SA516Gr70鋼大型拼焊封頭焊接工藝研究

陳志林 田洪波 劉應(yīng)虎 葉小松

(中國第二重型機(jī)械集團(tuán)公司，四川618013)

二重集團(tuán)公司為中石化某公司天然氣凈化廠生產(chǎn)的天然氣脫硫裝置一級(jí)主吸收塔及水解反應(yīng)器共計(jì)24臺(tái)，主體材質(zhì)均采用SA516Gr70鋼。其吸收塔容器筒體內(nèi)徑為?3 700 mm, 筒體厚度為130 mm,球型封頭厚度為82 mm。由于該設(shè)備直徑較大，封頭制造受到舞陽鋼廠所供板材的限制無法整張鋼板下料，24臺(tái)容器產(chǎn)品所有封頭均采用拼接焊制封頭板坯的方法以滿足大直徑厚壁封頭制造的需要。為了保證封頭的順利加工，我們對(duì)模擬該拼焊封頭制造工藝的焊接試板進(jìn)行了焊接及熱處理工藝研究。檢驗(yàn)結(jié)果證明，焊接試板的各項(xiàng)技術(shù)指標(biāo)均滿足該設(shè)備拼焊封頭的使用要求，現(xiàn)將試驗(yàn)情況介紹如下。

1 SA516Gr70鋼球形封頭生產(chǎn)制造流程

該天然氣脫硫裝置一級(jí)主吸收塔及水解反應(yīng)器共計(jì)24臺(tái),其球形封頭生產(chǎn)制造流程為：拼焊封頭板坯→毛坯下料→正火處理→熱沖壓成形→正火(水淬冷卻)+回火處理→清理→超聲波測(cè)厚→劃環(huán)縫坡口和接管孔線→氣割余量→加工環(huán)縫坡口和接管孔坡口→封頭內(nèi)壁堆焊→裝焊接管→待總裝。

用于制造球形封頭的SA516Gr70鋼板以正火狀態(tài)供貨，由于該設(shè)備直徑較大，封頭受到舞陽鋼廠所供板材的限制無法整張鋼板下料制造，只能采用先拼接焊制封頭板坯，再熱沖壓成形和熱處理的方法以滿足該設(shè)備大直徑厚壁封頭制造的需要。鋼板在下料時(shí)根據(jù)上、下球形封頭所需要的板坯尺寸進(jìn)行下料，并采用熱沖壓成形。經(jīng)100%的超聲檢測(cè)合格后球形封頭進(jìn)行正火(水淬冷卻)+回火的熱處理，并帶驗(yàn)證性熱處理試板。熱處理試板和球形封頭同爐進(jìn)行熱處理，熱處理試板力學(xué)性能的檢驗(yàn)項(xiàng)目和指標(biāo)應(yīng)符合技術(shù)條件的規(guī)定。熱處理完成并檢驗(yàn)合格后加工好封頭的環(huán)焊縫坡口和開孔處的坡口。坡口加工完畢并100%的磁粉檢測(cè)合格后，進(jìn)行封頭內(nèi)壁帶極堆焊，最后裝焊接管。待所有工序完成后，上、下球形封頭轉(zhuǎn)入與筒體總裝工序。

2 SA516Gr70鋼的焊接性能

封頭用SA516Gr70鋼板符合ASME B&PV code Section II.A中SA516Gr70的要求，采用電爐+LF/VD真空精煉工藝冶煉，為本質(zhì)細(xì)晶粒鎮(zhèn)靜鋼，其實(shí)際晶粒度為6級(jí)或更細(xì)。

(1)SA516Gr70鋼的化學(xué)成分，見表1。

(2)SA516Gr70鋼的力學(xué)性能，見表2。

(3)SA516Gr70鋼的Pcm(max)=0.337，Pcm(min)=0.299；CE(max)=0.497，CE(min)=0.413；焊接熱影響區(qū)最高硬度HV10max上限為463.2，下限為406.9。

SA516Gr70鋼的化學(xué)成分和力學(xué)性能近似于16MnR鋼，Pcm和Ceq不高，裂紋敏感性比較低，其可焊性主要取決于化學(xué)成分和焊接熱循環(huán)下的組織變化，該鋼種焊接性與16MnR鋼類似。焊接熱影響區(qū)最高硬度與鋼的碳當(dāng)量有關(guān)，在一定程度上反映該鋼的冷裂傾向。通過計(jì)算，SA516Gr70鋼焊接熱影響區(qū)最高硬度值超出350HV，存在一定的淬硬傾向，在生產(chǎn)中需要控制線能量、預(yù)熱和焊后熱處理。

表1 SA516Gr70鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 The chemical composition of SA516Gr70 steel(mass fraction, %)

注：Cb(Nb)+V≤0.20%

表2 SA516Gr70鋼的力學(xué)性能Table 2 The mechanical property of SA516Gr70 steel

3 SA516Gr70鋼的焊接熱處理控制

SA516Gr70鋼焊接性與16MnR鋼類似，其焊接過程中焊前預(yù)熱、層溫控制、后熱消氫處理及熱處理是防止焊接裂紋的重要措施。當(dāng)SA516Gr70鋼板厚≥50 mm時(shí)，預(yù)熱溫度≥100℃，但預(yù)熱溫度過高將導(dǎo)致金屬晶粒粗大。因此層間溫度控制在100～250℃，焊后立即進(jìn)行(300～350)℃×2 h的消氫處理。焊后及時(shí)后熱消氫處理有利于防止冷裂紋產(chǎn)生，同時(shí)可以使熔敷金屬擴(kuò)散氫充分逸出，在一定程度上有效降低殘余應(yīng)力。

焊后消除應(yīng)力熱處理是容器產(chǎn)品制造的重要一環(huán)，SA516Gr70鋼焊后退火溫度的確定，不但需考慮殘余應(yīng)力消除的情況和焊接接頭的性能，而且尚須顧及母材的性能，焊接接頭退火溫度確定在620℃左右較合適。隨著退火溫度的提高，保溫時(shí)間的延長(zhǎng)，焊接接頭強(qiáng)度略有下降，但能滿足指標(biāo)要求。

4 焊接線能量對(duì)SA516Gr70鋼焊接接頭韌性的影響

在焊接試驗(yàn)中，為了研究焊接工藝對(duì)接頭韌性的影響，我們通過選擇氬弧焊、焊條電弧焊和埋弧自動(dòng)焊等焊接方法以及不同的線能量來分析其對(duì)焊接接頭韌性的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明，線能量是影響焊接接頭韌性的重要因素：隨著線能量的增加，焊縫與熱影響區(qū)的韌性均會(huì)下降。當(dāng)氬弧焊線能量在(10～20)kJ/cm之間、焊條電弧焊線能量在(15～25)kJ/cm之間、埋弧自動(dòng)焊線能量在(20～30)kJ/cm之間時(shí)焊縫的韌性保持在較高的水平，-30℃AKV沖擊值在150 J～300 J之間。當(dāng)線能量超過36 kJ/cm時(shí)，焊縫的韌性就明顯下降了，-30℃AKV沖擊值也小于60 J。

試驗(yàn)結(jié)果對(duì)SA516Gr70鋼的實(shí)際焊接生產(chǎn)具有指導(dǎo)意義，不能一味追求產(chǎn)量而采用過大的焊接規(guī)范。當(dāng)電流過大，焊接速度過小時(shí)導(dǎo)致線能量過大，焊道過厚，焊縫晶粒粗大，粗晶區(qū)范圍大，焊縫韌性差，因此沖擊值低。反之，采用評(píng)定合格的焊接規(guī)范及焊接線能量施焊，在多層多道焊時(shí)，焊道薄，道與道和層與層之間能起到較好的熱處理作用，從而改善了焊縫金屬的性能，其粗晶區(qū)范圍小，焊縫韌性好，沖擊值較高。

5 SA516Gr70鋼的焊接

5.1 焊接材料

與SA516Gr70鋼匹配的焊材不僅要有良好的工藝性，而且在焊后消應(yīng)退火狀態(tài)下，其性能指標(biāo)要達(dá)要求。目前該類焊材供應(yīng)商主要有：安泰、哈焊所、大西洋等，我們采用ESAB埋弧焊機(jī)對(duì)焊材公司所提供的樣品進(jìn)行了焊接工藝性試驗(yàn)及性能檢測(cè)，最終我們優(yōu)選了安泰焊材應(yīng)用于生產(chǎn)。

安泰公司SA516Gr70鋼系列焊材P、S含量低，具有熔敷金屬擴(kuò)散氫含量低、韌性高等特點(diǎn)。焊縫的化學(xué)成分對(duì)焊縫的組織狀態(tài)起決定作用，而焊縫的組織又影響其韌性。安泰SA516Gr70鋼系列焊材的熔敷金屬含碳量較低，而且對(duì)P、S含量控制很嚴(yán)格，這對(duì)提高韌性有利。在SA516Gr70鋼埋弧焊中使用燒結(jié)型焊劑SJ613HIC，焊劑組分見表3。其堿度高且P、S含量低，可使焊縫獲得較高的沖擊韌度，較低的焊縫含氫量，焊縫抗裂性好。該焊劑焊接工藝性良好，成型美觀，脫渣性好，適于深坡口窄間隙埋弧焊使用。

表3 安泰焊劑AT-SJ613HIC的組分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 The component of Antai flux AT-SJ613HIC(mass fraction, %)

5.2 封頭用SA516Gr70鋼焊接試驗(yàn)

我們采用厚度δ=82 mm的SA516Gr70試板進(jìn)行了焊接試驗(yàn)，焊接規(guī)范參數(shù)見表4。

焊后熱處理Min.PWHT：(625±10)℃×6 h；Max.PWHT：(625±10)℃×18 h。

焊接試板理化檢驗(yàn)(按JB4708—2000執(zhí)行)結(jié)果如下：

(1)焊接接頭試樣經(jīng)酸洗后用5倍放大鏡檢查未發(fā)現(xiàn)氣孔、夾渣及層下裂紋等缺陷。

(2)焊縫金屬成分見表5。

(3)力學(xué)性能見表6。

表4 δ=82 mm的SA516Gr70試板焊接規(guī)范參數(shù)Table 4 The welding parameter of SA516Gr70 steel test plate with δ=82 mm

表5 δ=82 mm的SA516Gr70焊接試板焊縫金屬成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 5 The chemical composition of weld metal of SA516Gr70 steel welding test plate with δ=82 mm(mass fraction, %)

5.3 SA516Gr70鋼焊接接頭抗硫化物應(yīng)力腐蝕開裂試驗(yàn)及H2S環(huán)境氫致開裂試驗(yàn)

由于天然氣脫硫裝置一級(jí)主吸收塔及水解反應(yīng)器的使用環(huán)境為H2S介質(zhì)，產(chǎn)生氫誘發(fā)裂紋(HIC)的可能性很大，所以有必要對(duì)模擬容器產(chǎn)品焊接的焊接工藝評(píng)定試板進(jìn)行抗硫化物應(yīng)力腐蝕開裂試驗(yàn)及H2S環(huán)境氫致開裂試驗(yàn)。

表6 δ=82 mm的SA516Gr70焊接試板力學(xué)性能Table 6 The mechanical property of SA516Gr70 steel welding test plate with δ=82 mm

5.3.1 抗硫化物應(yīng)力腐蝕開裂試驗(yàn)(SSC)

依據(jù)GB4157—1984金屬抗硫化物應(yīng)力腐蝕開裂恒負(fù)荷拉伸試驗(yàn)方法進(jìn)行，試驗(yàn)條件：

(1)試板T×T/2橫向制取?6.5 mm圓棒平行試樣3件。

(2)溶液：硫化氫飽和5%NaCl+0.5%醋酸溶液。

(3)施加的初始應(yīng)力值：247 MPa。

(4)實(shí)驗(yàn)周期：720 h。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果：3件平行試樣在720 h腐蝕試驗(yàn)后均未斷裂，即在本試驗(yàn)條件下焊接接頭應(yīng)力腐蝕的臨界應(yīng)力σ(SSC)th>247 MPa.

5.3.2 H2S環(huán)境氫致開裂試驗(yàn)(HIC)

依據(jù)NACE TM0284—1996(GB8650—1988：管線鋼抗階梯型破裂試驗(yàn)方法)進(jìn)行，試驗(yàn)條件：

(1)試板T×T/2橫向制取20 mm×20 mm×100 mm平行試樣3件。

(2)溶液：硫化氫飽和5%NaCl+0.5%醋酸溶液。

(3)實(shí)驗(yàn)周期：96 h。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果：所有試樣外表面均未發(fā)現(xiàn)明顯鼓泡現(xiàn)象。評(píng)定試驗(yàn)檢驗(yàn)試樣裂紋敏感率(CSR)為0，裂紋長(zhǎng)度率(CLR)為0，裂紋厚度率(CTR)為0。即在本試驗(yàn)條件下焊接接頭抗HIC性能滿足CLR≤5%，CSR≤0.5%，CTR≤1.5%的性能要求。

6 SA516Gr70鋼焊接試板的熱處理工藝試驗(yàn)

為了制定SA516Gr70鋼大型拼焊封頭的熱處理工藝，我們采用相同的焊接工藝焊制了4件SA516Gr70鋼焊接試板用于熱處理工藝試驗(yàn)，分別編號(hào)為A、B、C、D。

6.1 焊接試板A的熱處理工藝試驗(yàn)

(1)試板厚度40 mm, 模擬熱沖壓過程將焊接試板加熱至980±10℃，保溫120 min后，周圍立即設(shè)置擋風(fēng)裝置進(jìn)行隔擋空冷；

(2)模擬焊后熱處理：將焊接試板加熱至625±10℃，Max.PWHT保溫18 h后緩冷至350℃出爐空冷，Min.PWHT保溫6 h后緩冷至350℃出爐空冷。

焊接試板A經(jīng)上述過程后，力學(xué)性能見表7。

從表7可看出抗拉強(qiáng)度和沖擊功的變化：焊縫、熱區(qū)沖擊功不高，焊縫強(qiáng)度低于母材，接頭拉伸斷于焊縫。分析原因可能是焊接試板經(jīng)980℃熱壓高溫后，使焊縫的組織晶粒粗大。為改善焊縫的組織性能，考慮采用正火(水淬冷卻)+回火的熱處理工藝以細(xì)化晶粒。

6.2 焊接試板B的熱處理工藝試驗(yàn)

(1)試板厚度40mm, 模擬熱沖壓過程將焊接試板加熱至980±10℃，保溫120 min后，周圍立即設(shè)置擋風(fēng)裝置進(jìn)行隔擋空冷；

(2)正火：將焊接試板加熱至910±10℃，保溫60 min后，水淬冷卻；

(3)回火：將焊接試板加熱至630±10℃，保溫6 h后空冷；

(4)模擬焊后熱處理：將焊接試板加熱至625±10℃，Max.PWHT保溫18 h后緩冷至350℃出爐空冷，Min.PWHT保溫6 h后緩冷至350℃出爐空冷。

焊接試板B經(jīng)上述過程后，力學(xué)性能見表8。

從表8可看出抗拉強(qiáng)度和沖擊功的變化：焊縫、熱區(qū)、母材沖擊功較試板A均有所提高，焊接接頭強(qiáng)度較試板A有明顯提高。分析原因可能是焊接試板B經(jīng)980℃熱壓高溫后，采用正火(出爐水淬加速冷卻)+回火的熱處理工藝，使焊縫晶粒細(xì)化效果顯著，組織均勻。從而改善了焊縫及熱區(qū)的力學(xué)性能。提高強(qiáng)度的同時(shí)，達(dá)到強(qiáng)度、硬度和沖擊韌性較好匹配，獲得較好的綜合性能。

6.3 焊接試板C的熱處理工藝試驗(yàn)

(1)試板厚度82 mm, 模擬熱沖壓過程將焊接試板加熱至980±10℃，保溫120 min后，周圍立即設(shè)置擋風(fēng)裝置進(jìn)行隔擋空冷；

(2)正火：將焊接試板加熱至910±10℃，保溫90 min后，水淬冷卻；

表7 焊接試板A的力學(xué)性能Table 7 The mechanical property of welding test plate A

注：1)RP0.2；2)A5。

表8 焊接試板B的力學(xué)性能Table 8 The mechanical property of welding test plate B

注：1)RP0.2；2)A5。

表9 焊接試板C的力學(xué)性能Table 9 The mechanical property of welding test plate C

(3)回火：將焊接試板加熱至630±10℃，保溫6 h后空冷；

(4)模擬焊后熱處理：將焊接試板加熱至625±10℃，Max.PWHT保溫18 h后緩冷至350℃出爐空冷，Min.PWHT保溫6 h后緩冷至350℃出爐空冷。

焊接試板C經(jīng)上述過程后，力學(xué)性能見表9。

隨著試板厚度從40 mm變?yōu)?2 mm后，將正火910±10℃的保溫時(shí)間從60 min增加到90 min。從表9可以看出抗拉強(qiáng)度和沖擊功的變化：焊接試板C的焊縫、熱區(qū)沖擊功較焊接試板B均有所提高，但其焊接接頭強(qiáng)度較試板B有明顯下降，分析原因可能是增加了正火保溫時(shí)間，對(duì)焊接試板焊縫晶粒起到一定的細(xì)化效果，提高了沖擊韌性，但由于試板厚度的明顯增加，延長(zhǎng)正火保溫時(shí)間對(duì)提高強(qiáng)度作用不明顯。隨著試板厚度的增加，應(yīng)考慮適當(dāng)降低回火溫度來提高強(qiáng)度。

6.4 焊接試板D的熱處理工藝試驗(yàn)

(1)試板厚度112 mm，模擬熱沖壓過程將焊接試板加熱至970±10℃，保溫150 min后，周圍立即設(shè)置擋風(fēng)裝置進(jìn)行隔擋空冷；

(2)正火：將焊接試板加熱至910±10℃，保溫90 min后，水淬冷卻；

(3)回火：將焊接試板加熱至610±10℃，保溫8 h后空冷；

(4)模擬焊后熱處理：將焊接試板加熱至610±10℃，Max.PWHT保溫18 h后緩冷至350℃出爐空冷。

焊接試板D經(jīng)上述過程后，力學(xué)性能見表10。

焊接試板D的厚度增加到112 mm后，熱處理工藝較焊接試板C相比做了如下改變：模擬熱沖壓的正火溫度由980℃降到970℃，保溫時(shí)間延長(zhǎng)30 min；淬火后的回火溫度由630℃降到610℃，保溫時(shí)間延長(zhǎng)2 h；模擬焊后熱處理溫度由625℃降到610℃。通過這些改變，由表10可以看出抗拉強(qiáng)度和沖擊功的變化：沖擊功變化不大，仍維持在較高的水平。而焊接接頭強(qiáng)度較試板C

表10 焊接試板D的力學(xué)性能Table 10 The mechanical property of welding test plate D

圖1 SA516Gr70鋼球形封頭熱成形工藝Figure 1 The hot forming process for spherical head of SA516Gr70 steel

圖2 SA516Gr70鋼球形封頭正火(水淬冷卻)+回火的熱處理工藝Figure 2 The heat treatment process for SA516Gr70 steel spherical head

有一定的提高?？梢婋S試板厚度增加，可以通過適當(dāng)降低正火及回火溫度而延長(zhǎng)其保溫時(shí)間的方法來改善焊縫及熱區(qū)的力學(xué)性能，在提高強(qiáng)度的同時(shí)，達(dá)到強(qiáng)度、硬度和沖擊韌性的較好匹配，獲得較好的綜合性能。

7 SA516Gr70鋼球形封頭制造的熱處理工藝

天然氣脫硫裝置一級(jí)主吸收塔及水解反應(yīng)器球形封頭用SA516Gr70鋼板以正火狀態(tài)供貨，采用先拼接焊制板坯，再毛坯下料熱沖壓成形，熱成型工藝見圖1。

熱成形并100%的超聲檢測(cè)合格后，對(duì)球形封頭進(jìn)行正火(水淬冷卻)+回火的熱處理，并帶驗(yàn)證性熱處理試板。正火(水淬冷卻)+回火的熱處理工藝見圖2。

8 結(jié)論

(1)大型拼焊封頭用SA516Gr70鋼焊接性與16MnR鋼類似，焊接過程中應(yīng)控制焊接線能量，同時(shí)采用合理的預(yù)熱、層溫控制、退火處理等熱處理工藝以獲得良好的焊接接頭組織性能。

(2)SA516Gr70鋼大型拼焊封頭經(jīng)過熱沖壓成形后，焊縫的抗拉強(qiáng)度及沖擊功均會(huì)有較大下降，采用正火(水淬加速冷卻)+回火的熱處理工藝，使其焊接接頭的各項(xiàng)力學(xué)指標(biāo)均有較大提高，提高強(qiáng)度的同時(shí)，達(dá)到強(qiáng)度、硬度和沖擊韌性的較好匹配，獲得較好的綜合性能，滿足產(chǎn)品技術(shù)協(xié)議要求。

[1] 張文鉞主編.焊接冶金學(xué)基礎(chǔ)原理.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1997：161-190.

[2] 周振豐主編.焊接冶金學(xué).北京:機(jī)械工業(yè)出版社，1995：178.

[3] 陳伯蠡主編.焊接冶金原理.北京:清華大學(xué)出版社，1989：80-83.

[4] ASME鍋爐及壓力容器委員會(huì)主編.ASME鍋爐及壓力容器規(guī)范II材料-A篇.鐵基材料(2001版).北京：中國石化出版社，2002.

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