状珠光体→500℃退火马氏体→层片状铁素体和珠光体→马氏体。由于在焊接过程中，选择了合适的焊接热输入，并严格控制层间温度，在根焊层和填充层均以性能较好的等轴或块状铁素体+珠光体，尽管在盖面焊层具有粗大铁素体+珠光体粒，但对焊缝金属评定主要考虑根焊层金属，盖面层的粗大的铁素体对焊接接头的抗SSCC性能影响不大。
对焊接接头化学成分进行分析：
制备试样：焊接接头化学成分分析依据GB/T14203-1993《钢铁及合金光电发射光谱分析法通则》与GB/T4336-1984《碳素钢和中低合金钢的光电发射光谱分析》规定进行。试验仪器为型号BHWLD-4D直读光谱分析仪。从焊件熔敷金属位置取直径30mm，高度20mm柱状试样；将加工好的块状样品作为一个点击，用光源激发发光，并将该光束引入分光计，通过色散原件分解成光谱。对选用的内标线和分析线的强度进行光电测量，根据用标准样品制作的工作 曲线，求出样品中分析元素的含量；焊接接头化学成分分析结果见表8；
表8焊接接头化学成分分析(％)
通过对由上述四种方案得到的焊接接头的化学成分分析可知：方案3焊接接头C元素含量较方案1、方案4稍高，方案2焊接接头C元素含量略低，C元素含量影响着焊接接头淬硬性，C元素含量高对焊接接头的韧性、塑性等有不利影响；方案3焊接接头Mn元素含量较高，将对其抗H2S腐蚀能力有一定影响；方案1、2焊接接头Cr、Ni、Mo等合金元素含量较高，将提高焊接接头的晶粒细化程度，以获得良好的综合力学性能。
四种方案焊接接头微观金相组织：根焊及填充焊时，由于后焊层的热输入对前一层有“回火”作用，使得其组织均匀，晶粒细小，为等轴或块状铁素体+珠光体。盖面焊时，缺少后焊层的“退火”作用，其组织晶粒粗大，方案2、方案4出现呈枝晶状分布的铁素体+珠光体，方案1、方案3出现先共析铁素体，沿原奥氏体晶界分布，晶内为粒状贝氏体+珠光体+针状铁素体。方案2、方案4的焊缝组织明显比方案1、3组织细小。
四种方案焊接接头化学成分分析：焊接接头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元素含量依次为方案2＜方案4＜方案1＜方案3；方案3焊接接头Mn元素含量较高，将对其抗H2S腐蚀能力有一定影响。
SSCC全称硫化物应力腐蚀开裂(Sulfide Stress Corrosion Cracking)是指金属材料在承受一定的拉应力和含硫腐蚀介质环境中，发生的脆性断裂[56]。它是应力和含硫腐蚀环境共同作用下的腐蚀行为，二者缺一不可。单独的应力作用或单独的含硫腐蚀介质环境作用都不会导致金属材料发生这样的破坏。对焊接接头抗SSCC性能的测试：SSCC试验依据GB/T15970.2《金属和合金的腐蚀应力腐蚀试验第2部分：弯梁试样的制备和应用》idt ISO7539-2和NACETM0177-2005《金属在硫化氢环境中抗环境开裂试验室试验》规定进行。试验条件见表9；
表9四点弯曲试验条件
试验溶液依据NACE TM0177-2005标准规定A溶液(含5.0％NaC1+0.5％CH3COOH+H2S(饱和)(pH：4.5)去氧蒸馏水溶液)，试验应力至少加载到所选钢管L245NCS标准规定最小屈服强度(σs＝245MPa)的85％，试验周期为720小时，根焊面受拉应力。试样应包含焊缝、熔合区及母材且焊缝应位于试样中心位置，试样规格115×15×5mm，试样数量应不少于3个。试验标准规定，若腐蚀试样在厚度方向裂纹≤0.1mm，则确定试样具有抗硫化物应力腐蚀开裂的能力。依据GB/T15970.2标准预制试件，依据NACE TM0177-2005标准进行硫化物应力腐蚀开裂(SSCC)试验，试验结果见表10；
表10硫化物应力腐蚀开裂试验结果
从表10中可以看出，方案1、方案2试件SSCC试验未见裂纹，而方案3、方案4局部出现0.5～1.0裂纹。
依据SYT0452-2002《石油天然气金属管道焊接工艺评定》标准，对L245NCS管线钢进行了焊接工艺实验研究。实验严格控制焊接质量和焊接工艺参数的执行，对四种试验方案焊接接头进行了力学性能测试、显微组织观察、化学成分分析、焊接残余应力的测试以及其抗SSCC性能试验，得出以下结论：
(1)四种实验方案的拉伸试验、弯曲试验、冲击试验、刻槽锤断试验和硬度试验试验结果均能满足SY/T 0452-2002标准要求。
(2)四种实验方案焊接接头根焊及填充焊晶粒细小，组织均匀，为等轴或块状铁素体+珠光体。盖面焊组织晶粒粗大，方案2、方案4出现呈枝晶状分布的铁素体+珠光体，方案1、方案3先共析铁素体沿原奥氏体晶界分布，晶内为粒状贝氏体+珠光体+针状铁素体。方案2、方案4的焊缝组织明显比方案1、3组织细小。
(3)实验所采用的焊后热处理参数合理，四种方案焊接残余应力经焊后热处理后均有70％左右的降低，其残余应力值均能够满足工程应用要求。
(4)通过实验结果对比，试验方案2优于其它三个试验方案，可以在高酸性气田集输管线焊接中组织实施。
因此在管线钢焊接过程中合理选择焊接材料、采用合理焊接工艺以及焊后热处理工艺可以使焊缝金属获得较好的力学性能和抗腐蚀性能，从而满足工程实际需要。
以上公开的仅为本发明的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明揭露的技术范围内，可轻易想到变化或替换，都应涵盖在本发明的保护范围之内。因此，本发明的保护范围应以上述权利要求的保护范围为准。