陳俊峰 魏 伏 尹 鋒

（東方電氣集團東方鍋爐股份有限公司，四川 自貢 643000）

近年來，保護環(huán)境已成為大型發(fā)電設備制造企業(yè)一項重要且迫切的戰(zhàn)略任務，大容量、高參數(shù)、低耗煤、超凈排放已成為火力發(fā)電機組發(fā)展的必然趨勢。更高溫度與壓力的鍋爐機組對材料性能提出了更高要求，而高溫高壓運行條件下的材料要求具有良好的高溫強度和優(yōu)異的抗氧化性能［1-2］。目前同種鋼的焊接和熱處理工藝已經(jīng)相對成熟，但異種鋼的焊接和熱處理仍存在一些問題。

T91／T92鋼與不銹鋼焊接接頭是某公司超（超）臨界鍋爐機組“三大管屏”（高溫過熱器、屏式過熱器、高溫再熱器）的常見設計結(jié)構(gòu)，“三大管屏”進出口端均存在同類焊縫，主要以T91／T92、SA-213TP347H、SA-213TP347HFG、SUPER304H以及HR3C鋼為主，根據(jù)不同部位的設計、運行溫度和壓力的不同采用不同材質(zhì)組合，其典型的設計結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 某1 000 MW工程高溫過熱器材料分界圖Fig.1 Material boundary diagram of high-temperature superheater in a 1 000 MW project

硬度指標能夠反映材料彈性、塑性、強度、韌性及磨損抗力，硬度檢測也被廣泛應用于無損狀態(tài)下材料、焊縫和焊縫熱影響區(qū)的質(zhì)量監(jiān)督，DL／T 438—2016《火力發(fā)電廠金屬技術監(jiān)督規(guī)程》中規(guī)定T91／T92 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度應控制在180 ～270 HBW［3］。在超（超）臨界鍋爐運行過程中，“三大管屏” T91／T92 鋼與不銹鋼焊接接頭T91／T92 鋼側(cè)熱影響區(qū)出現(xiàn)了硬度偏高和失效開裂的質(zhì)量問題。經(jīng)檢驗發(fā)現(xiàn)，異種鋼接頭T91／T92 鋼側(cè)熱影響區(qū)起裂于焊縫覆蓋層熔合線粗晶區(qū)，裂紋從外壁萌生，沿垂直于壁厚方向向內(nèi)壁呈階梯狀擴展，裂紋兩側(cè)有少量短小的沿晶裂紋［4］（圖2）?！叭蠊芷痢碑惙N鋼焊接接頭的硬度試驗結(jié)果如表1 所示，對比發(fā)現(xiàn)部分硬度高于DL／T 438—2016 的規(guī)定值，尤其是高溫再熱器異種鋼接頭的硬度偏高。

表1 異種鋼焊接接頭硬度Table 1 Hardness of the welded dissimilar steel joints

圖2 某電廠開裂的高溫再熱器異種鋼焊接接頭焊口Fig.2 Cracked crater of the welded dissimilar steel joint in high-temperature reheater of a power plant

本文主要從焊接電流、焊后熱處理溫度及熱處理設備三方面，對熱絲TIG 焊T91／T92 鋼與不銹鋼接頭T91／T92 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度偏高的原因進行了分析和試驗驗證，提出了相應對策。

1 試驗材料

試驗選擇SA-213T91 鋼代表T91／T92 鋼材質(zhì)進行異種鋼焊接試驗，SA-213T91 鋼是在9Cr1Mo鋼的基礎上適當降低碳含量，添加微量V等元素進行合金化，同時嚴格控制S、P含量得到的改進型馬氏體耐熱鋼［5］；SA-213TP347HFG（18Cr-12Ni-Nb）是一種新型18-8 奧氏體不銹鋼，具有較高的高溫持久強度和良好的抗氧化性能［6］，兩種鋼的化學成分和力學性能如表2所示。

表2 母材的化學成分和力學性能Table 2 Chemical compositions and mechanical properties of the base metals

2 試驗結(jié)果

2.1 焊接電流對焊接接頭硬度的影響

采用熱絲TIG 焊工藝，車床加工U 型坡口，采用符合ASME 鍋爐及壓力容器規(guī)范II 卷C 篇《焊條、焊絲及填充金屬》的AWS A5.14 ErNiCr-3焊絲，焊接電流設定為100 ～140、140 ～180、180 ～220、220 ～260、260 ～300 A 共5 檔，每檔電流下制備3 個焊接接頭，經(jīng)X射線探傷檢測合格后在（760 ±10）℃保溫1.5 h 后冷卻（臺車爐整體熱處理）。將T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)附近等分3 個點檢測硬度，每個點測3 次取平均值，結(jié)果如圖3所示?？梢姾附与娏鲗附咏宇^硬度有一定的影響，但硬度仍滿足標準要求。

圖3 焊接電流對焊接接頭硬度的影響Fig.3 Influence of welding current on hardness of the welded joints

2.2 焊后熱處理溫度對焊接接頭硬度的影響

采用臺車爐整體熱處理以保證溫度均勻性，焊接工藝參數(shù)如表3 所示。試樣焊后經(jīng)X射線探傷檢測合格后，分別在685、700、715、730、745、760 ℃保溫1 h，硬度檢測結(jié)果如圖4 所示?？梢钥闯?，經(jīng)不同溫度焊后熱處理后，T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度變化較大，在730 ℃以下熱處理的3 組試樣硬度均偏高，730 ℃以上熱處理的異種鋼焊接接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度為210 ～250 HBW，滿足標準要求。

表3 焊接工藝參數(shù)Table 3 Welding process parameters

圖4 焊后熱處理溫度對接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度的影響Fig.4 Effect of post-welding heat treatment temperature on hardness of heat-affected zone of T91 steel side in the joint

2.3 熱處理設備對焊接接頭硬度的影響

2.3.1 臺車爐整體熱處理

根據(jù)2.2 節(jié)分析，采用合適的焊后熱處理溫度，焊接接頭硬度能滿足標準要求。在產(chǎn)品實際生產(chǎn)中，采用臺車式燃氣爐能夠達到所需的熱處理溫度，但處于奧氏體不銹鋼的敏化溫度區(qū)，接頭的耐蝕性能降低，同時奧氏體不銹鋼母材中過多的δ鐵素體會造成σ 相脆化［7］，從而降低母材的使用壽命。因此為了避免對不銹鋼母材的不利影響，超（超）臨界“三大管屏”焊后熱處理通常采用局部熱處理方法。

2.3.2 履帶式電熱器局部焊后熱處理

對不超過2 根管圈的異種鋼接頭焊口采用履帶式電熱器進行局部熱處理。經(jīng)調(diào)查發(fā)現(xiàn)，局部熱處理的接頭硬度均偏高，因此對履帶式電熱器進行溫度均勻性測試。在焊縫中心及兩側(cè)對稱寬度布置測溫熱電偶，控溫熱電偶布置在電熱器中心并與電加熱器一一對應，電熱器外采用硅酸鋁纖維毯進行保溫，試驗測量了加熱片寬度中心距離邊緣兩側(cè)均分點位的實際溫度，裝爐示意圖如圖5（a）所示，履帶式電熱器溫度均勻性測試曲線如圖5（b）所示?？梢娐膸诫姛崞髦行呐c邊緣溫差較大，達到了230 ℃，僅寬度中心兩側(cè)各約25 mm范圍內(nèi)溫度能夠達到（760±10）℃的要求。

圖5 履帶式電熱器局部熱處理溫度均勻性測試Fig.5 Temperature uniformity test for local heat treating by a crawler-type heater

履帶式電熱器焊后局部熱處理的有效加熱寬度約50 mm，根據(jù)坡口及熔合情況產(chǎn)品焊縫寬度約10 mm，因此T91 鋼與TP347HFG 鋼接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度仍偏高，可能與產(chǎn)品的制造偏差有關。由于焊接、彎管等工序（先焊接后彎制）的累計誤差，在“三大管屏”產(chǎn)品進口端或出口端異種鋼焊口排列發(fā)生位移，不在同一水平線上，如圖6 所示。因此，該異種鋼焊口排列發(fā)生位移、履帶式電熱器局部熱處理的有效加熱范圍較小，是造成接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度偏高的主要原因。

圖6 焊縫不在同一水平線上的管屏Fig.6 Tube screen with welds not on the same horizontal line

2.3.3 新型馬弗爐局部熱處理

對現(xiàn)有熱處理設備進行優(yōu)化。新型馬弗爐局部熱處理溫度均勻性測試過程和曲線如圖7 所示?？梢钥闯?，新型馬弗爐有效加熱寬度約220 mm，可完全覆蓋不在同一水平線上的焊縫，保證熱處理效果。

圖7 新型馬弗爐局部熱處理溫度均勻性測試Fig.7 Temperature uniformity test for local heat treatment in a new type of muffle furnace

2.4 焊后熱處理溫度對焊接接頭顯微組織的影響

在相同的焊接工藝參數(shù)條件下，未經(jīng)焊后熱處理和焊后在550、650、750 ℃分別保溫1.5 h 的T91 鋼與TP347HFG鋼接頭T91 鋼側(cè)粗晶區(qū)的顯微組織如圖8 所示［8］。從圖8（a）可以看出，未經(jīng)焊后熱處理的焊接接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度在380 HBW 以上，顯微組織為板條馬氏體，粗晶區(qū)晶粒度為3 ～4 級，束狀形貌特征明顯，浮凸顯著，束內(nèi)板條邊界稍模糊。從圖8（b）可以看出，550 ℃左右焊后熱處理的接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度在350 HBW 以上，顯微組織為回火馬氏體，板條馬氏體位向清晰，但有明顯的碳化物析出。從圖8（c）可以看出，650 ℃左右焊后熱處理的接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度為350 HBW左右，顯微組織為回火馬氏體，碳化物大量彌散析出，由于碳化物沿板條界定向分布，組織仍有較明顯的板條馬氏體位向。從圖8（d）可以看出，750 ℃左右焊后熱處理的接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度在320 HBW以下，顯微組織為回火馬氏體，碳化物大量彌散析出，組織仍有較明顯的板條位向。綜上，T91 鋼與TP347HFG 鋼焊接接頭的顯微組織、硬度與熱處理溫度有對應關系［9］，在750 ℃左右焊后熱處理的接頭硬度滿足標準要求。

圖8 未經(jīng)焊后熱處理（a）和在550（b）、650（c）、750 ℃（d）保溫1.5 h焊后熱處理的異種鋼接頭T91 鋼側(cè)粗晶區(qū)的顯微組織Fig.8 Microstructures in the coarse-grain zone of T91 steel side of the dissimilar steel joints without postwelding heat treatment（a）and after post-welding heat treatment at 550（b），650（c），750 ℃（d）for 1.5 h

3 分析與討論

焊接電流對焊接接頭的硬度影響較小。因此，只要選擇合適的焊后熱處理溫度，并確保焊接接頭受熱均勻，T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度能滿足標準要求。

焊后熱處理溫度低于730 ℃，接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度偏高。但焊后熱處理溫度過高，有發(fā)生相變的可能，還會導致碳化物粗化，對接頭的高溫性能不利。因此，焊后熱處理溫度宜為730 ～770 ℃。焊后熱處理溫度偏低造成接頭硬度偏高的主要原因是碳化物析出不充分，無彌散強化效果，而且馬氏體板條內(nèi)高密度位錯運動受阻［10］，導致硬度偏高，這從經(jīng)不同溫度焊后熱處理的接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)顯微組織也可以得到驗證。

臺車爐整體熱處理和新型馬弗爐局部熱處理都可以有效保證焊后熱處理效果。但相比整體熱處理，新型馬弗爐局部熱處理的有效加熱區(qū)仍比較有限。整體熱處理雖然對不銹鋼母材的耐蝕性能有一定影響，但在鍋爐產(chǎn)品的實際運行中不存在腐蝕介質(zhì)，整體熱處理不會對產(chǎn)品質(zhì)量造成影響，在馬弗爐局部熱處理不能保證熱處理效果的情況下可以選用。

4 結(jié)論

（1）在（760 ±10）℃保溫1.5 h 的焊后熱處理條件下，熱絲TIG 焊焊接電流對T91／T92 鋼與不銹鋼焊接接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度的影響較小。

（2）焊后熱處理溫度對T91／T92 鋼與不銹鋼焊接接頭T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度的影響較大，在730 ～770 ℃焊后熱處理，T91 鋼側(cè)熱影響區(qū)硬度均滿足標準要求。

（3）采用履帶式電熱器局部熱處理的有效加熱范圍較小，不能解決異種鋼焊口排列發(fā)生位移的問題，新型馬弗爐局部熱處理的有效加熱寬度為220 mm，能夠保證焊后熱處理效果。