劉曉華，李緒連，莊海青，劉盛耀

(中國能源建設集團江蘇省電力建設第三工程有限公司，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

0 引言

隨著國家經(jīng)濟的快速發(fā)展，對電力的需求與日劇增，1 000 MW 超超臨界發(fā)電機組得到了飛速發(fā)展，傳統(tǒng)的T22 鋼逐漸被新型鐵素體耐熱鋼T23 所取代。T23 鋼具有良好的強度和抗蠕變性能，已廣泛用于鍋爐水冷壁、過熱器等部位[1]。T23 鋼引入國內(nèi)后，許多電廠對其在水冷壁焊接中采用不預熱和焊后不熱處理工藝。但T23 鋼的焊接接頭在運行中出現(xiàn)接頭失效，從而造成管子泄露的事故時有發(fā)生，機組的停運檢修對電廠造成較大的經(jīng)濟損失。李夕強[2]等為解決T23 鋼水冷壁焊接接頭在運行中容易出現(xiàn)裂紋的問題，測試了T23 鋼接頭在4 種不同工藝下的硬度和沖擊韌性，并觀察顯微組織變化，研究表明，可通過焊后熱處理降低焊縫和熱影響區(qū)的硬度，來改善焊縫韌性，從而保證焊接接頭的長期服役性能。孫標[3]統(tǒng)計分析了6 臺超超臨界機組T23 鋼水冷壁焊接接頭失效情況，發(fā)現(xiàn)某電廠對T23 鋼焊接接頭采用火焰加熱方式進行焊后熱處理，由于該熱處理工藝難以控制加熱溫度，導致局部加熱溫度處于T23 鋼再熱裂紋敏感溫度區(qū)間，增大了T23 鋼焊接接頭產(chǎn)生再熱裂紋風險。因此，采取合適的焊后熱處理工藝對避免T23 鋼焊接接頭失效尤為重要。本文對T23 鋼水冷壁管排熱處理的優(yōu)化進行研究，通過實驗模擬、性能試驗分析，獲得優(yōu)化后的熱處理加熱工藝，為超超臨界發(fā)電機組鍋爐水冷壁焊后熱處理工作提供參考。

1 T23鋼化學成分與組織

T23 鋼的顯微組織是回火貝氏體，如圖1所示。

圖1 T23鋼金相顯微組織圖

T23 鋼是在T22 鋼的基礎上減少鉬含量增加鎢含量，并加入少量的釩、鈮、氮、硼，降低了含碳量(0.04%～0.10%)，這樣成分的鋼再經(jīng)過相應的成材加工和熱處理后，就可獲得綜合性能良好的鋼材，化學成分如表1 所示。

表1 T23鋼的化學成分

2 T23焊接接頭失效的原因與解決措施

近年國內(nèi)關于T23 焊接接頭失效研究表明，失效形式主要有再熱裂紋和蠕變沿晶裂紋等。再熱裂紋的產(chǎn)生主要是由于焊縫及熱影響區(qū)硬度值偏高、韌性差、受熱交變應力和焊接殘余應力影響等。蠕變沿晶裂紋的產(chǎn)生主要是由于焊接冷卻速度快，碳及其他合金來不及析出，過飽和固溶于焊縫處，使得焊縫硬度偏高，晶界滑移困難，容易形成沿晶斷裂。

T23 焊接接頭焊后進行焊后熱處理，可以消除焊接殘余應力，優(yōu)化焊縫及熱影響區(qū)組織，降低組織硬度從而提高焊接接頭的沖擊韌性，避免再熱裂紋的產(chǎn)生。焊后熱處理還可以使焊縫及熱影響區(qū)碳化物及合金脫溶析出，明顯降低硬度，細化晶粒，消除產(chǎn)生蠕變沿晶裂紋的內(nèi)因。

3 熱處理工藝優(yōu)化

本實驗選用4 片材質(zhì)和規(guī)格相同的T23 水冷壁管排試樣，按照相同的焊接工藝參數(shù)進行焊接，并采用4 種不同型號的加熱塊按照熱處理工藝參數(shù)進行焊后熱處理試驗，獲得優(yōu)化后的熱處理工藝。

3.1 水冷壁管排試樣

水冷壁管排試樣共4 片，每片由10 組相同規(guī)格的鋼管對接而成，如圖2 所示。規(guī)格為φ38.1×6.5 mm，材質(zhì)為T23 鋼。

圖2 水冷壁管排

3.2 焊接工藝參數(shù)

接頭形式采用對接，開V 型坡口，采用3 層單道焊。焊接材料選用ER90S-6(Cr2WV)，規(guī)格為φ2.4 mm。預熱溫度150 ℃，寬度200 mm，層間溫度150 ～250 ℃，焊接工藝參數(shù)如表2 所示。

表2 焊接工藝參數(shù)

3.3 熱處理工藝參數(shù)

本次試驗焊后熱處理工藝參數(shù)如表3 所示。

表3 焊后熱處理工藝參數(shù)

3.4 熱處理加熱塊優(yōu)化試驗

由于水冷壁管屏較難包扎，且加熱塊難以與水冷壁管完全接觸，如果水冷壁熱處理溫度分布不均產(chǎn)生較大的溫差，會造成管排熱處理效果差，使得焊縫硬度值不符合規(guī)范要求，并且管排局部會產(chǎn)生拘束應力，附加的應力會導致裂紋產(chǎn)生。為保證管屏能均勻受熱，實驗選擇4 種不同形式的加熱塊，通過模擬水冷壁管排焊后熱處理，找出適合膜式水冷壁管排焊后熱處理的優(yōu)化裝置，減小水冷壁熱處理時管壁溫差，以達到最佳的熱處理效果，不同型號加熱塊信息如表4 所示。

表4 不同型號加熱塊信息

4 種不同形式的加熱塊熱處理工藝參數(shù)：功率為10 kW，電壓為220 V，電流為45 A。加熱方式如圖3 ～圖6 所示。L1 型為單片加熱塊；L2 型由4 片加熱塊組成，分別由4 組控制器獨立控制；L3 型單片陶瓷元件規(guī)格比L2 型更細??；L4 型是繩狀履帶混合式加熱塊單片直徑僅15 mm。水冷壁管排每個管子擺放1 只熱電偶(共10 只熱電偶)用于監(jiān)測溫度場溫度分布情況，間隔相同時間監(jiān)測管排溫度并記錄5 次數(shù)據(jù)，取溫度平均值，數(shù)據(jù)如表5 所示。

表5 4種型號加熱塊試驗中各管排溫度監(jiān)測情況

圖3 L1履帶式陶瓷加熱塊

圖4 L2履帶式陶瓷加熱塊

圖5 L3履帶式陶瓷加熱塊

圖6 L4繩板履帶混合式陶瓷加熱塊

將表5 溫度平均值數(shù)據(jù)繪制成曲線圖，如圖7 所示。

圖7 4種方案的管排測點溫度分布圖

由圖7 可以看出，在740 ℃控溫下，L1 型管排測點溫度分布曲線波動較大，溫度偏低，原因是單片陶瓷加熱元件的寬度大于水冷壁鰭片，陶瓷加熱件并不能做到與管排的完全接觸，只能覆蓋管道表面較小部分，溫度分布不均勻。L2 型管排測點溫度分布曲線波動比L1 型大，原因是L2 型的4 片加熱塊分別由4 組控制器獨立控制，不如L1 型單片加熱塊整體控制溫度誤差小。為了保證L2 型加熱元件更好貼合管排，用鋼絲對加熱塊做了綁扎，但加熱元件和管子間仍然有較大間隙。L3 型單片陶瓷片規(guī)格比L1 型略小，貼在管子上接觸面增大，加熱件和管子間隙也有所減小，L3 型管排測點溫度分布曲線波動逐漸減小，但局部仍有溫度不均勻點。L4 型管排測點溫度分布曲線波動趨于平穩(wěn)，溫度分布均勻，且溫度在740 ℃上下浮動。L4 型是新設計的一種繩板履帶式陶瓷加熱件，如圖8所示，繩板履帶式陶瓷加熱件在管排上排布示意圖如圖9 所示，可以看出陶瓷元件和水冷壁充分貼合，間隙較小。

圖8 繩板履帶式陶瓷加熱件

圖9 L4型加熱件在管排上排布示意圖

從圖7 可以看出，L4 型繩板履帶式加熱塊熱處理時監(jiān)測的溫度波動較小，將對L4 熱處理的T23 鋼水冷壁焊接接頭進行焊接接頭力學性能試驗、硬度和金相檢測分析。

4 接頭性能試驗

對L4 型加熱件熱處理的焊口進行取樣檢測，檢測包括拉伸試驗、彎曲試驗、沖擊試驗、硬度檢測和金相分析。

4.1 拉伸試驗

拉伸試件編號為A1 和A2，拉伸試驗結果如表6 所示，試樣斷裂在母材，斷裂特征為韌性斷裂。根據(jù)ASTM A213/A213M-07 鍋爐、過熱器和換熱器所使用的無縫鐵素體和奧氏體合金鋼管子標準，T23 鋼抗拉強度滿足要求。

表6 拉伸試驗數(shù)據(jù)

4.2 彎曲試驗

彎曲試件編號為A3、A4、A5 和A6，試件尺寸為180×10×6.5 mm，試驗后觀察彎曲面，未發(fā)現(xiàn)缺陷，彎曲試驗結果符合NB/T 47014—2011《承壓設備焊接工藝評定標準》。

4.3 沖擊試驗

沖擊試件編號為A7-(1,2,3)，A7-(4,5,6)，試驗溫度為20℃，沖擊試驗結果如表7 所示，沖擊功數(shù)值符合《承壓設備焊接工藝評定標準》。

表7 沖擊試驗數(shù)據(jù)

4.4 微觀金相

使用光學顯微鏡對焊接接頭試樣A8 進行顯微組織分析，金相組織如圖10 ～圖12 所示。

圖10 可以看出母材金相組織為回火貝氏體，晶粒較為細小。圖11 和圖12 可以看出熱影響區(qū)和焊縫顯微組織為貝氏體組織和鐵素體組織，沒有裂紋，沒有過燒組織，沒有淬硬性馬氏體，有明顯的細小碳化物析出，形成沉淀相。

圖10 母材金相組織

圖11 熱影響區(qū)金相組織

4.5 硬度試驗

采用維氏硬度計對焊接接頭A8 進行檢測，在焊縫、熱影響區(qū)和母材的上層和下層對稱檢測，硬度檢測示意圖如圖13 所示，取各部位硬度值的平均值繪制硬度曲線，如圖14 所示?？梢钥闯龊缚p、熱影響及母材硬度均符合標準，焊縫硬度較為理想。

圖13 焊接接頭維氏硬度檢測示意圖

圖14 焊接接頭維氏硬度曲線

5 結語

T23 鋼為細晶強韌型鐵素體耐熱鋼，對焊接工藝參數(shù)敏感，必須經(jīng)過熱處理以后才能使其韌度達到較高的水平，所以選擇合理的焊接工藝和熱處理加熱塊，對焊縫綜合性能影響很大。本文采用4 種不同型號的加熱塊對T23 水冷壁管排進行焊后熱處理試驗，研究表明，L4 型繩板履帶式陶瓷加熱塊與水冷壁管排貼合效果最好，且熱處理時熱電偶監(jiān)測的溫度波動較小，管排溫度分布均勻。對L4 型加熱塊熱處理后的管排試件進行力學性能檢測、硬度檢測和金相組織分析，結果顯示各項檢測數(shù)據(jù)均符合標準要求。所以推薦選用專門設計的新型繩板履帶混合式陶瓷加熱塊對T23 焊接接頭進行焊后熱處理，熱處理能達到效果最佳。