焊后熱處理溫度對P92鋼焊縫顯微組織和力學性能的影響

劉福廣, 李太江, 王彩俠, 梁 軍, 劉立營,姚兵印, 肖德銘, 史文淵

(1.西安熱工研究院,西安 710032;2.神華國華(北京)電力研究院,北京 100069;3.天津電力建設公司焊接培訓中心,天津300380)

發展高參數、大容量的超超臨界機組是我國火力發電機組提高發電效率、節能減排的必然趨勢.截止2009年底,我國已投運21臺1 000 MW 超超臨界機組,此外還有約170臺超超臨界機組訂貨,我國已成為世界上超超臨界機組最多的國家[1-2].在我國投運或即將建設的超超臨界機組中,主蒸汽管道或高溫再熱蒸汽管道等高溫高壓部件均普遍采用了SA335 P92鋼.所以,保證P92鋼部件及其焊接接頭的安全和可靠成為發展超超臨界機組的關鍵技術之一.

材料韌性是材料抗脆性破壞的能力.由于P92鋼部件及其焊縫長期在高溫、高壓工況下運行,因此為了保證P92鋼部件在各種工況下的安全,應使部件及其焊縫具有一定的韌性儲備[3].為方便起見,各國規范中均將材料的韌性以V型缺口沖擊功的形式予以表征,如我國在GB 5310-2008標準中,與P92鋼相對應的材質鋼管母材的縱向缺口沖擊功應不低于40 J,硬度不高于250 HBW[4-5].目前,國內外科研工作者對P92鋼進行了較多研究,但研究重點大多集中在材料的高溫蠕變性能、析出相的演化規律或焊接工藝開發方面[6-13],而緊密結合我國超超臨界機組安裝實際,有關P92鋼焊接接頭的焊后熱處理溫度、硬度和缺口沖擊功之間的關系及其顯微組織變化方面的研究尚鮮有報道.雖然熱處理溫度和熱處理時間具有一定的換算關系[14],但為了與火電機組現場安裝或檢修實際相結合,筆者重點研究了焊后熱處理溫度對P92鋼焊縫硬度和沖擊性能及顯微組織的影響,并研究了目前焊后熱處理恒溫時間采用的常規工藝,為今后P92鋼部件的制造和安裝提供了一定的技術參考.

1 試驗材料與試驗方法

試驗用母材為進口 P92鋼管道,規格為355 mm×26 mm,其化學成分見表1.焊接方法采用手工鎢極氬弧焊打底+焊條電弧焊填充蓋面,焊絲、焊條均選用國內超超臨界機組建造時普遍采用的Thermanit M TS 616,其名義化學成分列于表1.試驗用接頭焊接完成后,將管段切割成100 mm×300 mm的試塊進行焊后熱處理,熱處理試驗在箱式電阻爐中進行,焊后熱處理恒溫溫度在700～780℃,溫度間隔為10℃,恒溫時間為4 h.

焊后熱處理后,經無損探傷檢驗認為合格,然后依據相關標準在焊接試件上沿縱向截取沖擊、硬度及金相等試樣進行組織性能檢測.沖擊試樣尺寸采用10 mm×10 mm×55 mm的標準V型缺口沖擊試樣,沖擊試驗在RKP450示波沖擊試驗機上進行;布氏硬度試驗在HB-3000C布氏硬度試驗機上進行,壓頭直徑為5 mm,載荷為 7 355 N;顯微硬度測量在FM-700顯微硬度試驗機上進行,測量規范:加載為9.8 N,加載時間為14 s.金相試樣經過機械打磨和拋光后,用FeCl3鹽酸水溶液腐蝕,在ZEISS Imager A1m光學顯微鏡下觀察金相組織;在Fei Quata 400HV掃描電子顯微鏡下觀察沖擊斷口形貌.在JEM-3010高分辨透射電子顯微鏡下進行薄膜透射并將試樣組織觀察,采用Oxford INCA能譜儀進行微區成分分析,試樣在-40℃下進行電解雙噴減薄,電解液為8%高氯酸酒精.

表1 試驗用P92鋼的化學成分及填充焊材的名義成分Tab.1 Chemical composition of P92 steel and nominal composition of filler metal %

2 試驗結果

2.1 顯微組織

圖1為不同熱處理狀態下P92鋼焊縫的光學金相組織.從圖1(a)可知:焊態P92鋼焊縫的光學金相組織為淬火馬氏體組織,原柱狀晶或胞狀晶晶內由不同位向的馬氏體板條束組成,沉淀相不明顯.經過740℃、760℃和780℃熱處理后焊縫的金相組織比較接近,均為回火馬氏體組織,原柱狀晶或胞狀晶晶內由不同位向的板條馬氏體束組成,原奧氏體晶界及馬氏體板條束界處分布著彌散細小的沉淀相,見圖1(b)～圖1(d).

圖2為不同狀態下P92鋼焊縫的TEM照片和能譜分析曲線.從圖2(a)可知:經700℃熱處理后,焊縫的基體以板條狀馬氏體為主,板條內為纏結狀的位錯胞;沉淀相主要有兩種:一種是沿晶界、馬氏體板條界處分布的呈針狀、棒狀或球狀沉淀相,尺寸分布在50～100 nm;另一種分布在板條內部的細小沉淀相,尺寸分布約為10～15 nm.當熱處理溫度上升到740℃時,焊縫基體的板條形貌依然明顯,局部位錯通過多變化形成了等軸亞晶,位錯密度比700℃時低,晶界析出相的最大尺寸已長大到120 nm左右(圖2(b)).當焊后熱處理溫度提高到760℃時,焊縫基體主要由等軸亞晶組成,但局部還保留著板條形貌,位錯密度進一步降低;晶界或亞晶界沉淀相多呈球狀或圓棒狀,最大尺寸長大到150 nm左右,晶內沉淀相與700℃時比較,基本沒有長大(圖2(c)).經選區電子衍射結合微區能譜分析,沿晶界或馬氏體板條邊界析出的沉淀相主要為富Cr相的M23C6(圖2(d)和圖 2(e)),M 代表 Cr、Fe元素;從圖2(f)可以看到:亞晶內部的細小沉淀相為富Nb和富V相,結合文獻[8～10]的研究結果,可確定該沉淀相為MX相,其中M 代表Nb、V元素,而X代表C、N元素.

圖1 不同熱處理狀態下P92鋼焊縫的光學金相組織Fig.1 Optical microstructure of P92 weld metal under different heat treatment conditions

2.2 力學性能

圖3為在不同熱處理溫度下P92鋼焊縫硬度和缺口沖擊功的變化曲線.從圖3可知:熱處理前焊縫硬度較高,在320～410 HBW,且外壁焊縫硬度高于內壁;經過700℃以上熱處理后,不同部位焊縫(外壁附近、中部及內壁附近)的硬度趨于一致:經700℃恒溫4 h后,焊縫硬度下降到300 HBW附近,隨著熱處理溫度的逐漸提高,焊縫硬度逐漸降低,當焊后熱處理溫度達到760℃時,焊縫硬度降低到230 HBW左右;直至780℃時,硬度開始繼續下降到220 HBW附近.

從圖3還可以看到:熱處理前焊縫區的缺口沖擊功極低,只有7.3 J;經過700℃熱處理后,雖然焊縫硬度已降低到300 HBW 左右,但焊縫沖擊功仍低于10 J;隨著焊后熱處理溫度的進一步提高,焊縫的沖擊功呈緩慢回升,焊后熱處理溫度高于740℃后,焊縫沖擊韌性上升速率加快,當熱處理溫度提高到746℃時,焊縫缺口沖擊功達到了40 J,此時硬度降低到250 HBW以下;隨著回火溫度繼續提高到770℃時,焊縫沖擊功只是小幅提高;當焊后熱處理溫度超過770℃后,焊縫缺口沖擊功繼續上升到60 J以上.

圖3 在不同熱處理溫度下P92鋼焊縫硬度和沖擊功的變化曲線Fig.3 Variation curve of hardness and impact toughness of P92 weld metal tempered at different temperatures

2.3 顯微硬度

圖4為不同熱處理狀態下P92鋼焊接接頭的顯微硬度變化曲線.從圖4可知:熱處理前P92鋼焊縫的顯微硬度較高且呈現較大的周期波動性,硬度變化范圍在330～475 HV;經760℃熱處理后,焊縫區硬度分布相對較均勻,基本在240～255 HV,與熱處理前相比,熱處理后的焊縫硬度大幅降低.進入熱影響區后,P92鋼接頭硬度迅速下降,在2.5 mm附近出現達到谷值后逐漸回升到母材硬度.

圖4 不同熱處理狀態下P92鋼焊接接頭的顯微硬度變化曲線Fig.4 Variation curve of microhardness of P92 weld joints under different heat treantment conditions

2.4 沖擊斷口

圖5為不同熱處理狀態下P92鋼焊縫沖擊試樣的斷口形貌.從圖5(a)～圖5(c)可以看到:熱處理前焊縫區的宏觀斷口基本沒有塑性變形,宏觀斷口主要由擴展區組成;經過740℃和760℃熱處理后,宏觀斷口塑性變形增大,宏觀斷口中可以看到纖維區、擴展區和剪切唇.在微觀斷口中,隨著焊后熱處理溫度的提高,纖維區寬度增大,由焊態時的0.1 mm逐漸增加到 740℃、760℃熱處理后的 0.2 mm、1 mm,且纖維區主要由韌窩組成,擴展區主要由許多自中心向周圍放射的彎曲河流花樣的小斷面組成,多個小斷面包圍在一個大斷面里,斷面之間由撕裂棱連接,斷裂形式為準解理斷裂.在不同熱處理狀態下,沖擊試樣微觀斷口擴展區的差別在于:隨著熱處理溫度的提高,撕裂棱的變形量增大,如圖5(d)～圖5(f)所示.

圖5 不同熱處理狀態下P92鋼焊縫沖擊試樣的斷口形貌Fig.5 Fracture morphorlogies of P92 weld metal impact specimen under different conditions

3 分析與討論

在高溫回火過程中,P92鋼焊縫硬度的下降是基體由板條馬氏體向等軸亞晶轉變、沉淀相脫溶析出以及聚集球化和緩慢長大造成的.由于在P92鋼中添加了Cr、Mo、W 以及V 等合金元素,使 P92鋼過冷奧氏體的穩定性提高,即使在空冷條件下也可以得到全馬氏體組織[15-16].由于其含碳量低,因此焊后冷卻的是板條馬氏體組織(圖1(a)).P92鋼焊縫冷卻后,C、N元素對位錯的釘扎作用及Cr、Mo、W、V等合金元素使基體晶格產生畸變,對位錯滑移造成阻礙作用,使熱處理前P92鋼焊縫的硬度較高(圖3).在圖4中,P92鋼焊縫硬度的波動性是由于在反復焊接熱循環過程中,后續焊道對先前焊層產生了回火,導致了局部焊縫硬度下降.經過高溫回火,P92鋼焊縫基體開始發生回復,板條內部纏結狀的位錯重新排列成網狀,形成了等軸亞晶,位錯密度降低,同時析出M23C6及MX相,形成了沉淀強化作用.隨著焊后熱處理溫度的提高,M23C6沉淀相逐漸聚集球化,并緩慢長大,但MX相長大不明顯(圖2(a)～圖2(c)).這與文獻[16]～文獻[18]的研究結果一致.上述機理的綜合作用使P92鋼焊縫由焊態時的硬度320～410 HBW下降到760℃熱處理后的230 HBW左右.

材料的夏比缺口沖擊功主要由裂紋形成功和裂紋擴展功組成,一旦材料的化學成分和試驗條件確定,缺口沖擊韌性則主要取決于材料的晶粒大小和顯微組織[19-20].隨著焊后熱處理溫度的提高,P92鋼焊縫中C、N元素以及合金元素逐漸脫溶析出,固溶強化作用轉化成沉淀強化作用,強度降低(可通過圖3硬度的變化進行表征),塑性得到提高,沖擊試樣斷口的纖維區變寬(圖5(a)、圖5(c)和圖 5(e)),裂紋形成功增加;P92鋼焊縫沖擊試樣裂紋擴展過程中的阻力主要源于馬氏體板條束界和柱狀晶晶界,隨著焊后熱處理溫度的提高,小斷面和大斷面連接處的撕裂棱變形量增大(圖 5(b)、圖5(d)和圖5(f)),說明對裂紋擴展過程中消耗的塑性變形功和裂紋擴展功均提高.裂紋形成功和裂紋擴展功的提高,使得焊縫沖擊功隨著熱處理溫度的提高而增大.此外,從上述分析可知:控制焊接工藝,防止原柱狀晶及晶內馬氏體板條束過度長大,也是提高P92鋼焊縫沖擊韌性的重要措施之一.

4 結 論

(1)采用目前常規的焊后熱處理時間,當焊后熱處理恒溫溫度達到746℃時,P92鋼焊縫可以獲得與母材接近的力學性能,即硬度低于250 HBW、缺口沖擊功達到40 J.

(2)P92鋼焊縫硬度降低、缺口沖擊韌性提高是由于在高溫回火過程中基體由板條馬氏體向等軸亞晶轉變和M23C6、MX相的脫溶析出以及由M23C6的聚集球化和緩慢長大造成的.

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