T91-奧氏體不銹鋼異種鋼接頭熱處理工藝研究

王靜鴿，銀潤邦，魯進波，朱超兵，莫其鵬

東方電氣集團東方鍋爐股份有限公司 四川德陽 618000

1 序言

隨著電站鍋爐高參數，大容量，低排放的發展歷程，使用的材料等級越來越高，種類也越來越多，目前在100萬kW超超臨界鍋爐的高過、屏過及高再等部件中，既用到T91、T92高等級鐵素體類材料，又用到S30432，HR3C等新型奧氏體不銹鋼材料，在這類產品生產中就不可避免地存在9Cr馬氏體鋼與奧氏體鋼異種鋼的焊接[1]。由于兩類鋼的化學成分、組織結構、物理性能和力學性能存在著較大的差異，因此焊接難度較大，對焊接操作及焊后熱處理的要求也比較高。合適的焊后熱處理工藝關乎著電站鍋爐用鋼的使用性能[2]。

膜式壁管屏中存在高等級材料的異種鋼接頭，該類異種鋼接頭材質主要為T91材質與奧氏體不銹鋼鋼管對接。此類SA-213T91＋SA-213TP347HFG異種鋼接頭的熱處理工藝，兩種母材的熱處理條件都要考慮，ASME標準及GB/T 16507系列標準中均要求SA-213T91材料制造的受壓件任意厚度的焊接，焊后都必須進行熱處理，在ASME中規定最低保溫溫度≥705℃，在GB/T 16507.5—2022《水管鍋爐 第5部分：制造》中規定最低保溫溫度≥730℃。SA-213TP347HFG材料的Fe81類材質熱處理在兩種標準中都不做規定。

依據GB/T 16507.5—2022中SA-213T91＋SA-213TP347HFG異種鋼最低保溫溫度可達到705℃。但SA-213T91與奧氏體焊接的異種鋼接頭，焊后熱處理應避開脆化溫度敏感區，防止晶間腐蝕和σ相脆化。一般工廠為熱處理穩妥保障，熱處理溫度不會做到最下限，但降低熱處理溫度一方面有利于降低熱處理成本，另一方面在現場服務、返修條件有限或工況限制時，有利于解決因熱處理溫度高引起熱膨脹應力過大而拉裂的問題。目前多數單位開展了一些關于SA-213T91以及SA-213TP347HFG 同種鋼、異種鋼的焊接工藝，在焊接接頭的蠕變、疲勞性能、失效機制，以及焊接接頭的運行可靠性等方面的研究工作[3]，還沒有此類異種鋼接頭允許的最低熱處理溫度工藝研究。因此，研究此類異種鋼接頭的最低熱處理溫度就很有必要。此次試驗依據新版GB/T 16507.5—2022，主要從保溫溫度和保溫時間兩方面來展開不同熱處理工藝研究。分別開展SA-213T91＋SA-213TP347HFG異種鋼接頭在715℃、730℃和750℃3種熱處理溫度，以及在保溫時間1.5h與返修情況下保溫時間3h的組合熱處理工藝研究，共開展715℃×1.5h、730℃×1.5h、750℃×1.5h、715℃×3h、730℃×3h和750℃×3h這6組不同熱處理規范試驗，為以后類似材料產品的熱處理工藝提供借鑒及參照。

2 試驗材料及方法

2.1 試驗材料及焊接條件

試驗母材為φ63.5mm×11.5mm的SA-213T91鋼管和φ63.5mm×11.5mm的SA-213TP347HFG鋼管，SA-213T91鋼管與SA-213TP347HFG鋼管對接坡口形式如圖1所示。焊接方法采用自動熱絲TIG焊，焊接材料采用ERNiCr-3焊絲，直徑1.0mm，試驗共分6組（編號為YC5、YC3、YC1、YD5、YD3和YD1），6組試樣所需母材均在同一根SA-213T91鋼管與SA-213TP347HFG鋼管上取樣，且所有試樣在同一臺直管熱絲TIG焊設備上進行焊接，焊接電流130～240A，電弧電壓8.5～13V，直流正接，焊接速度8～14 cm/min，保護氣體99.99% Ar。

圖1 SA-213T91＋SA-213TP347HFG鋼管對接坡口形式

2.2 熱處理工藝

熱處理設備采用臺車爐，進行整體熱處理。6組試樣不同熱處理工藝如圖2所示。

圖2 6組不同熱處理工藝

2.3 檢測方法

對熱處理后的試件進行化學成分分析，按NB/T 47014—2011《承壓設備焊接工藝評定》進行力學性能試驗和宏微觀顯微金相檢測，包括拉伸試驗、彎曲試驗、沖擊試驗、硬度檢測與接頭宏微觀顯微金相檢測，以及T91熱影響區鐵素體占比測量。具體為每個YC1、YC3、YC5、YD1、YD3和YD5異種鋼接頭，做常溫拉伸2個、面彎2個、背彎2個；常溫沖擊在焊縫區3個，SA-213T91熱影響區3個，SA-213TP347HFG熱影響區3個；維氏硬度在熱影響區3個、焊縫區5個、母材區5個。試樣分別在T/4和T/2處取樣，接頭宏觀、微觀金相檢驗各1組。

3 試驗結果及分析

3.1 無損檢測結果

所有異種鋼接頭焊后按NB/T 47013.2—2015《承壓設備無損檢測 第2部分：射線檢測》 規定的II級進行100%RT檢測，檢測范圍為焊縫及兩側各100mm區域，檢測結果均一次合格。

3.2 母材化學成分分析

焊縫、母材及焊絲化學成分分析結果見表1。焊縫化學成分根據AWS A5.14M：2018《鎳和鎳合金光填充絲和焊絲標準》中對ERNiCr-3焊絲的規定進行分析，相比原始態有較大差別的主要是Ni、Fe元素。Ni元素因發生了一定程度的由焊縫向T91熱影響區的擴散而降低，Fe元素因從T91熱影響區向焊縫擴散而升高[4]。其余主要成分在焊絲規定的范圍內。

表1 焊縫、母材及焊絲化學成分（質量分數）（%）

3.3 常溫力學性能

常溫力學性能檢測結果見表2。從表2可看出，6組熱處理工藝下的抗拉強度相差不大，在609～637MPa之間，其數值均大于母材標準抗拉強度的下限值550MPa，滿足NB/T 47014—2011規定的要求。YD1、YD3和YC5斷裂位置在焊縫上，YD5、YC1和YC3斷裂位置在一側母材上。YC5（熱處理工藝750℃×3h）抗拉強度最大。每個熱處理工藝試樣分別做2個面彎和2個背彎，結果顯示6組試樣均無開口缺陷，彎曲性能全部合格。

表2 常溫力學性能檢驗結果

從表2還可看出，6組沖擊值具有相同的規律，接頭中S A-213T91熱影響區沖擊值最高，焊縫和SA-213TP347HFG熱影響區沖擊值比較接近，SA-213TP347HFG熱影響區的沖擊值稍高于焊縫沖擊值，SA-213T91熱影響區沖擊值高出焊縫約30J。因本試驗制備寬度為5mm的非標準小尺寸試樣，沖擊吸收能量只需滿足標準值的50%，結合DL/T 868—2014《焊接工藝評定規程》中9%～12%Cr馬氏體型耐熱鋼的沖擊吸收能量≥41J的的驗收標準，所有沖擊試驗結果均滿足＞21J（41J的50%）的要求。

在電廠實際運行過程中，由于此類接頭極易在靠近T91側焊縫區域產生裂紋缺陷[5]，結合張杰等[6]研究此類接頭在不同熱處理工藝下力學性能最大的差別在于接頭的SA-213T91熱影響區硬度偏高，沖擊韌度下降，因此對SA-213T91熱影響區的沖擊性能及硬度進行重點研究。SA-213T91熱影響區沖擊吸收能量平均值與熱處理工藝關系如圖3所示。從圖3可看出，6組熱處理工藝下，SA-213T91熱影響區沖擊吸收能量平均值達到90J以上，則標準試樣沖擊吸收能量可達到180J以上，說明此區域沖擊韌度良好。對比YD1和YC1、YD3和YC3、YD5和YC5可看出，同種熱處理溫度下，保溫時間從1.5h增加到3h，沖擊吸收能量有所下降，結合圖6的金相推斷增長保溫時間后，晶粒尺寸變大，沖擊吸收能量降低。YD1沖擊吸收能量最大，YC1沖擊吸收能量最小，說明SA-213T91熱影響區工藝715℃×1.5h沖擊性能優于工藝750℃×3h。

圖3 SA-213T91熱影響區沖擊性能與熱處理工藝的關系

3.4 硬度檢測

維氏硬度檢測點的位置分布如圖4所示。測量點依次取在熱影響區3個、焊縫區5個、母材區5個，且分別在T/4和T/2處測量，硬度檢測結果見表3。

表3 硬度檢測結果（HV10）

圖4 維氏硬度檢測點的位置分布

從表3可看出，SA-213T91熱影響區的硬度值最大，是整個接頭硬度最高的區域，檢測表面T/4比中心T/2位置硬度稍高一些。硬度值最高的SA-213T91熱影響區硬度值沒有超過DL/T 438—2023《火力發電廠金屬技術監督規程》要求的290HBW規范，其他硬度值也在標準規范內，6組熱處理工藝下的硬度值均滿足規范要求。

異種鋼的焊接在加熱和冷卻過程中速度很快，是一種非平衡狀態[7]，因此在T91熱影響區極易形成過飽和馬氏體組織，其中也含過飽和碳原子，會致使晶格發生畸變，導致馬氏體的硬度和殘余應力增大，最終表現為T91熱影響區硬度最高[8]，而焊后熱處理不充分或回火不足是造成接頭過熱區硬度偏高的關鍵原因之一，因此適當的熱處理工藝才能獲得合格的T91熱影響區的硬度。

為進一步直觀觀察不同熱處理工藝對硬度的影響，選取T/2位置接頭不同區域硬度值，如圖5所示。從圖5可看出，在6組熱處理工藝下，接頭硬度呈現相同的變化趨勢，在T91熱影響區硬度值達到最高（形成曲線凸點），其余的T91母材、焊縫、TP347母材和TP347熱影響區硬度波動較為平穩。T91母材的硬度平均高于焊縫、TP347母材、TP347熱影響區的硬度。Y C3的曲線位于所有曲線最上方，說明在730℃×3h熱處理工藝下異種鋼接頭整體硬度最高。其余5組在除T91熱影響區外曲線位置比較接近，說明在T91母材，TP347母材及TP347熱影響區，焊縫區的硬度差距不大。不同熱處理工藝下，差別較大的是T91熱影響區硬度，對比YD1、YD3和YC1、YC3曲線幾乎重合，可以看出保溫溫度從715℃增加到730℃時，硬度變化不大；對比YD1、YD3、YC1與YC3曲線高于YD5和YC5曲線，可見在715℃和730℃熱處理溫度下T91熱影響區的硬度大于在750℃熱處理溫度下的硬度，制造廠常規經驗是這類異種鋼接頭一般都執行750℃熱處理工藝[9]，因此推測當熱處理溫度降低到750℃以下時T91熱影響區硬度有增大的風險。相同保溫溫度下，對比T91熱影響區YD1和YC1、YD3和YC3、YD5和YC5的曲線很接近，由此可見，隨保溫時間1.5h增加到3h時硬度差別不大，說明在其他工藝條件一致時，熱處理溫度在715～750℃之間延長保溫時間對硬度的影響不明顯。

圖5 接頭不同區域硬度值

3.5 接頭宏觀和微觀金相組織檢測

6組接頭宏觀，微觀金相均無裂紋和過燒組織，宏觀、微觀金相合格。焊縫組織顯示為奧氏體＋碳化物，T91熱影響區組織顯示為馬氏體＋少量鐵素體，接頭宏觀，微觀金相檢測結果見表4。

表4 接頭宏微觀檢測結果

T91側母材，焊縫及熱影響區的顯微組織如圖6所示。從圖6可看出，異種鋼焊接接頭T91鋼側熔合線附近發現明顯的碳遷移特征，沿晶界邊緣析出黑色條狀碳化帶。以此碳化帶為界限，顏色偏淺，偏白的是焊縫組織，顏色偏暗，偏黑的是T91熱影響區。焊縫區結晶形態主要為等軸晶，黑點狀析出相碳化物彌散分布在等軸奧氏體晶內或晶界處。在近表層焊縫附近沿T91側熔合線形成白色片狀的鐵素體組織和馬氏體。鐵素體的形成是由于靠近焊縫的熔合區在整個熱影響區內，焊接過程中熱循環溫度最高且高溫保持時間較長，有利于T91鋼中碳化物的析出和長大，最終導致鐵素體形成[7]。形成的鐵素體大多在原奧氏體晶界上分布，并在隨后的冷卻過程中逐漸合并成塊狀或片狀鐵素體。

圖6 T91側母材、焊縫及熱影響區的顯微組織

對比圖6a～f金相組織可看出，不同熱處理工藝下，金相組織結構形態相同，但晶粒大小有區別。對比相同熱處理溫度時，YD1和YC1、YD3和YC3、YD5和YC5金相，可知隨保溫時間從1.5h增加到3h，晶粒尺寸有增大趨勢，等軸晶奧氏體組織增大較明顯。

4 結束語

1）常溫力學試驗結果表明，6種不同熱處理工藝下，抗拉強度相差不大，彎曲無開口缺陷，所有沖擊試驗結果遠大于標準要求。在750℃×1.5h時SA-213T91熱影響區沖擊吸收能量最大為129J，所有試樣的拉伸、彎曲、沖擊性能均合格。

2）硬度試驗結果表明，不同熱處理工藝下所有試樣硬度均滿足規范要求，SA-213T91熱影響區在接頭中硬度最高，此區域在715℃和730℃的硬度高于在750℃時的硬度，推測熱處理溫度低于750℃時，T91熱影響區硬度有增大風險。相同保溫溫度下，延長保溫時間對硬度的影響不明顯。

3）宏觀和微觀金相檢測結果表明，焊縫組織由條狀奧氏體＋黑色點狀碳化物組成，SA-213T91熱影響區由少量白色片狀的鐵素體＋馬氏體組成。

綜上所述，6種不同熱處理規范下接頭力學性能均合格，滿足工藝質量制造要求，確定了SA-213T91＋SA-213TP347HFG異種鋼對接接頭允許的最低熱處理規范為715℃×1.5h，優化了此類異種鋼接頭熱處理規范，為現場服務或返修焊接選取合理的熱處理溫度提供了參照。