氣化爐SA-387GR11CL2鋼板的焊接及熱處理

（東方電氣集團東方鍋爐股份有限公司，四川成都611731）

0 前言

作為水煤漿氣化爐承壓主殼體常用材料，東方鍋爐股份有限公司某氣化爐項目燃燒室、激冷室及半球形封頭殼體主材均采用SA-387GR11CL2鋼板。筒體（燃燒室、激冷室）SA-387GR11CL2鋼板在制造過程中主要有縱、環縫的拼接（縱縫拼接后需進行中間熱處理）及最終消除應力整體熱處理。封頭由于受板材規格限制無法整張下料，需先拼接再熱沖壓成型，高于臨界溫度的熱成型會造成一定程度的組織晶粒長大且改變材料的原始供貨狀態，需進行正火（水冷或空冷）加回火以恢復材料的綜合力學性能及使用狀態。該項目對SA-387GR11CL2鋼板的要求是427℃中溫抗拉強度不低于450MPa，經前述焊接及熱處理加工后，板材及焊接接頭中溫強度是否仍滿足該技術要求是該產品的制造難點。本研究通過系列焊接及熱處理工藝試驗，研究SA－387GR11CL2鋼板的焊接及熱處理性能制定出氣化爐燃燒室、激冷室筒體及封頭合理的焊接工藝及熱處理制度。

1 試驗

1.1 試板的焊接及熱處理

焊接試板母材均采用檢查編號為G083、G172的SA－387GR11CL2鋼板，其成分及力學性能分別如表1、表2所示。

采用針對該項目特殊技術要求研發的特殊焊接材料[1]，其中焊條電弧焊（以下簡稱手工焊/S）焊接材料采用CHH307Q焊條，埋弧自動焊（簡稱埋弧焊/Z）焊接材料采用H11CrMoG/SJ110G焊絲/焊劑。各焊接試板焊接工藝規范如表3所示，其他工藝條件如表4所示。

表1 SA-387GR11CL2鋼板化學成分 %

表2 SA-387GR11CL2鋼板力學性能

表3 各試板焊接工藝

表4 各焊接試板其他工藝條件

圖1 660℃/6 h（24 h）退火熱處理曲線

圖2 模擬熱成型（960℃）+正火（水冷）（930℃）+回火（710℃）+660℃/6 h（12 h）退火熱處理曲線

圖3 690℃/6 h（20 h）退火熱處理曲線

圖4 模擬熱成型（960℃）+正火（水冷）（940℃）+回火（710℃）+690℃/6 h（12 h）退火熱處理曲線

圖5 模擬熱成型（960℃）+正火（空冷）（930℃）+回火（710℃）+690℃/6 h退火熱處理曲線

圖6 雙面U、V型坡口

圖7 單面V型坡口

圖8 單面U型坡口

2.2 檢驗及結果

各焊接試板化學成分及力學性能檢測數據如表5、表6所示。SA-387GR11CL2鋼板手工焊采用CHH307Q，埋弧焊采用H11CrMoG/SJ110G，經660℃/6 h、660℃/24 h、690℃/6 h、690℃/20 h等不同熱處理制度的模擬焊后退火熱處理后，試板接頭各項力學性能均滿足相關技術要求。

表5 各試板化學成分檢驗結果 %

2.3 回火參數對性能的影響

Larson-Miller參數（即LMP參數）是研究金屬材料溫度、時間與斷裂、蠕變關系的參數。在此主要采用LMP參數研究熱處理制度（熱處理溫度和保溫時間）對1.25Cr-0.5Mo材料性能的具體影響。

式中 P為LMP參數；T為絕對溫度（單位：K）；t為熱處理時間（單位：h）；C為常數（此處取20）。

埋弧焊試板 PT6、D1101、11-6144、11-6145 熱處理溫度、保溫時間分別為660℃/6 h、660℃/24 h、690℃/6 h、690℃/20 h，按式（1）計算出 LMP參數分別為 19.39、19.95、20.01、20.51。該 4 塊試板焊縫化學成分差別較大，主要為PT6、D1101焊縫Ni含量約為0.14%，11-6144的Ni含量約為 0.09%，11-6145基本不含Ni（含量為0.03%），Ni對焊縫金屬的沖擊性能有一定的影響；此外，除PT6與D1101實際焊接工藝相同外，其他試板焊接工藝實際均有所差異（焊接規范及坡口等）。鑒于這4塊試板常溫接頭拉伸試驗均斷于母材（其中PT6、11-6145全厚度拉伸試樣中有斷裂于焊縫的，表示該2塊試板焊縫基本與母材等強），接頭強度也代表了母材的強度，因此可以采用接頭抗拉強度來分析LMP參數對1.25Cr-0.5Mo材料強度性能的影響，強度隨LMP參數的變化趨勢如圖9所示。

手工焊試板 11-632、11-633、11-6142、11-6143熱處理溫度、保溫時間分別為660℃/6h、660℃/24h、690℃/6 h、690℃/20 h，LMP 參數對應為 19.39、19.95、20.01、20.51，該 4塊試板實際焊接規范基本相同，母材及焊縫金屬化學成分基本一致。同樣該4塊試板常溫接頭拉伸試驗均斷于母材（其中11－633全厚度拉伸試樣中有斷裂于焊縫的，表示該試板焊縫基本與母材等強），接頭強度也代表母材強度，手工焊接頭抗拉強度及焊縫、HAZ硬度隨LMP參數的變化趨勢如圖10、圖11所示。

表6 各試板力學性能檢測結果

圖9 LMP參數與接頭抗拉強度的關系曲線（埋弧焊）

圖10 LMP參數與接頭抗拉強度的關系曲線（手工焊）

圖11 LMP參數與接頭硬度的關系（手工焊）

由圖9～圖11可知，埋弧焊及手工焊接頭強度隨LMP參數提高呈近似線性下降趨勢，其中圖9尤為明顯，與強度性能呈對應關系的硬度性能隨LMP參數的提高也呈近似線性下降趨勢。需指出，埋弧焊接頭硬度隨LMP參數的增大整體呈下降趨勢但并未表現出較明顯的線性關系，主要在于：焊縫金屬為鑄態較不均勻組織，各項性能受諸多因素影響，即使相同試板、同一熱處理規范，由于焊縫組織的細微差異（如粗細晶粒比例的不同）會造成力學性能的差異，況且4塊埋弧焊試板各項實際焊接工藝條件也不盡相同。

沖擊韌性方面，對于1.25Cr-0.5Mo鉻鉬耐熱鋼，過于提高熱處理溫度或延遲保溫時間（即增大LMP參數）都會引起焊縫金屬和熱影響區金相組織中的碳化物沿晶界聚集，可能導致鐵素體晶粒粗化，降低材料韌性，沖擊下降，出現消除應力脆化（再熱脆化）現象。文獻[2-3]指出，對于1.25Cr-0.5Mo鋼，當LMP參數超過19.5時（另有介紹超過20.5），隨著LMP參數的增大，沖擊韌性逐漸下降，這可能是LMP參數為19.39的PT6/11-632試板沖擊性能基本與LMP參數為19.95的D1101/11-633差別不大，而LMP參數為20.51的11-6145/11-6143試板沖擊性能略低于LMP參數為20.01的11-6144/11-6142試板的原因，其中C含量較高的母材表現更為明顯。

2.4 封頭的焊接及熱處理

封頭由于受板材規格限制無法整張下料，需先拼接后再熱沖壓成型，經高于臨界溫度的熱成型會造成組織晶粒長大、材料綜合力學性能下降，需通過正火（水冷或空冷）加回火以恢復材料的綜合力學性能。由表4和表6可知，當中溫強度要求σb（427℃）≥450 MPa時，埋弧焊采用H11CrMoG/SJ110G模擬熱成型后經正火（水冷）加回火恢復性能熱處理，接頭強度仍無法滿足技術要求，手工焊采用CHH307Q焊條可滿足技術要求；當中溫強度要求為中溫屈服強度時[如惠生氣化爐要求σb（427℃）≥229MPa]，埋弧焊采用H11CrMoG/SJ110G模擬熱成型后經正火（水冷）加回火恢復性能熱處理，接頭強度可滿足技術要求，但正火冷卻方式由水冷改為空冷后，即使手工焊采用CHH307Q焊條也不能滿足技術要求（主要是常溫接頭強度低于標準要求）。

另外還發現，當試板經高于臨界溫度相關熱處理后（模擬熱成型后水冷或空冷正火），接頭拉伸試驗均斷裂于焊縫（即焊縫強度低于母材），而僅進行退火熱處理的各試板拉伸試驗基本均斷裂于母材（即焊縫強度高于母材），即經高于臨界溫度相關熱處理后，焊縫強度相對母材下降嚴重，全面低于母材，且埋弧焊試板焊縫強度低于手工焊試板焊縫強度。對比各試板母材及焊縫化學成分并結合C元素在各熱處理過程及組織相變中的作用及行為進行分析[4-5]，這是由于焊縫C含量明顯低于母材，埋弧焊試板焊縫C含量低于手工焊試板所引起的，具體原因為：C元素在α鐵素體中的溶解度極低（C在α-Fe中最大溶解度為0.021 8%，室溫下溶解度僅為0.000 8%），在焊縫凝固相變過程中，碳及碳化物一般來不及析出而是過飽和于鐵素體（貝氏體、鐵素體）晶內，起一定的固溶強化作用，焊縫組織為貝氏體+少量鐵素體，此時焊縫強度較高。當僅進行低于臨界溫度的退火消應力熱處理時，未發生組織相變，原強化作用未消失，強度下降較小。當進行高于臨界溫度的模擬熱成型時，母材及焊縫均發生奧氏體轉變，碳化物分解并溶入奧氏體中，在緩慢冷卻的珠光體及貝氏體轉變中，碳化物析出于α-Fe邊界，原強化作用消失，此時組織強度與組織類型及碳化物數量有關，母材C含量高于焊縫，其碳化物數量也多于焊縫，因此強度高于焊縫；再次進行正火空冷熱處理，組織轉變與模擬熱成型過程基本相同，母材及焊縫強度不會發生較大變化；若隨后進行正火水冷熱處理（即以較快速度冷卻），加熱至奧氏體化溫度后，碳化物分解溶入奧氏體，在快速冷卻過程中，組織轉變以貝氏體轉變為主（可能會有部分馬氏體轉變），碳化物析出于α-Fe邊界（可能部分過飽和于α-Fe內），此時主要因組織的差異，母材和焊縫強度均比進行正火空冷熱處理情況下高得多，此外因碳及碳化物對強度的影響，母材與焊縫相對強度不會發生改變；隨后進行的低于臨界轉變溫度的回火及模擬焊后退火熱處理（回火處理主要是為了穩定組織及消除先前水淬處理的內應力）均不會引起母材及焊縫強度發生較大的變化。總的來說，經高于臨界溫度的相關熱處理使焊縫原有強化作用消失，而這對于母材而言相當于恢復材料原始供貨狀態的熱處理。

3 結論

（1）埋弧焊采用H11CrMoG/SJ110G、手工焊采用CHH307Q經660℃/6 h、660℃/24 h、690℃/6 h、690℃/20 h退火熱處理后接頭各項性能均滿足相關技術要求，可應用于氣化爐SA-387GR11CL2燃燒室及激冷室筒體的焊接。

（2）SA-387GR11CL2鋼板的強度性能隨LMP參數的增大呈線性下降趨勢，相關技術文獻所提到的1.25Cr-0.5Mo材料的再熱脆化現象，在本試驗研究中也有所體現。

（3）無論是埋弧焊（H11CrMoG/SJ110G）還是手工焊（CHH307Q），試板經高于臨界溫度相關熱處理（模擬熱成型后水冷或空冷正火）后，焊縫強度嚴重下降并全面低于母材，且埋弧焊焊縫強度比手工焊的更低，這主要是母材、埋弧焊及手工焊焊縫C含量的差異所引起的，正火空冷情況下強度比水冷情況下更低。就目前所使用焊接材料，當中溫強度要求為σb（427℃）≥450MPa時，埋弧焊采用H11CrMoG/SJ110G模擬熱成型后經正火（水冷）加回火恢復性能熱處理，接頭強度不能滿足技術要求，手工焊采用CHH307Q焊條可滿足技術要求；當中溫強度要求為中溫屈服強度時（如要求為σb（427℃）≥229MPa），埋弧焊采用H11CrMoG/SJ110G模擬熱成型后經正火（水冷）加回火恢復性能熱處理，接頭強度可滿足技術要求，但正火冷卻方式由水冷改為空冷后，即使強度更高的手工焊CHH307Q也不能滿足技術要求。即如果溫強度技術要求為σb（427℃）≥450MPa，目前只能采用手工焊（CHH307Q焊條）進行焊接，若要使用埋弧焊，需開發強度更高的焊接材料，鑒于C元素在1.25Cr-0.5Mo鋼組織相變中的作用和行為，降低焊劑對焊絲C元素燒損，提高焊縫金屬C含量是一個主要切入點。