氣化爐SA387Gr11Cl2與316L異種鋼的焊接工藝研究

王志剛

(中石化 南京化工機械有限公司，南京 210048)

0 引言

某公司產業升級項目有3臺氣化爐設備，氣化爐爐體由燃燒室、頂部預熱燒嘴口、側壁對稱布置4個工藝燒嘴口、托磚盤、洗滌冷卻室及內件、下錐體等組成，設備總長25.55 m，空質量360 t，氣化室工作溫度1 300 ℃，材料SA387Gr11Cl2，壁厚115 mm,洗滌冷卻室溫度251 ℃，筒體材料SA387Gr11Cl2+堆焊S31603，壁厚(115+6) mm。具體結構見圖1。

圖1 氣化爐結構示意

其中就地液位計口接管(a～d)公稱尺寸僅有2英寸(約50 mm)，超出了小管內壁堆焊機堆焊范圍而無法進行內壁堆焊，只能采用316L不銹鋼鍛管，而此類接管與洗滌冷卻室殼體焊接時，屬于耐熱鋼與奧氏體不銹鋼焊接，這兩類材料物理性能相差甚遠，焊接難度非常大，因此，就地液位計口接管與洗滌冷卻室殼體的焊接是氣化爐設備焊接的主要難點之一。研究 SA387Gr11Cl2與316L異種鋼焊接工藝對確保氣化爐設備安全運行意義十分重大。

1 材料焊接性分析

SA387Gr11Cl2鋼是Cr-Mo鋼，屬于珠光體耐熱鋼，具有很高的熱強性和抗氫能力，回火脆性也較低[1]。SA387Gr11Cl2鋼Cr,Mo含量較高，焊接接頭有明顯的淬硬傾向，特別是厚壁容器，設備的拘束應力較大，在快速冷卻的情況下，易產生氫致裂紋[2]。

316L奧氏體不銹鋼材料導熱系數較小，熱膨脹系數較大，焊接后容易發生塑性變形，產生焊接應力[3-5]。同時，316L不銹鋼焊接時可能會出現凝固裂紋和液化裂紋，這取決于母材和填充金屬成分及雜質含量，特別是S,P含量[6]。

SA387Gr11Cl2耐熱鋼與316L奧氏體不銹鋼在化學成分、組織狀態、物理性能等方面存在很大差異，這兩類鋼焊接時，在SA387Gr11Cl2側熔合區易形成脫碳過渡層，316L奧氏體側熔合區易形成增碳過渡層；又由于SA387Gr11Cl2耐熱鋼與316L奧氏體不銹鋼在組織性能、導熱性和線膨脹性等方面也存在很大差異，會導致焊接接頭存在較大的焊接應力，他們都對焊接質量有重大影響，因此選擇合適的焊接工藝和焊接材料成為保證焊接質量的關鍵。

2 焊接工藝試驗

2.1 試板選用

試驗分為兩組，考慮到設備和接管均較厚，為了使焊接接頭具有代表性，選用厚度為60 mm的SA387Gr11Cl2鋼與316L鋼作為試驗用板，兩種母材化學成分分析實測值和ASME BPVC.Ⅱ.A—2019中要求的標準值如表1所示。

表1 試板材料化學成分

2.2 坡口制作

焊接坡口采用機械冷加工成型，坡口形式如圖2所示。

圖2 試板焊接坡口結構示意

2.3 焊接方法選用

焊接方法采用熔合比小、稀釋率低的手工電弧焊，焊接過程中，采用小電流、快速焊，以限制線能量，控制熔合比。

2.4 焊材選用

焊縫金屬在焊接過程中處于一種攪拌過程，由于SA387Gr11Cl2與316L在化學成分上差異較大，在SA387Gr11Cl2側熔合區會形成硬度較高的低塑性過渡帶，尤其在熔合區邊緣部位，由于攪拌作用不充分，母材稀釋作用更為明顯，Cr,Ni含量遠遠低于焊縫值。因此，在選材時應盡量選用奧氏體化能力更強的焊材，如提高Ni元素含量,同時Ni元素可以抑制C的遷移，防止焊縫析出碳化物。另外，由于SA387Gr11Cl2與316L兩種材質的鋼材線膨脹系數不同，并且316L不銹鋼的導熱性能差，焊縫冷卻過程中，收縮量的差異會在異種鋼界面形成殘余應力，而這部分殘余應力通過熱處理等方法是無法消除的[7-10]。因此，在選用焊材時，應盡量選擇膨脹系數更接近SA387Gr11Cl2且塑性更好的材料作為填充金屬，這樣，可以使該部分殘余應力集中于焊縫與316L母材一側，而316L又具備較好的塑性變形能力，能夠承受較大的應變。

綜上原因，選擇常規異種鋼過渡焊材E309LMo-16和含Ni量更高的E310Mo-15兩種焊材進行試驗，規格均為?3.2 mm,?4.0 mm，分別對應試樣編號為試樣1、試樣2。ASME BPVC.Ⅱ.C—2019 SFA-5.4要求E310Mo-15中C含量不大于0.12%，Mn的含量為1.00%～2.50%(見表2)，為了提高耐腐蝕性及控制碳遷移現象，此次試驗，對E310Mo-15焊材化學成分進行改良，要求焊材廠家對標E309LMo-16,降低E310Mo-15中C含量至不大于0.04%，實際值為0.031%，由于C含量降低，為了保證焊縫強度滿足要求，同時考慮E310Mo-15焊條為全奧氏體材料，防止焊接過程中出現熱裂紋，要求提高Mn含量至3.0%～5.0%，實際值為4.9%，具體焊材化學成分如表2所示。

表2 焊接材料化學成分

2.5 焊接過程

(1)焊前清理坡口及周邊100 mm范圍內的油污、鐵銹等有害雜質。

(2)對SA387Gr11Cl2側母材坡口表面按照NB/T 47013.4—2015《承壓設備無損檢測 第4部分：磁粉檢測》進行100%磁粉檢測，達到Ⅰ級合格。

(3)坡口表面檢查合格后，焊前對SA387Gr11Cl2側母材坡口及周邊150 mm范圍內進行預熱，預熱溫度不低于100 ℃，焊接時道間溫度控制在150 ℃以下，控制道間溫度主要考慮316L側，防止熱影響區晶粒長大及碳化物析出。

(4)采用?3.2 mm焊條在U型坡口側進行打底焊接，然后采用?4.0 mm焊條將U型坡口側焊滿，反面V型坡口側采用碳弧氣刨進行清根，并采用砂輪機進行打磨，然后用?4.0 mm焊條焊滿，具體工藝參數如表3所示。

表3 焊接工藝參數

(5)焊后根據產品要求進行(690±14) ℃/6 h熱處理，按照GB/T 30583—2014《承壓設備焊后熱處理規程》4.4.9條要求，試板進爐時，爐內溫度不得高于400 ℃，當溫度大于400 ℃后升溫速率控制在80 ℃/h，保溫6 h后降溫，溫度降至400 ℃前，降溫速率為100 ℃/h，低于400 ℃后，試板出爐空冷。

3 試驗及結果

3.1 試樣制備

根據GB/T 13298—2015《金屬顯微組織檢驗方法》和NB/T 47016—2011《承壓設備產品焊接試件的力學性能檢驗》，采用MM7120A緊密磨床和型號為GB4250金屬帶鋸床制備標準的微觀晶相試樣和力學性能試驗試樣。

3.2 顯微組織

兩組焊接接頭試樣經過打磨、拋光后，采用4%(體積分數)硝酸酒精溶液侵蝕。使用Vert.A1蔡司光學顯微鏡進行顯微組織觀察[11]。由圖3(a)可以看出，SA387Gr11Cl2鋼板母材的顯微組織為珠光體和少量鐵素體，為典型的珠光體耐熱鋼組織。圖3(b)為試樣1的SA387Gr11Cl2鋼板側熱影響區和熔合線形貌，圖3(c)為試樣2的SA387Gr11Cl2鋼板側熱影響區和熔合線形貌；對比可見，兩組試樣的熱影響區組織均為珠光體和少量鐵素體，熔合線處均有碳遷移現象，形成擴散層，但試樣1的鐵素體組織含量比試樣2多，且碳遷移現象較試樣2明顯。圖3(d)為試樣1焊縫的顯微組織，圖3(e)為試樣2焊縫的顯微組織，對比可見，試樣1的焊縫組織為奧氏體、鐵素體，晶間有明顯的碳化物析出，試樣2的焊縫組織為均勻的柱狀奧氏體組織。

(a)SA387Gr11Cl2母材顯微組織 (b)試樣1母材側熱影響區及熔合線 (c)試樣2母材側熱影響區及熔合線

3.3 硬度試驗

使用型號為W1052841的維氏硬度計分別在距表面1.5 mm和T/2處進行硬度測試，測量位置如圖4所示，其中A為母材，B為熱影響區，C為焊縫金屬，兩組試樣測量結果如表4所示。

圖4 硬度試驗測點位置示意

由表4可以看出，SA387Gr11Cl2鋼板母材的硬度均值為187.5HV，316L鋼板母材的硬度均值為137HV，試樣1的316L側熱影響區硬度均值為174HV，焊縫硬度均值為222HV，SA387Gr11Cl2側熱影響區硬度均值為202HV，試樣2的316L側熱影響區硬度均值為143HV，焊縫硬度均值為178HV，SA387Gr11Cl2側熱影響區硬度均值為189HV。

表4 硬度(HV10)檢測結果

試樣1由于出現了明顯的碳遷移現象，兩側熱影響區硬度較對應側母材出現了明顯提升，而焊縫處由于碳化物析出或是固溶碳，硬度達到最大值。試樣2采用E310Mo-15焊接，其Ni含量更高，而Ni元素為奧氏體形成元素，同時其石墨化作用能對碳遷移及碳化物形成起到一定的阻礙作用，結合微觀金相組織，試樣1的焊縫組織為奧氏體加鐵素體，試樣2焊縫組織為全奧氏體，所以試樣2的焊縫硬度整體比試樣1焊縫硬度偏低。兩件試樣硬度均值曲線如圖5所示。

(a)距表面1.5 mm處

3.4 彎曲試驗

兩組試樣分別進行4組側彎、2組面彎、2組背彎試驗，試驗結果如表5所示。

表5 彎曲試驗結果

根據試驗結果得知，采用E309LMo-16焊接的試樣1出現了側彎與面彎斷裂，無法滿足彎曲要求，而采用E310Mo-15焊接的試樣2未出現斷裂，焊縫具備更優異的塑性，滿足彎曲要求。觀察試樣1的斷裂圖片，4件側彎試樣均在靠近側焊縫斷裂。母材成分上，SA387Gr11Cl2的C含量明顯高于316L，這使得前者強度優于后者，而塑性和韌性則不如后者；同時，通過微觀金相可以看到，試樣1中由SA387Gr11Cl2側向316L側進行的C遷移現象比試樣2更明顯，這就導致了試樣1中出現了大量的碳化物，這大大降低了焊縫組織的塑性，從而導致試樣1中6件彎曲均出現了斷裂，見圖6。而在試樣2中，由于采用了含Ni量更高的E310Mo-15焊條，在焊縫中Ni元素對C的遷移起到了一定的阻礙作用，同時也細化了焊縫金屬晶粒，使焊縫具備更優異的塑性。

圖6 試樣1彎曲試樣

3.5 沖擊試驗

按標準尺寸，試樣1與試樣2分別制備3組10 mm×10 mm×55 mm沖擊試樣，并使用WAW-500C萬能試驗機進行沖擊試驗，試驗結果如表6所示。

表6 沖擊試驗結果

根據試驗所測數據，試樣2的沖擊吸收能量均值為115 J，比試樣1均值(304 J)低62.17%，即試樣1焊縫的沖擊韌性明顯優于試樣2。有研究表明[12]，Ni對轉變溫度的影響，在低Mn時有益，但在高Mn時是有害的，焊縫沖擊韌性的峰值會隨著含Ni量的增加逐漸向低含Mn量的方向移動。因此，一般為了得到沖擊韌性優良的焊縫，在高Ni的焊縫中會適當降低Mn含量，在高Mn的焊縫中適當減少Ni含量。此次試驗過程中，為了防止焊接過程中出現熱裂紋，試樣2所用的E310Mo-15焊材在采購時，要求提高Mn含量至3%～5%，實測值為4.9%，而E310Mo-15焊材中Ni含量實測為22%，高于試樣1焊材E309LMo-16的13.28%，得出的沖擊試驗結果符合研究結論。

4 產品焊接及注意事項

根據上述試驗結果，最終決定選用E310Mo-15作為該項目用焊材，并依據NB/T 47014—2011《承壓設備焊接工藝評定》要求進行相應焊接工藝評定來支撐產品焊接，試板的拉伸、彎曲、沖擊、硬度試驗均合格。

4.1 產品焊接

(1)采用鏜床加工筒節單V型坡口，加工完成后進行100%MT檢測。

(2)對筒節基層進行預熱，預熱溫度為100～120 ℃，到溫后，按圖紙方位組對接管，并采用規格為?3.2 mm的E310Mo-15焊條進行點焊。

(3)外口采用手工電弧焊焊滿，規格?3.2 mm的焊條，焊接電流100～120 A，焊速1～2 mm/s;規格?4.0 mm的焊條，焊接電流120～140 A，焊速2～3 mm/s。

(4)里口采用碳弧氣刨進行清根，并采用砂輪機進行打磨，完成后進行100%PT檢測。

(5)采用手工電弧焊焊滿里口，焊接規范如外口焊接，完成后進行100%PT檢測。

(6)焊接完成后，立即采用天然氣加溫，進行消氫處理，加溫溫度為250～300 ℃，時間約2 h。

4.2 注意事項

(1)焊接過程中，應嚴格做好預熱及后熱處理，由于接管焊接完成后，設備無法及時進行焊后熱處理，因此應立即進行焊后消氫處理。

(2)由于采用Ni含量更高的E310Mo-15焊材形成了單一奧氏體焊縫組織，同時焊縫接頭在高溫受力，容易引起應變集中，因此，焊接過程中應嚴格控制焊接規范，采用多道快速焊，縮短高溫停留時間，防止熱裂紋的產生。

5 結語

通過合格的焊接試驗、工藝評定試驗及設備制造過程中的成功應用，證明經過局部改良后的E310Mo-15焊條，可以應用于氣化爐中SA387Gr11Cl2與316L異種鋼的焊接，能夠滿足要求，相比于異種鋼焊接常用的Ni基焊材，焊接性更好，同時也節約了生產成本。