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Jun 30, 2023

Machbarkeit des orbitalen Reibrührschweißens an plattierten Rohren aus API X65-Stahl und Inconel 625

Scientific Reports Band 13, Artikelnummer: 10669 (2023) Diesen Artikel zitieren 523 Zugriffe 1 Zitate Metrikdetails Eine Autorenkorrektur zu diesem Artikel wurde am 24. Juli 2023 veröffentlicht. Dieser Artikel

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Das orbitale Reibrührschweißen (FSW) wird bei plattierten Rohren eingesetzt, was sicherlich für die Öl- und Gasindustrie von Interesse ist. In diesem Zusammenhang wurde ein FSW-System entwickelt, das in einem Durchgang bei voller Werkzeugdurchdringung einwandfreie Verbindungen herstellen kann. Orbital-FSW wurde in 6 mm dicken API X65 PSL2-Stahlrohren mit 3 mm dickem Inconel 625 unter Verwendung eines polykristallinen kubischen Bornitrid-Werkzeugs (pcBN) ausgeführt. Die metallurgischen und mechanischen Eigenschaften der Verbindungen wurden untersucht. Es wurden solide Verbindungen mit Axialkräften von 45–50 kN, Werkzeugrotationsgeschwindigkeiten von 400–500 U/min und einer Schweißgeschwindigkeit von 2 mm/s erhalten, was zeigt, dass das entwickelte System FSW-Verbindungen ohne Volumenfehler ausführen kann.

Die größten Herausforderungen der Öl- und Gasindustrie hängen mit der Exploration von Tief- und Ultratiefbohrungen zusammen, die eine aggressive Umgebung mit Salz und Gasen wie H2S und CO2 darstellen. In diesem Zusammenhang hat sich die Verwendung von Kohlenstoffstahlrohren, die mit einer korrosionsbeständigen Legierung (CRA) ummantelt sind, als geeignete Option erwiesen, um Designanforderungen bei niedrigen Herstellungskosten zu erfüllen1,2,3. Das derzeit in der Öl- und Gasindustrie eingesetzte Pipeline-Schweißen, beispielsweise das Schmelzschweißen, ist jedoch häufig mit hohen Temperaturen verbunden und kann aufgrund unterschiedlicher Verbindungen (z. B. plattierter Rohre) metallurgische Probleme verursachen, was zu Erstarrungsrissen und harten Mikrostrukturen an der Schweißstelle führt Grenzfläche, hohe Zugeigenspannungen und übermäßige Kohlenstoffdiffusion, die die Verbindungsleistung beeinträchtigen können4,5.

Das orbitale Reibrührschweißen (FSW), ein Festkörperverbindungsverfahren, gilt als geeignete Alternative, die das Potenzial hat, die typischen Herausforderungen beim Schmelzschweißen zu minimieren, da es bei niedrigerer Temperatur und kürzerer Verarbeitungszeit durchgeführt wird, was sich daraus ergibt bei reduziertem Energieeinsatz, wodurch die meisten der oben genannten Probleme vermieden (oder minimiert) werden6,7. FSW nutzt die Reibungsenergie, die zwischen den zu verbindenden Materialien und einem nicht verbrauchenden rotierenden Werkzeug entsteht. Beim orbitalen FSW werden zwei Ansätze verwendet: Beim ersten rotiert das Rohr, während das rotierende Werkzeug stationär bleibt; und im zweiten Fall dreht sich der gesamte Werkzeugkopf, während das Rohr stationär bleibt8. Wie beim klassischen FSW kommt es entlang der Schweißbahn zu starken plastischen Verformungen und Materialflüssen. Kurz gesagt, das Material wird von der Vorderseite des Werkzeugs zur Hinterkante transportiert und später geschmiedet, wodurch die Verbindung entsteht9,10,11.

Obwohl FSW erfolgreich auf Bleche aus verschiedenen Materialien angewendet wird, bringt das Orbital-FSW Herausforderungen mit sich, die es zu überwinden gilt, da mit der Klemmvorrichtung Schwierigkeiten verbunden sind8,12. Die Herausforderungen von FSW an komplexen und kreisförmigen Verbindungen wurden kürzlich von Senthil et al.8 untersucht, wobei das Spannsystem einer der wichtigsten Faktoren für den Schweißprozess selbst war. Aufgrund der hohen Kräfte beim FSW ist beispielsweise eine interne Abstützung der Rohre erforderlich. Ein weiterer Unterschied beim Schweißen von Rohren ist der Kontakt des Werkzeugs mit den zu verbindenden Teilen, d der Materialfluss und die Wärmeerzeugung12,13. Senthil et al.8 wiesen außerdem darauf hin, dass ein tiefes Verständnis des Einflusses des Klemmsystems unerlässlich ist, bevor FSW für die industrielle Rohrverbindung in Betracht gezogen werden kann.

Insgesamt wurden nur wenige Studien zum orbitalen FSW an Rohrleitungsstählen durchgeführt, bei denen unterschiedliche Ansätze zur Erzielung einwandfreier Verbindungen zum Einsatz kamen. Feng et al.14 untersuchten das Orbital-FSW-Schweißen eines API-X65-Stahls, wobei mit einem speziell entwickelten tragbaren FSW-System einwandfreie Schweißnähte erzielt wurden. Die Verbindungen zeigten eine etwas höhere mechanische Festigkeit und eine bessere Schlagfestigkeit als das Basismaterial (BM). Giorjao et al.15 führten orbitale FSW in einem 8 mm dicken Superduplex-Edelstahlrohr im Kraftkontrollmodus und mit vollständiger Werkzeugdurchdringung durch. Härte- und Zugversuche zeigten einen Härteanstieg in der Rührzone (SZ) und ein Versagen der BM. Allerdings ist orbitales FSW in plattierten Rohren selten, wird aber für industrielle Anwendungen sicherlich benötigt.

In dieser Arbeit wurde ein Orbital-FSW an plattierten Rohren aus API X65-Stahl und Legierung 625 durchgeführt. Zur Bewältigung der Kräfte und Drehmomente während des Prozesses wurde ein sehr steifes Spannsystem eingesetzt, um orbitales FSW zu ermöglichen und so eine konstante Schweißqualität der Rohre sicherzustellen. Somit wurde ein Orbital-FSW-Prozess in einem Durchgang mit vollständiger Werkzeugdurchdringung erfolgreich durchgeführt, und die resultierenden metallurgischen und mechanischen Eigenschaften werden im Folgenden diskutiert.

Orbital FSW wurde an hochfesten niedriglegierten (HSLA) Stahlrohren API 5L X65 PSL2 mit einer inneren Mantelschicht (3 mm) aus Inconel 625 durchgeführt. Beide Rohrmaterialien sind metallurgisch verbunden. Mit anderen Worten: Die Verbindung zwischen den Materialien ist insgesamt durch eine Interdiffusion gekennzeichnet. Das Grundmaterial (BM) wurde von der Butting GmbH & Co. bereitgestellt und der Ummantelungsprozess der Rohre erfolgte durch Heißwalzenbonden16,17. Die chemische Zusammensetzung des API X65 PSL2-Stahls und des Inconel 625 wurde durch optische Emissionsspektrometrie (OES) bzw. energiedispersive Spektroskopie (EDS) bestimmt. Die Ergebnisse sind in Tabelle 1 aufgeführt.

Die Rohre hatten eine Gesamtwandstärke von 9 mm und einen Außendurchmesser von 310,5 mm. Die orbitale FSW in einem Durchgang wurde an den Stoßabschnitten der Rohre mit dem pcBN-Werkzeug von MegaStir™, bezeichnet als Q70, durchgeführt, d. h. 70 Gew.-% cBN und 30 Gew.-% W-Re als Bindemittel. Das Werkzeug weist eine konvexe Radiusschulter mit einem Durchmesser von 25 mm und einen gestuften Spiraltaster mit einer Länge von 8,5 mm auf.

Um eine konstante Schweißgeschwindigkeit und eine einwandfreie Spannung zu gewährleisten, wurde ein Manipulator entwickelt, der stabil genug ist, um die Kräfte des FSW-Prozesses aufzunehmen und das erforderliche Drehmoment auf die Rohre aufzubringen. Eine schematische Darstellung des verwendeten Spannsystems ist in Abb. 1a dargestellt. Eine Innenspannung ist erforderlich, um ein lokales Kollabieren des Rohres beim Schweißen zu verhindern und die Zentrierung der Rohre und damit die Qualität der Schweißnaht zu gewährleisten. Die Außenrollen unterstützen die vom FSW-Werkzeug aufgebrachte Kraft (Fz) und verhindern eine Rohrdurchbiegung. Durch die seitliche Klemmung ist eine vollständige Anlage des parallelen Querschnitts der beiden zu verschweißenden Rohre gewährleistet. Die Drehdurchführung dreht die Rohre mit kontrollierter Drehzahl und bestimmt so die resultierende Schweißgeschwindigkeit, wobei das rotierende FSW-Werkzeug in einer festen räumlichen Position gehalten wird. Abbildung 1b zeigt zwei Rohrabschnitte im Spannsystem, bereit zum Schweißen.

(a) Schematische Zeichnung und (b) Bild des Spannsystems, das für das Orbital-Rührschweißen entwickelt wurde.

Die Hauptmerkmale des Hereon-Portal-FSW-Systems sind eine Drehzahl von bis zu 6000 U/min, eine maximale Axialkraft von 60 kN und ein maximales Drehmoment von 140 Nm. Argon-Schutzgas wurde verwendet, um die Oberseite der Schweißnaht rund um das pcBN-Werkzeug vor Oxidation zu schützen. Während des Schweißens bleibt das Werkzeug stationär und das Rohr rotiert. Wenn das Rohr zu rotieren beginnt, wird das plastifizierte Material um das rotierende stationäre Werkzeug herumgerührt und erzeugt so die Schweißverbindung, dh die Rohrbewegung entspricht der Werkzeugverfahrgeschwindigkeit in FSW von Blechen.

Ein inhärentes Merkmal von FSW ist, dass am Ende des Prozesses ein Austrittsloch zurückbleibt. In der Literatur werden Methoden zur Vermeidung des Austrittslochs vorgestellt, das als erheblicher Defekt in Rohren angesehen werden könnte, einschließlich Vorrichtungen zu seiner Beseitigung14,18 oder seiner Füllung19. Dieser Aspekt geht jedoch über den Fokus dieser Studie hinaus und wird daher nicht weiter betrachtet. Um die Fähigkeit des verwendeten Spannsystems zur Herstellung einwandfreier Verbindungen in plattierten Rohren zu demonstrieren, wurden in dieser Studie zwei verschiedene Prozessparameter untersucht, die auf der Grundlage früherer Arbeiten an X65-Stahlblechen ausgewählt wurden, die durch Schweißauftrag mit Inconel 6254 plattiert wurden Die Kraft wurde zwischen 60 und 40 kN variiert, was zu guten Verbindungen führte. Daher wurde in dieser Arbeit der Zwischenwert als Anfangswert (50 kN) gewählt und anschließend um 10 % verringert, um die entsprechende Reaktion zu bewerten, siehe Tabelle 2.

Die mikrostrukturelle Analyse der Schweißzonen wurde mit dem optischen Mikroskop (OM) Keyence VHX-6000 und einem Rasterelektronenmikroskop (REM) FEI Quant 650 FEG durchgeführt, das mit dem EDAX Apollo X EDS-System und der EDAX-Geschwindigkeits-EBSD-Kamera ausgestattet war. EDS wurde durchgeführt, um die chemische Zusammensetzung im BM zu analysieren, beginnend auf der Stahlseite, über die Grenzflächenzone bis hin zur Inconel-Seite. Darüber hinaus wurde EDS verwendet, um das Vorhandensein von M (C, N)-Carbonitriden und intermetallischen Verbindungen zu bewerten. Die Proben wurden mittels Standardmetallographie hergestellt und anschließend in zwei Schritten geätzt. Um die Mikrostruktur des X65-Stahls und der Legierung 625 aufzudecken, wurden eine 2-prozentige Nital- bzw. eine Adler-Lösung (25 ml H2O, 3 g CuCl2, 15 g FeCl3, 50 ml HCl) verwendet. Für die Elektronenrückstreubeugungsanalyse (EBSD) wurden nach der Standardmetallographie Proben 1 Stunde lang mit einer Frequenz von 50 Hz in der Vibrationspoliermaschine VibroMet 2 vorbereitet. Die EBSD-Untersuchung wurde mit einer Schrittweite von 0,25 μm durchgeführt und die erfassten Daten wurden mit der Software TSL OIM 7.3 analysiert. Struers DuraScan 70 wurde zur Durchführung von Vickers-Mikrohärtemessungen im Querschnitt unter Verwendung einer Last von 500 g (HV 0,5) und Abständen zwischen den Vertiefungen von 0,5 mm verwendet. Die Temperatur wurde während des FSW mit einem Thermoelement (Typ K) gemessen, das durch den Sicherungsring in die Werkzeugschulter eingeführt wurde. Das Thermoelement wurde gegen das pcBN-Werkzeug gehalten, um konsistente Temperaturmesswerte zu ermöglichen.

In der ersten Schweißphase, also während der ersten Eintauchphase, wurde die Drehzahl auf 750 U/min eingestellt (Abb. 2a). Sobald das Material um die Sonde herum plastifiziert ist, wird die Drehzahl auf die Zielwerte eingestellt, also auf 500 U/min bzw. 400 U/min für die Schweißnähte I und II, siehe Tabelle 2. An diesem Punkt dreht sich das Rohr mit a Schweißgeschwindigkeit von 2 mm/s. Der Prozess erfolgt kraftgesteuert mit Kräften von 50 kN bzw. 45 kN für Schweißnaht I und II. Da die Prozessparameter bei Schweißnaht II zu niedrigeren Temperaturen führten, zeigt Abb. 2b den höheren Materialwiderstand aus der Maschinenreaktion in Form eines etwas höheren Drehmoments im Vergleich zu Schweißnaht I. Es ist wichtig zu beachten, dass die Schweißnähte als Schweißnaht unterschiedliche Längen haben II musste aufgrund einer Überhitzung der Maschine nach 327 s vorzeitig abgebrochen werden. Für eine detaillierte Analyse der resultierenden Eigenschaften ist die Schweißlänge jedoch mehr als ausreichend.

(a) Drehzahl, Axialkraft und Drehmoment während des orbitalen FSW-Prozesses für beide Rohre. (b) Werkzeugtemperatur, die während der Prozesse im Werkzeug gemessen wird.

Die mikrostrukturellen Merkmale des BM sind in Abb. 3 dargestellt. Der X65-Stahl besteht aus nadelförmigem Ferrit (AF), quasi-polygonalem Ferrit (QPF), polygonalem Ferrit (PF), Karbiden und Martensit/Austenit (M/A). Phase, während die CRA-Schicht (Inconel 625) eine Mikrostruktur aus länglichen austenitischen Körnern und M(C, N)-Carbonitriden aufweist. Darüber hinaus können Karbide entlang der Korngrenzen beobachtet werden, die typischerweise als M6C und M23C6 identifiziert werden (Abb. 3a). Aufgrund des zur Herstellung der plattierten Rohre verwendeten Warmwalzverfahrens, das eine starke Verformung bei erhöhter Temperatur mit sich bringt, kam es neben der interstitiellen Diffusion von C vom Stahl zur CRA-Seite auch zu einer interstitiellen Diffusion von Ni und Cr auf die Stahlseite und von Fe auf die CRA-Seite CRA. Aufgrund der stabilisierenden Wirkung von Ni16,20 entsteht in der Grenzfläche austenitischer Stahl. Abbildung 3b zeigt den EDS-Linienscan entlang der Rohrschnittstelle und zeigt einen deutlichen Übergang von Stahl (Fe) zu Inconel (Ni und Cr). Mikrohärtetests des BM ergaben 210 HV, 249 HV bzw. 318 HV für Stahl, Schnittstelle und Inconel 625.

Mikrostrukturanalyse des plattierten Rohrs BM, oberhalb des API X65-Stahls und unterhalb der Grenzfläche des Inconel 625; (b) EDS-Linienscan zur Identifizierung der chemischen Zusammensetzung entlang der Stahl/Inconel-Grenzfläche im BM; (c,d) Aussehen der Oberseite und Makrostruktur von Schweißnaht I und (e,f) Aussehen der Oberseite und Makrostruktur von Schweißnaht II.

Einen Überblick über die beiden Schweißverbindungen gibt auch Abb. 3. Schweißnaht I, Abb. 3c, führte zu einer Oberfläche mit mehr Graten und einer größeren Wärmeeinflusszone (HAZ), Abb. 3d, im Vergleich zu der von Schweißnaht II (Abb. 3e,f). Letzteres ist aufgrund des höheren Energieeintrags, siehe Tabelle 2, und der daraus resultierenden höheren Temperatur zu erwarten (Abb. 2b). Die Temperaturen im Werkzeug erreichten maximal 1020 °C für Schweißnaht I und 916,5 °C für Schweißnaht II.

Die Mikrostruktur der Verbindung kann in drei Kernbereiche unterteilt werden: Stahlseite, Seite der Ni-basierten Legierung 625 und Grenzfläche (Abb. 4a). Auf der Stahlseite werden die SZX65- und die Hartzone (HZX65) beobachtet. Ähnlich wie in anderen Studien21,22,23 kann die HAZX65 in drei Unterregionen mit unterschiedlichen Mikrostrukturen unterteilt werden: die äußere HAZ (OHAZX65), die mittlere HAZ (MHAZX65) und die innere HAZ (IHAZX65). Wie in Abb. 2b zu sehen ist, erfuhr der X65-Stahl während des Schweißens eine Spitzentemperatur über Ac3 (dh die kritische Temperatur im Fe-C-Diagramm); Die Mikrostruktur wird in Austenit umgewandelt, und je nach Abkühlgeschwindigkeit und Spitzentemperatur wird der Austenit in verschiedene Mikrostrukturen in Form von Martensit, Bainit, Ferrit, Karbid oder einer Kombination davon umgewandelt22.

(a) Makroaufnahmen verschiedener Zonen auf der X65-Stahlseite für Schweißnaht I und Schweißnaht II. (b) SZX65, (c) HZX65, (d) OHAZX65, (e) MHAZX65 und (f) IHAZX65. Die gelben Pfeile zeigen die M/A-Phase an. In den Schliffbildern sind die verschiedenen analysierten Zonen auf der Inconel-Seite (g,h,i) bereits angegeben, siehe Abb. 5.

Der SZX65, Abb. 4b, besteht aus AF und körnigem Bainit. Da HZX65 während FSW24 möglicherweise die höchste Verformung, Spitzentemperaturen und Abkühlungsraten erfahren hat, wird außerdem eine Latten-Bainit-Mikrostruktur (LB) beobachtet (Abb. 4c). Der OHAZX65, Abb. 4d, zeigt einen verfeinerten gleichachsigen PF im Vergleich zum BMX65. Im MHAZX65 besteht die resultierende Mikrostruktur aus QPF, PF und AF (Abb. 4e). Der IHAZX65, Abb. 4f, weist eine gemischte Ferrit- und Bainit-Mikrostruktur mit einer feineren vorherigen Austenitkorngröße und mehr PF auf als der SZX65. Die in Abb. 5 dargestellte M/A-Phase wurde auch in beiden Schweißnähten gefunden. Mit Hilfe von EBDS war es möglich, den Anteil der kubisch-flächenzentrierten Struktur im Stahl zu quantifizieren, und den Messungen zufolge wies das BM 0,2 %, die Schweißnaht I 0,5 % und die Schweißnaht II 0,2 % des M/A auf .

Lichtmikroskopische Aufnahmen verschiedener Zonen in Inconel 625 für Schweißnaht I und Schweißnaht II: (a) SZ1625 zeigt verfeinerte austenitische Körner, (b) SZ2625 zeigt charakteristische gröbere austenitische Körner und (c) TMAZ625 deformierte Körner. SZ1625, SZ2625 und TMAZ625 sind in den Makroaufnahmen beider Schweißnähte als (g–i) in Abb. 5 angegeben.

Abbildung 5 zeigt die mikrostrukturellen Zonen auf dem Inconel 625. Im SZ625 können zwei Unterregionen identifiziert werden, nämlich SZ1625 und SZ2625. Der FSW-Prozess führte zu einer erheblichen Kornverfeinerung im Boden von SZ1625 (Abb. 5a). In SZ2625 werden gröbere und gleichachsige austenitische Körner gefunden (Abb. 5b), was darauf hindeutet, dass das Material im Vergleich zu SZ1625 höheren thermischen Zyklen ausgesetzt war, was zu Kornwachstum führte. Der TMAZ625 weist eine deformierte Mikrostruktur auf, die dem Sondenströmungsmuster folgt (Abb. 5c). Die in den Schweißnähten gefundenen Cabonitride sind M (C, N), die dem BM innewohnen, mit einem hohen Anteil an Niob, Molybdän oder Titan. In einer REM-Untersuchung konnte in den Schweißnähten keine Ausscheidungsumwandlung festgestellt werden. Der Literatur zufolge ist es unwahrscheinlich, dass während des FSW-Prozesses eine Karbidausfällung auftritt, da eine längere Einwirkung erhöhter Temperaturen erforderlich zu sein scheint5,20,25.

Abbildung 6a–c zeigt die Verteilungskarten der Korngrenzenfehlorientierung (GBM) und der durchschnittlichen Korngrenzenfläche (GB) der BM und SZs für die Schweißnähte I und II für den X65-Stahl, wobei die grünen Linien Korngrenzen mit sehr großen Winkeln darstellen. d. h. Korngrenzen-Fehlausrichtung ≥ 45°, die roten Linien repräsentieren Korngrenzen-Fehlorientierung zwischen 15° und 45° und die schwarzen Linien repräsentieren Kleinwinkel-Korngrenzen (LAGBs), also < 15°. Der Stahl SZX65 wies etwa 51 % der LAGBs auf und der BM erreichte 30 % der LAGBs, was darauf hindeutet, dass im SZX65 eine hohe Anzahl an Versetzungen erzeugt wurde. Die hohe Menge an LABs im SZX65 (~ 51 %) und die kleinen Spitzen über 45° (~ 32 %) legen nahe, dass die Mikrostruktur hier weniger nadelförmiges Ferrit, aber mehr Bainit aufweist22,26. Die durchschnittliche GB-Fläche vergrößerte sich mit dem Energieeintrag, also von 8,6 µm2 im BM auf 17,2 µm2 in Weld II und 29,2 µm2 in Weld I, siehe Abb. 6a–c.

Korngrenzen-Fehlorientierungsanalyse mittels EBSD: (a–c) Stahlseite und (d,e) Inconel 625-Seite; (a,d) BM; (b) SZX65 und (e) SZ625 von Schweißnaht I und (c) SZX65 und (f) SZ625 von Schweißnaht II.

Es ist wichtig darauf hinzuweisen, dass der Rekristallisationsmechanismus für Austenit- und Ferritphasen aufgrund ihrer unterschiedlichen Stapelfehlerenergie (SFE)27 unterschiedlich abläuft. Ferrit hat einen hohen SFE und wurde sofort dem Wiederherstellungsprozess unterzogen; Daher bildeten sich bei der Warmverformung Unterkörner. Daher wurde in den Körnern eine große Anzahl von LABs erzeugt. Allerdings können Phasen mit niedrigem SFE, wie etwa Austenit, leicht Rekristallisationskeime bilden28,29,30. In Abb. 6d–f stellt die schwarze Linie die HAGBs (≥ 15°) und die grüne Linie die LAGBs (< 15°) für Inconel 625 dar. Die Karten zeigen, dass die Konzentration der HAGBs vom BM (64,8 %) auf ansteigt der SZ625 (ca. 93,0 %), was auf einen vollständig rekristallisierten Zustand hinweist. Darüber hinaus wird aufgrund der inhärenten Eigenschaften von FSW, wie starke plastische Verformung, hohe Dehnungsraten, ausreichender Wärmeeintrag und schnelle Abkühlrate, eine effektive Kornverfeinerung beobachtet, von einer durchschnittlichen GB-Fläche von 15,4 µm2 im BM bis 2,5 µm2 bzw. 1,9 µm2 im SZ1625 von Weld I bzw. Weld II.

Die Schnittstelle der Schweißnähte ist in Abb. 7 detailliert dargestellt. Da Inconel 625 und API um die Sonde herum zu fließen und in den Stahl abzufließen, wodurch sich abwechselnde Materialbänder in der SZ bilden, was mit Erkenntnissen von Rodriguez und Ramirez2 übereinstimmt. Dies steht auch im Einklang mit anderen Studien zu unterschiedlichen FSW-Schweißnähten32. Für beide Schweißnähte wurden, wie in Abb. 7a,b,e,f zu sehen ist, Inconel 625-Haken aus API X65-Stahl geformt. Die Höhe der Haken beträgt etwa 1,38 mm (0,86 mm) beim AS und 0,84 mm (1,71 mm) beim RS für Weld I (Weld II). Die Form der alternierenden Bänder könnte mit den Prozessparametern und der erzielten Wärmezufuhr zusammenhängen. Ein höherer Wärmeeintrag scheint zu einer homogeneren Mischung der Materialien beizutragen. Abbildung 7c und d zeigen EDS-Bilder, die auf Fe- und Ni-reiche Regionen hinweisen. In Abb. 7g,h sind detaillierte Bilder der SZ dargestellt.

Unterschiedliche Merkmale in der Schnittstelle der durch FSW geschweißten plattierten Rohre: SZ von Schweißnaht I (a) und von Schweißnaht II (b); Chemische EDS-Zusammensetzung von Schweißnaht I SZ (c) und Schweißnaht II (d), wobei Grün für Fe und Rot für Ni steht; AS von Schweißnaht I (e) und Schweißnaht II (f) einhaken; Detail der alternierenden Fe-Ni-Banden im SZ in Weld I (g,h); EBSD-Analyse der Schnittstelle in BM (i), Weld I (k) und Weld II (m); Die Identifizierung der bcc- (grün) und fcc- (rot) Strukturen entsprechender EBSD-Mikroaufnahmen wird für die Schnittstelle von BM (j), Weld I (l) und Weld II (n) gezeigt.

Die Ergebnisse der EBSD-Analyse an der Grenzfläche des BM sind in Abb. 7i und für Schweißnaht I bzw. Schweißnaht II in Abb. 7k, m dargestellt. Die entsprechende Aufteilung in fcc- (Austenit) und bcc-Strukturen (Ferrit) ist in Abb. 7j,l,n dargestellt. An der Grenzfläche hat der BM-Stahl eine GB-Fläche von 10,9 µm2 und die plattierte Verbindungslinie ist deutlich zu erkennen. Schweißnaht I und Schweißnaht II weisen ein Kornwachstum mit einer durchschnittlichen GB-Fläche von 18,7 µm2 bzw. 14,18 µm2 auf. Es ist interessant festzustellen, dass das Kornwachstum im X65-Stahl in der gemischten Grenzfläche geringer ist als im SZX65 (29,2 µm2 bzw. 17,7 µm2 für die Schweißnähte I bzw. II). Nach dem FSW-Prozess ist die Linie der plattierten Verklebung nicht mehr leicht zu erkennen. Die Inconel 625-Körner im gemischten Grenzflächenbereich wurden einer Rekristallisation unterzogen und Schweißnaht I mit höherem Energieeintrag zeigte eine durchschnittliche Korngröße von 12,1 µm2 und Schweißnaht II mit geringerem Energieeintrag eine durchschnittliche Korngröße von 8,88 µm2. In beiden Fällen zeigte die in der gemischten Grenzfläche beobachtete durchschnittliche Korngröße ein deutliches Kornwachstum im Vergleich zu SZ1625 (~ 2,0 µm2).

Die Vickers-Mikrohärte für Schweißnaht I und Schweißnaht II weist in allen Zonen des Inconel 625 Unterschiede auf (Abb. 8). Beim BM625 in der Nähe der Schweißnaht lagen die Werte für Schweißnaht I bzw. Schweißnaht II zwischen 310 und 360 HV. Auf dem RS, wo in SZ2625 relativ grobe rekristallisierte Inconel 625-Körner gefunden wurden, lagen die Maximalwerte bei 284 HV und 330 HV für Schweißnaht I bzw. Schweißnaht II. Durch die Mischung zwischen Inconel 625 und Die komplexen Streifenmuster, siehe Abb. 7a–d, trugen zu den großen Härteschwankungen bei, da die BMs (X65-Stahl und Inconel 625) unterschiedliche metallurgische und mechanische Eigenschaften aufweisen. Auf der Stahlseite liegt die minimale Härte beim HAZX65, die zwischen 172 und 180 HV variiert, was mit den Ergebnissen in der Literatur übereinstimmt14,24. Die Härte nimmt mit abnehmendem Energieeintrag leicht zu, während die Breite des HAZX65 im Vergleich der beiden Schweißnähte abnimmt. Beim SZX65 wurde ein geringfügiger Anstieg der Mikrohärte festgestellt, der für beide Schweißnähte zwischen 200 und 250 HV lag. Diese leichte Verbesserung der Mikrohärte beim SZX65 wird aufgrund der starken Verformung bei erhöhten Temperaturen und hoher Abkühlgeschwindigkeit erwartet, was zu einem größeren Anteil an Bainit im Stahl führt21,33. Beim SZ X65 führten höhere Dehnungsgeschwindigkeiten und die damit verbundene plastische Verformung zu höheren Härtezonen am AS im Vergleich zum RS. Das BM im Grenzflächenbereich zeigte eine Mikrohärte von 245 HV.

Mikrohärtekarten von Weld I und Weld II, erstellt mit Origin, Version 2021. OriginLab Corporation, Northampton, MA, USA. Verfügbar: https://www.originlab.com/.

In dieser Arbeit wurde die Machbarkeit des orbitalen Reibrührschweißens (FSW) zum Verbinden von mit X65-Kohlenstoffstahl beschichteten Rohren mit Inconel 625 vorgestellt. Die Ergebnisse lassen sich wie folgt kurz zusammenfassen:

Das entwickelte System ermöglicht nachweislich die Herstellung von FSW-Verbindungen in einem Durchgang mit vollständiger Durchdringung und ohne Volumenfehler. Es wurden rührreibgeschweißte plattierte Rohre mit einer Wandstärke von insgesamt 9 mm aus API

Der orbitale FSW-Prozess veränderte die Mikrostruktur des Grundmaterials. Im API X65 PSL2-Stahl wurden in der Wärmeeinflusszone drei Unterbereiche mit hauptsächlich Ferrit-Mikrostruktur beobachtet. Die vorherrschenden Mikrostrukturen in der Rührzone und der Hartzone waren Bainit und nadelförmiger Ferrit. Bei Inconel 625 wurden innerhalb der Rührzone zwei unterschiedliche Bereiche identifiziert, einer mit verfeinerten rekristallisierten Körnern und höherer Härte und der andere mit Kornwachstum und geringerer Härte. Schweißnaht II zeigte den gleichen M/A-Prozentsatz wie das Grundmaterial, d. h. 0,2 %, und Schweißnaht I zeigte einen Anstieg von M/A auf 0,5 %.

In der Rührzone wurden alternierende Materialbänder gefunden, die dem Fließmuster des Werkzeugs folgten. Ein höherer Energieeintrag scheint zu einer homogenen Materialmischung in der Rührzone beizutragen. Darüber hinaus führte ein höherer Energieeintrag zu einer geringeren Härte und größeren Wärmeeinflusszonen.

Die Korngröße von Inconel 625 variierte entlang der Rührzone. Die Konzentration der Korngrenzen mit großem Winkel nahm vom Grundmaterial (64,8 %) bis zur Rührzone (~ 93,0 %) zu, was darauf hindeutet, dass beim Inconel 625 eine vollständige Rekristallisation stattgefunden hat. Beim X65-Stahl gab es auch eine Variation im Korn Größe, mit einem bemerkenswerteren Kornwachstum beim SZx65 im Vergleich zum X65-Stahl in der gemischten Grenzfläche. Die hohe Anzahl an Korngrenzen mit einer Fehlorientierung unter 15° in der Rührzone (~ 51 %) und weniger Peaks über 45° (~ 32 %) lassen auf eine Zunahme der Menge der Bainit-Mikrostruktur nach dem FSW schließen.

Die während der aktuellen Studie verwendeten und/oder analysierten Datensätze sind auf begründete Anfrage beim entsprechenden Autor erhältlich.

Eine Korrektur zu diesem Artikel wurde veröffentlicht: https://doi.org/10.1038/s41598-023-39136-z

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Diese Arbeit wurde im Rahmen eines Stipendiums der Leuphana Universität Lüneburg (Carla Volff Amavisca) durchgeführt, wofür wir uns bedanken. Wir danken dem DAAD für die finanzielle Unterstützung aus Mitteln des Bundesministeriums für Bildung und Forschung (BMBF) unter der Projektnummer 57598245. Finanziert von Capes – der brasilianischen Bundesagentur für Unterstützung und Bewertung der Graduiertenausbildung im brasilianischen Bildungsministerium (Fabiano Dornelles Ramos) wird dankbar gedankt. Wir möchten uns auch bei MSc bedanken. Camila Caroline Castro für ihre hilfreiche Unterstützung beim Erwerb der EBDS-Bilder für diese Arbeit.

Open-Access-Förderung ermöglicht und organisiert durch Projekt DEAL. Diese Veröffentlichung wurde von der Deutschen Forschungsgemeinschaft (DFG) gefördert.

Institute for Production Technology and Systems, Leuphana University Lüneburg, Leuphana University Lüneburg, Universitätsallee 1, 21335, Lüneburg, Germany

CV Amavisca & B. Klusemann

Bundesuniversität Rio Grande do Sul (UFRGS), Av. Paulo Gama, 110, Porto Alegre, 90040-060, Brasilien

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Bundesinstitut von Rio Grande do Sul (IFRS), R. Avelino Antônio de Souza 1730, Caxias do Sul, 95043-700, Brasilien

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GVB Lemos

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CVA: Konzeptualisierung, Methodik, Datenkuratierung, Untersuchung, formale Analyse, Verfassen und Bearbeiten des Originalentwurfs; LB: Reibrührschweißen, Untersuchung, Überprüfung und Bearbeitung; CRLL: Rührreibschweißen und Untersuchung; JGS: Rührreibschweißen und Untersuchung; FDR: Untersuchung, Überprüfung und Bearbeitung; GVBL: Recherche, Schreiben, Rezension und Bearbeitung; AR: Überwachung und Überprüfung; BK: Konzeptualisierung, Betreuung, Schreiben, Überprüfung und Bearbeitung.

Korrespondenz mit CV Amavisca.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Die ursprüngliche Online-Version dieses Artikels wurde überarbeitet: Der Abschnitt „Finanzierung“ in der Originalversion dieses Artikels war unvollständig. Ausführliche Informationen zu den vorgenommenen Korrekturen finden Sie in der Korrektur zu diesem Artikel.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Amavisca, CV, Bergmann, L., Lessa, CRdL et al. Machbarkeit des orbitalen Reibrührschweißens an plattierten Rohren aus API X65-Stahl und Inconel 625. Sci Rep 13, 10669 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-37913-4

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Eingegangen: 06. April 2023

Angenommen: 29. Juni 2023

Veröffentlicht: 01. Juli 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-37913-4

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