SA213Super304H的焊接性分析.docx
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SA213Super304H的焊接性分析
1绪论
1.1超超临界锅炉的意义及其发展
随着国民经济的快速发展，我国电力工业也取得了高速增长。
截止2005年底，全国发电设备容量为51718万千瓦，其中，火电39137.56万千瓦，水电11738.79万千瓦，核电684.60万千瓦。
可见我国主要还是以煤电为主，但是煤电效率低、煤耗高、污染大等结构性问题仍然很突出，因此，我国要依靠科技进步，创建节约型社会，以达到保护资源，高效利用，减少污染的目的。
优化发展煤电，除考虑电源的合理布局之外主要是提高燃煤发电机组的效率和减少污染物的排放。
高参数、大容量的发电机组是提高效率和减少排污的有效途径。
目前采用超超临界参数的机组配烟气净化装置已被公认是一种洁净煤发电技术，是优化煤电结构的主要方向。
超超临界参数（指蒸汽温度≥593℃或蒸汽压力≥3lMPa）的火力发电是有效利用能源的一项新技术，其工作的压力、温度均超过以往任何参数的机组，从而可大幅度提高机组热效率，还可节约能源。
火电机组的效率随着蒸汽参数的提高而提高。
根据实际运行的燃煤机组的经验，亚临界机组（17MPa，538℃/538℃）的净效率约为37%~38%，超临界机组（24MPa，538℃/538℃）的净效率约为40%~41%，超超临界机组（28MPa，600℃/600℃）的净效率约为44%~45%。
从供电煤耗看，亚临界机组约为330—340g/kWh，超临界机组约为310—320g/kWh，超超临界机组约为290—300g/kWh。
同时由于机组效率的提高，污染物的排放也相应减少，经济和社会效益十分明显。
在提高火电厂发电效率的几种方法中，从技术难度和现实性看，超超临界技术是较易实现的。
因此，我国己经把大幅度提高发电效率、加速发展洁净煤技术的超超临界机组作为我国可持续发展、节约能源、保护环境的重要措施。
在国外，超超临界锅炉的相关研究开发也是一个重要的课题。
1.2超超临界锅炉对材料的要求
火电机组参数的提高与发展，主要取决于火电机组锅炉蒸汽参数的提高和锅炉用材料技术的发展。
锅炉是火电机组三大主机之一，锅炉中的过热器与再热器部件是工作环境最为恶劣的受热部件，面临高温高压水蒸汽氧化、高温烟气中煤粉颗粒的腐蚀，所以也是对材料要求最高的部件。
材料高温性能的主要衡量指标有:
高温蠕变强度、热疲劳、耐腐蚀、以及抗氧化能力。
在选用材料上，既要考虑材料的高温性能，又要考虑材料的工艺性能和综合经济性能。
过热器与再热器所用的管子材料，其蠕变强度必须足够高，在其运行的压力与温度范围内，有充足的安全裕度，同时还要考虑管子对蒸汽侧和烟气侧的抗氧化与抗腐蚀的要求。
2SA213-Super304H的焊接性分析
2.1焊接性的概念
金属材料的焊接性，是指金属材料对焊接加工的适应性，主要指在一定的焊接工艺条件下，获得优质焊接接头的难易程度。
它与金属铸造性、机械加工性一样，同属于金属材料的工艺性能。
金属材料的焊接性不仅取决于金属本身的成分与组织，同时与焊接的热作用直接相关。
焊接性并不是金属材料的固有性能，而是随焊接技术的发展而变化的。
2.2SA213-Super304H钢的简介
奥氏体不锈钢SA213-Super304H管子是日本住友金属株式会社开发的锅炉钢管。
在过热器和再热器的一些高温位置，过去使用的是如TP321H、TP347H这样的18—8型不锈钢管，现在开发出了—种全新的经济型的18—8型奥氏体不锈钢管SA213-Super304H。
该材料是在ASMESA—213TP304H的基础上通过降低Mn含量上限，加入约3%的Cu、约0.45%的Nb和一定量的N，使该钢在服役时产生微细弥散、沉淀于奥氏体内的富铜相，并与其互相密合;该富铜相与NbC、NbN、NbCrN和M23C6一起产生极佳的强化作用，从而得到很高的许用应力。
其强度在温度为650℃高出SA-213TP347H50℅左右，用于超临界炉和超超临界炉的高温段受热面具有较大潜力。
该材料已纳入ASMEcodeCASE2328，可以在锅炉设计中选用。
据报道，日本学者Sawaragi研究发现：
SA213-Super304H钢管在温度650℃时的抗氧化性优于SA-213TP347H和SA—213TP304H，相同条件下的氧化腐蚀仅为SA—213TP304H的一半，稍逊于SA-213TP347H，其主要原因是晶粒度细小。
该钢种在日本的电站锅炉过热器、再热器部件上的应用时间长达,10h，用量已6000余t，显示出良好的综合性能；国内，上海锅炉厂1999年完成了其在650℃下的高温持久强度试验、长期时效试验等等，结果表明SA213-Super304H的持久强度明显好于SA-213TP347H，且5000h时效后，强度、塑性和硬度均变化不大。
该钢优越的高温蠕变强度不是靠贵重的合金元素的强化获得，而是通过廉价的Cu、Nb、N，由富Cu的e相和NbcrN、M23C6质点的弥散强化获得。
由于低的含Cr量，传统的含Cu不锈钢17—14CuMo与18—8型不锈钢相比抗腐蚀性能差，而SA213-Super304H钢具有良好的抗高温腐蚀性能和抗蒸汽腐蚀性能，还具有良好的焊接性能。
其化学组成成分见表1-1。
表2-1SA213-Super304H的化学成分（wt%）
成分
C
Si
Mn
P
S
Cr
Ni
Cu
Nb
N
含量
0.07~
0.13
≤
0.30
≤
1.00
≤
0.04
≤
0.03
17.0~
19.0
7.5~
10.5
2.5~
3.5
0.3~
0.6
0.05~
0.12
这种材料己经通过日本MITI标准认证，抗蠕变断裂强度、蠕变断裂延展性、韧性及抗腐蚀性能取决于Cu和Nb的含量，考虑到在运行温度下长期时效延展性的损失，对高温强度有积极作用的N的上限被限制在0.12%。
SA213-Super304H钢的特征是在18—8型不锈钢中有着基于优秀的抗蠕变断裂强度、抗腐蚀性能和优良焊接性的高的许用应力。
因此，在锅炉建设中在过热器、再热器高温部位使用这种经济的钢管能带来巨大的好处。
2.2.1SA213-Super304H的基本性能
表2—2给出了SA213-Super304H的许用应力。
表2—3给出了SA213-Super304H钢管的抗拉强度、硬度、夏比冲击韧性值。
图2—1给出了SA213-Super304H钢的高温抗拉性能。
由于N的固溶强化作用，抗拉强度和屈服强度比传统的18—8型不锈钢高，延展性也几乎与TP347H相同。
表2-2SA213-Super304H钢管的许用应力
温度（℃）
500
525
550
575
600
625
650
675
700
732
S（MPa）
85.5
84.5
83.5
82.5
81.7
80.3
77.9
61.2
47
32.4
图2-1SA213-Super304H钢的高温抗拉性能
SA213-Super304H取样管的蠕变断裂性能见图1-2。
服役10年后，管的蠕变断裂强度还在原始材料的强度范围内。
图2-2表明:
在高温和较长的断裂时间下，断裂应力具有良好的线性。
由于连续地沉淀于奥氏体基体上的非常细的富Cu相的沉淀强化作用使得SA213-Super304H的蠕变断裂强度值比TP347H高20%。
M23C6及Nb（C,N）和NbCrN的沉淀强化作用也有助于提高蠕变断裂强度。
表2-3SA213-Super304H管的力学性能
名称
管子尺寸（mm）
抗拉强度（MPa）
屈服强度（MPa）
延伸率（%）
平均硬度（HRB）
夏比冲击值（0℃）（J/cm）
A
F54.0×8.0
653
321
67
82.9
221
B
F54.0×8.0
612
286
66
79.9
236
图2-2长期服役后的蠕变断裂性能
2.3SA213-Super304H的焊接性
SA213-Super304H母材供货状态为在1050℃—1150℃范围固溶处理得到的单一的奥氏体组织，奥氏体钢的焊接性能良好，无冷裂倾向，因而焊接时不需要热处理预热。
可是这种SA213-Super304H奥氏体钢合金元素较多，在焊接过程中有热裂纹倾向，这种裂纹常出现在焊缝中，尤其容易发生在焊缝收尾部分和弧坑处，因此要注意控制焊接热输入及层间温度。
为了防止焊缝发生高温裂纹，只能降低焊接热输入、降低层间温度的工艺方法和工艺措施。
据此焊接时可采用熔池体积小、焊接线能量较小的焊接方法手工钨极氩弧焊（GTAW）工艺以及确保层间温度低的短焊道和间断焊方法。
在焊接过程中，层间温度一般应控制150℃以下，对于GTAW焊来说，如采用连续焊接，焊接过程中要求所焊的焊缝进行层间水冷。
如层间温度过高，熔化的钢水的流动性将明显降低，甚至无法流动，此时若继续焊接，焊缝的层间温度会越来越高，焊接操作越来越困难，焊缝的厚度越来越厚，其结果就是焊缝达不到合格的机械性能，所以焊接时必须严格控制层间温度，一旦出现这种焊接症状，必须立即停止焊接，待层间温度降下来之后再继续施焊。
另外为防止高温区合金元素的氧化，在整个焊接过程中要进行背而充氩气保护，才能使打底焊缝的根部得到良好的保护，防止根部焊缝和母材的过烧，以获得良好的根部焊缝使其符合机械性能的要求。
2.4焊接时可能出现的问题分析
（1）热裂纹SA213-Super304H是在SA-TP304H（18-8型）的基础上添加了加入约3%的Cu、约0.45%的Nb和一定量的N而开发出来的新钢种。
在焊接时，在特定的条件下如焊缝金属“偏析”、熔池液体金属转变为固体时的温度过高和不均匀性及在低塑区温度范围停留时间过长等等，相对出现热裂纹的机率就会增高。
措施：
采用小热量输入，小电流快速焊接，防止热裂纹。
（2）晶间腐蚀晶间腐蚀是奥氏体耐热钢一种极其危险的破坏形式。
它的特点是沿晶界开始腐蚀，表面上一般不容易发觉，但它使承压管道焊接接头的力学性能显著下降了，因而易发生早期破坏。
根据“碳化物析出造成晶间贫铬”理论，在450℃—850℃范围内，C和Cr易在奥氏体晶粒边界处形成碳化铬，使得晶粒边界处局部贫铬。
当晶界处的含Cr量降低到小于12%时，钢材会丧失耐腐蚀性能。
措施：
焊接时在管道内充适量的氩气，包括在填充和盖面时也要充入氩气，防止金属氧化；焊接时采用小电流，快速焊，降低焊接线能量；热处理，在焊接后可进行快速冷却，使焊缝温度低于450℃，防止晶间腐蚀。
（3）应力腐蚀裂纹应力腐蚀裂纹（SCC）是应力和腐蚀介质联合作用引起的一种低应力脆性裂纹。
奥氏体不锈钢线膨胀系数大，导热性差，在结构复杂、刚度较大的情况下，焊接变形受到约束，焊后构件特别是焊接接头会存在较大的焊接残余应力，如果有腐蚀介质的存在，就满足了产生SCC的充要条件，从而使奥氏体不锈钢产生SCC的倾向较大。
奥氏体耐热钢的SCC有晶间、晶内和晶间与晶内混合等三种形式，但是以晶间SCC最常见。
措施：
进行焊后热处理，消除焊件残余应力，并进行防蚀处理，抵御腐蚀介质的侵蚀。
（4）夹渣和未熔合这种材料在GTAW时，因受高温影响，焊缝表而会出现致密性强，又耐高温的一层氧化膜，二次焊接过程中熔池表而会漂浮脱落的难熔氧化膜小块，稍不注意就会出现夹渣或未熔合，这些缺陷在不锈钢焊接时，是经常出现共性缺陷，必须引起足够重视。
措施：
相应增大焊缝坡口角度，便于熔敷金属流动，通常坡口角度为75°±5°；焊接时采用细焊丝小电流，降低线能量，提高熔敷金属的流动性。
（5）合金的烧损所有不锈钢焊接时都有氧化现象，SA213-Super304H这种钢材也不例外，这样使焊缝的使用性和适应性都受到较大影响，所以不锈钢管道焊接，内部多采用充氩气保护措施，但是这种钢材在GTAW时，温度一旦过高其焊缝表面也出现氧化现象，从焊缝表而的颜色发暗又粗糙就可以证明有氧化现象，焊缝中的有益元素就可能被烧损，它固有的特性就部分丧失，性能也会受到较大影响。
措施:
使用氩气保护。
（6）操作上的失误奥氏体不锈钢焊接的共性缺点是因为Cr的含量高，熔化的液体金属发粘、发稠、流动性差，张力也大，焊接操作过程中稍不注意就容易出现内凹、未焊透现象，尤其是断续的单边未熔合现象更为严重，在有的时候还会出现内焊缝线形状高出，内外焊缝过渡不圆滑，如果对口间隙不合适，还可能出现内焊缝“点状”高出，射线底片上亮点增多，不规则焊缝在底片评判时，高出点和内凹点恰好相邻，这时会出现“黑白”亮点反差较大，稍不注意会将内凹缺陷判超标，这应算焊接时的操作缺陷。
措施：
提高施焊水平，认真作业。
3焊接工艺的拟定
3.1试验材料的选择
本实验材料为SA213-Super304H钢管，外径D=45mm，壁厚δ=9mm。
其化学成分如表3-1所示。
表3-1SA213-Super304H钢管的化学成分（wt﹪）
成分
C
Si
Mn
P
S
Cr
Ni
Cu
Nb
N
含量
0.081
0.22
0.82
0.035
0.00087
18056
8.64
2.92
0.4
0.12
由于SA213-Super304H钢管主要使用在高温条件下，它是一种奥氏体不锈钢，具有较好的塑性和韧性，组织较稳定，所以希望焊缝组织也是奥氏体。
因此熔敷金属应选择与母材成分相同或相近且杂质含量低的焊接材料或镍基焊接材料。
镍基焊丝ERNiCr-3成分中Cr含量与SA213-Super304H相当，镍基焊丝ERNiCrMo-3成分中的Cr含量超过了SA213-Super304H母材的含量。
SA213-Super304H钢没有加入Mo等昂贵金属进行强化，而是加入Cu在奥氏体基体上生成连续细的富Cu相进行沉淀强化，从而改善其蠕变断裂强度。
镍基焊丝ERNiCrMo-3含Mo8%—10%可提高焊缝金属的蠕变断裂强度。
镍基焊接材料中Ni含量远远超过SA213-Super304H中的含量，焊缝金属中镍含量的提高可有效控制因Mo多而造成对组织成分的负面影响。
因此理论上分析，上述两种镍基焊丝可用于SA213-Super304H钢的焊接。
焊丝YT-304H是进口Super304H钢时的配套焊丝，其成分与母材成分相近，所以理论上也可用于SA213-Super304H钢的焊接。
焊丝规格均为Φ2.4mm，由于用于实际生产，考虑到成本问题，因此选用ERNiCr-3焊丝。
其化学成分如表3-2所示。
3.2焊接方法的选择
根据SA213-Super304H钢的焊接性分析，焊接方法选用手工钨极氩弧焊（唐山松下TIG焊机，产品型号：
YC-300TSP），因为这种方法电弧稳定，输入能量易于控制，可以防止材料的过热脆化和在空气中氧化。
在焊接过程中,层间温度控制在150℃范围内,焊接时要求对所焊的焊缝进行层间水冷,另外为了防止晶间腐蚀应控制冷却用水中的氯离子含量。
目前我国城市饮用水中的氯离子含量一般为10mg/L,采用氯离子浓度<0·2mg/L的电厂化学除盐水或纯净水来冷却焊缝,水冷方式采用将海绵浸透水之后在焊缝表面进行擦拭,待焊缝表面的温度冷却至室温后进行次层的焊接。
表3-2焊丝的化学成分（﹪）
焊丝
C
Ni
Cr
Mn
Cu
P
S
Al
Mo
Nb
Si
Ti
ERNiCr-3
0.01
67
18-22
3.5
0.5
0.03
0.015
--
--
3
0.5
0.75
图3-1内加焊丝示意图
3.3接头形式及坡口设计
坡口的制备
因奥氏体钢钢水较粘，焊接时为保证坡口两侧熔合好，坡口角度应比一般铁素体钢大。
坡口制备形式见图3-2。
现场焊接时对口间隙应控制在2.6—3.0mm之间，原因有两种：
第一，SA213-Super304H钢铁水较粘，常规的加丝法无法保证根部焊缝的成型，焊接时容易出现根部焊缝以及焊缝层间未熔合等缺陷，所以打底焊时必须采用内加焊丝法，如图3-1；
第二，间隙过大，易造成焊缝温度过高产生“烧枯”现象和仰焊位置根部内凹，平焊位置出现焊瘤等缺陷。
图3-2坡口型式
3.4焊接工艺参数的选择
焊接过程中采取控制层间温度在较低范围内等工艺措施，焊接工艺参数如表3-3所示。
接头采用开坡口的对接接头，用TIG方法在水平位置固定施焊，采用多层多道焊，单层焊缝金属厚度在焊丝直径以内。
管内持续通氩气（≥99.99%）保护以避免根部焊缝氧化和过烧，并起到冷却作用。
表3-3焊接工艺参数
焊接方法
TIG
极性
正极
焊丝直径（mm）
Φ2.4
电流（A）
90—100
电压（V）
9—12
焊速（mm/min）
80—110
氩气流量（L/min）
8—15
背面充氩气流量（L/min）
6—8
3.5焊前准备
坡口形式和尺寸的设计原则是尽量减少焊接截面积.在保证焊缝根部焊透的前提下应尽量减小坡口角度,缩小坡口宽度,这样可以在短时间内完成焊接过程,容易实现等温焊接工艺。
为了保证焊接质量，不影响工艺评定与焊接规程的制定，焊前对破口及其两侧20mm—30mm范围内的母材表面清理干净，可用丙酮或酒精灯有机溶剂出去油污。
3.6焊前预热
奥氏体不锈钢的管子焊前一般都不需预热，根据若有特殊要求可采用整体预热或局部预热，局部预热应防止局部应力过大，预热范围为焊缝两侧各不小于壁厚的3倍，且不小于100mm。
3.7试焊
按照所定的焊接工艺进行试焊。
由于不锈钢的热导系数较低极易产生局部过热变形，需要氩弧焊打底前的点固间隙设置和焊接过程控制以避免管子产生变形或弯折。
3.8焊后表面处理
不锈钢管子焊接后，通常要对其进行表面处理，以增加抗锈能力。
处理方法有表面抛光、酸洗和钝化处理。
本次采用表面抛光法。
不锈钢街头焊好后，一旦有刻痕、凹痕、粗糙点和污点等没回加快腐蚀，将不锈钢表面抛光处理就能提高其抗腐蚀能力，因为表面粗糙值越小的表面能产生一层致密而均匀的氧化膜，保护金属内部不再受到氧化和腐蚀。
3.9焊后检验
焊后接头要进行外观检查和无损检测。
检测不合格的焊接接头，其缺陷应进行返修，返修工艺正式焊接工艺相同。
3.10焊后热处理
一般，SA213-Super304H焊后不需要进行焊后热处理，但如果在有氯离子的环境中施工，需要进行焊后热处理，工艺为高温回火，755℃左右保温50分钟。
具体工艺如图3-3.
图3-3热处理工艺曲线
4焊接工艺评定的试验
4.1制定焊接工艺指导书
根据试验要求及制定的焊接工艺拟定焊接工艺指导书。
4.2试件的准备和焊接
根据编制的焊接工艺评定指导书，按照相关标准的规定进行领料、检查材料等焊前准备。
试件的焊接找熟练的技师在焊接工程师的监督和指导下进行。
并记录焊接工艺参数的实测数据。
不合格的试件不允许返修。
试件接头外观如图4-1.
图4-1试件接头外观照
4.2.1试件的检验
按DL868《焊接工艺评定规程》和DL/T869《火力发电厂焊接技术规程》对接头外观进行检查和无损检验。
外观检查结果，接头焊缝金属不低于母材，焊缝及热影响区表面无裂纹、未熔合、夹渣等缺陷，均达到评定标准，焊缝余高也符合要求。
对接头进行射线检测，没有发现接头内部有裂纹、气孔等缺陷。
符合电力行业标准DL869《火力发电厂焊接技术规程》中，对无损检测规定的质量级别Ⅲ。
4.2.2试样的制取
按照电力行业标准DL/T868-2004《焊接工艺评定规程》，管状焊接接头力学性能试样切取位置如图4-2所示，其中Ⅰ为拉伸试样取样位置;Ⅱ为面弯试样取样位置;Ⅲ为背弯试样取样位置;Ⅳ为冲击试样取样位置。
图4-2管状对接焊缝试件上试样位置图
4.3试样性能检测及结果分析
4.3.1拉伸试验
焊接接头拉伸试样按电力行业标准DL868《焊接工艺评定规程》的要求截取，并按GB/T2651-1989《焊接接头拉伸试验方法》的要求进行试验。
其主要特点是受试区所包含的焊接接头各部分在拉伸加载时，承受相同数值的应力。
为了保证试验数据的准确性，拉伸试样的个数为2个，所得最终数据均为平均值。
试样尺寸及形状如图4-3。
试验后在扫描电镜下观察断口的形貌进行分析。
图4-3拉伸试样
拉伸试验结果:
母材及其焊接接头的拉伸试验结果如表4-1所示，从结果可看出，ERNiCr-3焊丝焊接接头的抗拉强达638MPa;母材的延伸率达46.5%，因为焊缝金属的屈服强度高、不易变形，所以焊接接头的延伸率比母材小。
焊接接头的拉伸断裂位置在母材。
其屈服强度和抗拉强度大于母材，且符合电力行业标准DL868的要求，说明焊接接头常温拉伸性能性能良好。
表4-1常温下拉伸试验结果
试样
母材
A接头
B接头
C接头
R0.2（MPa）
368
391.6
373
401.8
Rm（MPa）
）
630
638
638
629.5
A%
46.5
34.35
35.8
34．6
断裂位置
-
断于母材
断于母材
断于母材
4.3.2弯曲试验
根据工艺评定的要求，弯曲试验进行横向面弯和横向背弯试验。
试样的切取按照电力行业标准DL868，结合GB/T2649-1989《焊接接头机械性能试验取样方法》进行。
弯曲试样见图2-5。
弯曲试验按照国家标准GB/T2653-1989《焊接接头弯曲及压扁试验方法》要求进行。
其中，母材和ERNiCr-3焊丝所焊接头制备的面弯和背弯的试样个数各为两个。
图4-4弯曲试样
弯曲试验结果：
对母材和工艺评定试件焊接接头取样进行了室温下的横向面弯和背弯试验，弯轴直径为4倍的试样厚度。
试样弯曲到规定的180。
后，用10倍放大镜对弯曲试样受拉面进行观察，所有试样均未发现任何形式的裂纹或裂口，也未发现任何形式的其他缺陷，表明焊制的SA213-Super304H钢焊接接头有足够的塑性和韧性，满足电力行业标准DL868评定规程要求。
4.3.3冲击试验
冲击试样的切取按照电力行业标准DL868，结合国家标准GB/T2649-1989《焊接接头机械性能试验取样方法》要求进行。
冲击试样采用V性缺口。
冲击试样尺寸及形状见图4-5。
试验完成后在扫描电镜下观察断口的形貌进行分析。
冲击试验按照国家标准GB/T2650-1989《焊接接头冲击试验方法》要求进行：
（1）试样表面如发现有肉眼可见的气孔、夹渣、裂纹或其他缺陷，不再作试样进行试验。
（2）在同样试验条件下，同一部位所取试样数量不少于三个。
（3）开缺口前，试样应经过腐蚀，在很清楚地显示出焊缝后，按要求画线。
（4）试样坡断后，应进行断口检查，观察有无气孔、夹渣、裂纹或其他缺陷。
如在断口处发现夹渣、气孔、裂纹或其他缺陷时，试验结果无效。
图4-5冲击试样
冲击试验结果：
冲击试验在20℃下结果如表4-2所示，从试验结果可看出，各个焊丝所焊接的接头，焊缝的冲击功均低于热影响区的冲击功，而母材的冲击功大于各个焊缝和热影响区的冲击功。
母材平均冲击功为81J，各接头的平均冲击功都小于母材，但都满足电力行业标准DL868中的要求。
表4-2冲击试样结果
缺口位置
A焊缝
A热影响区
B焊缝
B热影响区
C焊缝
C热影响区
母材
冲击功（J）
53
54
63
68
52
68.5
78
4.3.4断口试验
（1）ERNiCr-3焊丝所
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