電站輔機中SA-336F91和20MnMoNb異種鋼新型焊接工藝研究

莫其鵬，銀潤邦，鄭周，張永光

東方電氣集團東方鍋爐股份有限公司 四川德陽 618000

1 序言

在火力發電過程中，為減少污染、提高熱效率，需要提高火電機組運行參數，發展大容量、高蒸氣參數的電站機組[1]，這對電站金屬材料提出了更高的要求，也給制造、成本等方面帶來一定的矛盾[2，3]。隨著工作溫度提高，構件所用材料的合金體系更加復雜，成本隨之上升；構件尺寸逐漸增大，也使得整體鍛造難以實現。

采用異種鋼焊接技術能克服鍛造能力限制，具有結構設計靈巧、選材靈活、成本低，以及對鍛壓設備要求低等特點，可充分發揮不同材料在不同溫度下的性能優勢，在大型高溫構件的制造中應用廣泛。因此，異種鋼焊接制造技術是解決上述問題的理想途徑[4，5]。

國內二次再熱鍋爐蒸氣冷卻器以及部分0號高壓加熱器，筒節為SA-336F91鋼，與20MnMoNb鋼管板就屬于異種鋼對接，由于SA-336F91鋼焊后熱處理溫度需要730℃以上才能保證其性能，一般采用的熱處理溫度為745～775℃，而20MnMoNb低合金鋼焊后熱處理溫度不宜超過660℃，否則性能會劣化。因此兩種材料熱處理溫度差異顯著，直接對接后無法進行焊后熱處理。目前，該類接頭國內一般采用如下模式進行制造：①先在SA-336F91鋼的端面堆焊鎳基堆焊層，并按（760±10）℃進行熱處理。②20MnMoNb鋼端面堆焊鎳基堆焊層，并按（620±10）℃進行熱處理。③將兩堆焊層采用鎳基焊接材料焊接起來形成對接焊縫，不再進行熱處理。

該方法雖然很好地解決了異種鋼接頭無法熱處理的問題，但也帶來了以下問題。

1）成本高。以我公司某兩臺0號高壓加熱器為例，采用上述方法鎳基焊帶需要1000kg，鎳基焊絲需要約800kg，焊接材料費用約60萬元以上。

2）制造難度大。鎳基焊接材料焊接過程中容易出現熱裂紋，要嚴格控制焊接熱輸入和層間溫度，而且環縫焊接時，需要一人隨時觀察焊縫是否出現裂紋。即使如此，焊縫合格率也難以保證。

3）接頭應力大。由于管板和筒節都是鐵素體類材質，而焊縫為奧氏體材料，兩者熱膨脹系數相差較大，在高溫下運行會產生較大的熱應力。

由于出現了以上問題，因此必須開發一種新型的焊接方法。通過研究，在SA-336F91 鋼的一側端面堆焊特定的、與SA-336F91鋼有熱處理交集的非奧氏體耐熱鋼堆焊層，并進行熱處理，之后再在該堆焊層上堆焊特定的非奧氏體耐熱鋼堆焊層，再次進行相應的焊后熱處理，最后將該堆焊層與20MnMoNb鋼相焊接，且進行最終熱處理。

2 焊接和熱處理方案的重新設計

2.1 從材料焊接性分析

SA-336F91是一種馬氏體耐熱鋼，通過調整材料中合金元素含量，能使其在620℃以上的高溫環境中長時間工作，該材料為汽輪機高中壓段材料的首選[6]。SA-336F91鋼、20MnMoNb鋼的化學成分與力學性能見表1～表4。

由表1～表4可看出，SA-336F91鋼和20MnMoNb鋼在化學成分和力學性能上相差很大。根據AWS的碳當量公式計算出SA-336F91鋼和20MnMoNb鋼的碳當量均＞0.6%，從材料的焊接性分析得知，這兩種鋼材易淬硬，需預熱才能防止焊接產生裂紋。

表1 SA-336F91鋼化學成分（質量分數）（%）

表2 SA-336F91鋼力學性能

表3 20MnMoNb鋼化學成分（質量分數）（%）

表4 20MnMoNb鋼力學性能

首先，低合金耐熱鋼具有淬硬傾向，在焊接熱循環決定的冷卻速度條件下，焊縫金屬和熱影響區可能形成對冷裂紋敏感的顯微組織。其次，鋼中含有Cr、Mo、Nb、Ni等強碳化物形成元素，使接頭過熱區具有產生再熱裂紋（即消除應力處理裂紋）的傾向[7]。因此，隨厚度的增大，預熱溫度需相應提高，且焊接完畢后也要及時進行消除應力處理。

2.2 從產品結構的熱傳導角度分析

從設計圖樣中可知，筒節的進口溫度在501℃以上，而殼側溫度在362℃左右，從SA-336F91鋼和20MnMoNb鋼焊接接頭到蒸氣進口位置距離較長，由于兩者之間有溫度差，因此會進行熱傳導，熱量從高溫的地方傳導到低溫的地方，在到達SA-336F91鋼和20MnMoNb鋼焊接接頭時，因為筒節內壁有包殼的阻擋，所以該位置溫度比501℃低很多。因此，該異種鋼接頭靠近20MnMoNb鋼一側采用碳錳合金鋼的焊接材料可滿足設計要求。

2.3 從產品的設計角度分析

二次再熱產品筒節或0號高壓加熱器過熱段筒節之所以用到SA-336F91鋼如此高等級的材質，是因為蒸氣進口段的溫度高（501℃以上），為了保證高溫強度、高溫抗氧化性以及降低筒節壁厚，故這里選用Cr含量較高的耐熱鋼。而在異種鋼接頭另一側可使用20MnMoNb低合金鋼，是因為該位置的溫度已經降低，20MnMoNb低合金鋼的許用應力可以滿足同等壁厚的要求。

基于以上分析，在焊接接頭設計時，焊縫在接頭位置最高溫度下的許用應力不低于母材最高設計溫度下的許用應力，則焊縫強度滿足設計要求。因此，在焊接接頭選型時，若能夠得知接頭位置的溫度，那么按接頭位置的最高溫度進行焊接材料選型最為方便。

2.4 從碳遷移分析

因為SA-336F91鋼中wCr在9%左右，而20MnMoNb鋼中的Cr含量很低（wCr≤0.30%），若在SA-336F91鋼上直接堆焊碳錳鋼焊接材料，則在較高溫度下運行或熱處理時會存在碳遷移，當溫度和時間等條件一定時，接頭的碳遷移主要取決于焊縫和母材之間Cr含量的差異。有關文獻也提出，碳遷移現象產生的根本原因是由于母材及焊縫鋼材中合金元素的差異引起的碳活度差異[8]，Cr、Mo、V、Nb及Ti 等碳化物形成元素會降低合金中碳元素的活度，而非碳化物形成元素如 Si、Al、Ni 等會增大碳活度，從而產生化學勢差引起碳元素的擴散，以實現體系自由能降低[9]。因此，從化學成分來看，在SA-336F91鋼上直接堆焊碳錳鋼焊接材料不太合理，因此需要有過渡才行。

2.5 從材料的焊接接頭角度分析

對SA-336F91筒節與20MnMoNb管板異種鋼的焊接接頭設計原則如下。

1）先在SA-336F91鋼的坡口面堆焊特定的耐熱鋼焊接材料，形成堆焊層1，堆焊層1需滿足以下條件：①焊接接頭區域所經受的最高溫度條件下的許用應力不低于SA-336F91鋼在過熱段筒節最高設計溫度下的許用應力。②焊縫允許的最低熱處理溫度比SA-336F91鋼低30～40℃，以便與20MnMoNb鋼過渡。③焊縫可滿足標準對SA-336F91異種鋼接頭的熱處理溫度要求。

2）SA-336F91鋼的端面堆焊完成堆焊層1后，在標準允許的范圍內、且能夠保證焊縫性能的條件下，采用盡可能低的溫度進行熱處理。

3）再在堆焊層1上進一步堆焊與20MnMoNb低合金鋼相匹配且可采用較高熱處理溫度的焊接材料，形成堆焊層2。

4）進行熱處理。

5）接下來再與管板和筒節對接，采用與20MnMoNb鋼相匹配的焊接材料，對接頭進行焊后熱處理

6）接頭設計如圖1所示。

圖1 接頭設計示意

在該設計方案中，堆焊層選材難度最大也最為關鍵，既要考慮高溫許用應力，又要考慮熱處理溫度的過渡，還要考慮兩側材料化學成分的過渡。

（1）堆焊層1的方案設計 根據以上原則對堆焊層1進行焊接材料選型。首先，由于SA-336F91鋼的wCr達到9%左右，且 Cr元素對C的親和力較大，因此為了避免堆焊層中的碳遷移，堆焊層1的焊接材料選用含Cr耐熱鋼材料；其次，為了保證接頭室溫強度滿足兩側母材強度要求，選用室溫強度較高的焊接材料。根據此條件，選出與12Cr2Mo1VR鋼相匹配的焊接材料，其性能見表5。由于焊接材料標準中未給出對應溫度下的許用應力，但焊接材料的強度（包括高溫強度）要求不低于母材，因此在進行高溫許用應力對比時，采用對應母材的許用應力。

由表5可見，焊接材料φ4.0mm、A焊絲+B焊劑的熔覆金屬具有較高的室溫抗拉強度，不低于接頭兩側的母材強度，且其475℃下許用應力也高于SA-336F91鋼在475～550℃下的許用應力。由于焊縫區域的溫度不高于管板允許的最高溫度（475℃），因此從接頭強度分析，當過熱段筒節的設計最高溫度≥475℃時，堆焊層1選用12Cr2Mo1VR鋼匹配的焊接材料可行。進一步對比12Cr2Mo1VR鋼與SA-336F91鋼的許用應力，在475℃以下時12Cr2Mo1VR鋼的許用應力也高于S A-336F91鋼，因此，即使過熱段筒節的設計溫度低于475℃，堆焊層1選用φ4.0mm、A焊絲＋B焊劑也是滿足要求的。

表5 常溫力學性能和許用應力

接下來分析堆焊層1的熱處理溫度能否兼顧SA-336F91鋼的要求。首先，需要確定SA-336F91鋼最低允許的熱處理溫度，根據NB/T 47015—2011《壓力容器焊接規程》推薦的熱處理溫度，S A-336F91鋼最低熱處理溫度為730℃[5]，根據ASMEⅧ、ASMEⅠ中規定，對不同金屬的焊接，如果填充金屬中wCr＜3%，則最低保溫溫度為705℃；由于2.25Cr1MoV焊接材料的wCr＜3%，故最低熱處理溫度可確定為705℃，考慮到爐溫波動，按（730±10）℃熱處理溫度為宜。同時根據NB/T47015-2011的推薦熱處理溫度，12Cr2Mo1VR鋼的最低熱處理溫度為680℃、ASMEⅧ規定的12C r2M o1V R鋼的最低熱處理溫度為675℃。根據φ4.0mmA焊絲＋B焊劑熔覆金屬化學成分（見表6），采用Ac1=723-10.7wMn-16.9wNi+29wSi+16.9wCr+290wAs+6.38wW進行計算[6]，焊接材料A c1點為751℃，因此從理論分析該材料在（730℃±10）℃熱處理可行，后續需要通過試驗進一步進行驗證。

表6 φ4.0mmA焊絲＋B焊劑熔覆金屬化學成分（質量分數）（%）

（2）堆焊層2的方案設計 針對堆焊層2的焊接材料選型有兩種方案：一種方案是采用堆焊1.25Cr1Mo的焊接材料；另一種方案是堆焊與20MnMoNb鋼相匹配的高碳高強度焊接材料。1.25Cr1Mo焊接材料在室溫下的抗拉強度很難滿足≥620MPa的要求，采用C焊絲并配高碳的D焊劑（C焊絲：F69P3-EF3-F3、D焊劑：與F69P3-EF3-F3相匹配的焊劑）進行試驗，1.25Cr1Mo焊接材料化學成分見表7，力學性能見表8。

表7 1.25Cr1Mo焊接材料熔覆金屬化學成分（質量分數）（%）

由表8可見，1.25Cr1Mo焊接材料存在室溫強度達不到評定標準要求的風險，故選用與20MnMoNb鋼相匹配的高碳高強度焊接材料進行試驗。對于20MnMoNb鋼，行業內一般采用E焊絲+F焊劑（E焊絲：F69P2-EA3-A3；F焊劑：與F69P2-EA3-A3相匹配的焊劑），正常熱處理溫度為600℃以上，在該熱處理溫度下強度滿足要求。但是，在該焊縫位置的熱處理需要考慮堆焊層1的性能影響，根據標準要求，堆焊層1的熱處理溫度應≥675℃，根據ASME標準，若延長保溫時間，則熱處理溫度可降至650℃（考慮爐溫波動至少定于660℃），因此，在660℃以上溫度下選用E焊絲+F焊劑可能存在強度達不到評定標準要求的風險。因此，本項目選用化學成分與20MnMoNb鋼相當、強度更高的、用于20MnMoNb鋼焊縫正火采用的焊絲C。為了驗證焊絲C的可行性，分別對熔覆金屬采用680℃×（6～6.5）h和660℃×（20～20.5）h的熱處理工藝，試驗結果見表9。

表8 1.25Cr1Mo焊接材料熔覆金屬力學性能

表9 C焊絲+D焊劑熔覆金屬力學性能

由表9 可見，C 焊絲+D 焊劑焊接材料在680℃×6.5h、或660℃×20h下性能均滿足要求，但660℃×20h下的強度和沖擊性能相對較低，故選用680℃短時熱處理的效果較好。在該熱處理溫度下是否會超出焊接材料Ac1點，則需要根據焊接材料的化學成分進行計算分析。根據表10，計算其Ac1點為703℃。因此，熱處理溫度選用680℃理論分析不超出其Ac1點，需要進一步通過試驗驗證其性能。

表10 C焊絲+D焊劑化學成分（質量分數）（%）

3 焊接接頭的設計

根據以上分析，確定SA-336F91鋼與20MnMoNb鋼的焊接方案如下。

1）SA-336F91鋼坡口面采用埋弧焊堆焊A焊絲+B焊劑堆焊層1。

2）SA-336F91鋼端面堆焊完成堆焊層1后，進行（730℃±10℃）×6.5h熱處理。

3）在堆焊層1上進一步堆焊C焊絲+D焊劑，形成堆焊層2。

4）進行（690℃±10℃）×6.5h熱處理。

5）最后對接，焊接材料采用與20MnMoNb鋼相匹配的E 焊絲+F 焊劑，焊接后接頭進行（≥610℃±10℃）×6.5h熱處理。

4 焊接接頭的試驗及評定

4.1 焊接條件

坡口形式如圖2所示，母材分別為SA-336F91鋼和20MnMoNb鋼，厚度70mm。其中堆焊層1采用埋弧焊堆焊，堆焊厚度≥18mm，之后加工至厚度13mm，進行100%UT+MT檢測，730℃×6h熱處理；堆焊層2采用埋弧焊堆焊，堆焊厚度≥18mm，之后加工至厚度為13mm，進行100%UT+MT檢測，690℃×6h熱處理；對接焊縫采用焊條電弧焊+埋弧焊，焊條電弧焊G焊條（E9015-G）打底并焊接25mm厚度，埋弧焊采用E焊絲+F焊劑焊接45mm厚度，反面清根后焊條電弧焊焊妥，進行100%射線檢測，并按630℃×6h熱處理。具體焊接參數見表11。

表11 試驗用焊接參數

4.2 接頭性能

（1）焊縫化學成分 焊縫化學成分見表12。

表12 焊縫化學成分（質量分數）（%）

根據焊絲標準進行分析，在焊接過程中焊縫有少量碳燒損，堆焊層中有一定量的Cr過渡，其余主要成分在焊絲規定的成分范圍內。

（2）接頭力學性能 接頭拉伸性能、彎曲性能、沖擊性能試驗結果分別見表13～表15。由表13、表14可見，試驗所用的焊接材料滿足接頭的強度要求。彎曲性能均滿足標準要求，具有良好的塑性。由表15可看出，沖擊吸收能量滿足標準要求，除對接焊縫堆焊層2熱影響區的沖擊吸收能量富裕度不大外，其余部位的沖擊性能均較好。從原始母材SA-336F91鋼鍛件的性能上查詢可得，SA-336F91鋼0℃沖擊吸收能量為78J、77J、104J；與SA-336F91側熱影響區的沖擊吸收能量相比，SA-336F91鋼側熱影響區的沖擊吸收能量未降低，由此可見熱處理的溫度選擇是合理的。

表13 接頭拉伸性能試驗結果

表14 彎曲性能試驗結果

表15 接頭（0℃）沖擊性能試驗結果（J）

硬度檢測的位置分布如圖3所示。具體硬度檢測結果見表16。

圖3 硬度檢測的位置分布

表16 硬度檢測結果

針對壓力容器焊接接頭的硬度值在國家標準和ASME標準中沒有明確規定，參考DL/T 869—2021《火力發電廠焊接技術規程》、DL/T 438—2016《火力發電廠金屬技術監督規程》，具體要求見表17。由表17可知，硬度值滿足要求。

表17 標準對焊縫硬度值的規定

（3）接頭宏觀和微觀金相組織檢測 接頭宏觀、微觀金相組織檢測結果見表18，接頭金相組織正常，說明熱處理溫度合理。

表18 接頭宏微觀檢測結果

5 結束語

通過試驗可知，采用以上所述的焊接和熱處理方案焊制的接頭性能滿足標準要求。根據試驗結果可知，第一個堆焊層采用730℃×6.5h熱處理時，其硬度與母材硬度相當，也滿足DL/T 752—2010《火力發電廠異種鋼焊接技術規程》的規定，第二個堆焊層采用690℃×6.5h熱處理時，可以保證熔覆金屬抗拉強度＞620MPa，因此選材和熱處理也是合理的。最后進行對接焊接，該焊接方法通過在SA-336F91鋼端面分兩次堆焊特定的非奧氏體耐熱鋼過渡材料，經過兩次熱處理，解決了SA-336F91鋼與20MnMoNb低合金鋼直接焊接后無法熱處理的難題，也解決了堆焊鎳基材料帶來的成本高、制造難度大的問題，因此該焊接方法具有一定的創新性。