熱處理工藝對N08810焊接接頭強度的影響

劉玉祥

(森松(江蘇)重工有限公司上海分公司，上海201323)

N08810鎳基合金近年來被大量使用在多晶硅項目冷氫化反應器、石化行業(yè)蒸汽/碳氫化合物重整的催化劑管、在氯乙烯單體生產(chǎn)中的裂解管、在發(fā)電行業(yè)中的蒸汽過熱管和氣冷核反應器高溫換熱器等。N08810鎳基合金具有良好加工性能，具有較高的耐高溫性、抗氧化性、抗硫化、抗?jié)B碳的性能。N08810鎳基合金多用于539～950℃的高溫工況，考慮到在該工況溫度下，設備焊接應力會逐漸釋放，造成焊縫及熱影響區(qū)應力釋放開裂，按照API TR 942-A-2014篇要求，部件成型后進行982℃穩(wěn)定化熱處理，設備焊后進行900℃消應力熱處理[1]，以降低設備使用過程因蠕變而開裂的風險，因此研究熱處理溫度對N08810焊接接頭強度的影響具有一定的意義。

1 N08810鎳基合金性能

ASME SB- 409-2010中N08810鎳基合金屬于Ni-Fe-Cr系合金，其原材料為固溶處理態(tài)，為奧氏體固溶合金，其力學性能及化學成分如表1、表2所示[2]。N08810鎳基合金通常用于大于539℃的使用溫度，其出色的特點是高的蠕變和斷裂強度，通過控制化學成分和固溶處理溫度以得到控制該溫度范圍最佳的力學性能和晶粒度，ASME SB- 409-2010要求N08810晶粒度為5級平均晶粒度或更粗。N08810鎳基合金具有較高的屈強比，塑性變形儲備能力大，并且具有較低的加工硬化率，其加工硬化率低于普通級別的奧氏體不銹鋼，與N06600鎳基合金相接近。N08810鎳基合金化學成分具有高鉻鎳元素含量，使其具有優(yōu)異的抗氧化性，合金中的鉻元素促進金屬表面形成保護性氧化，同時鎳元素增強了保護性。

表1 力學性能要求Table 1 Mechanical property requirements

表2 N08810化學成分(質(zhì)量分數(shù)，%)Table 2 Chemical compositions of N08810(mass fraction,%)

2 試板焊接及熱處理

2.1 試驗母材

此次試驗的板材選用日本冶金生產(chǎn)的N08810鎳基合金，試驗前對試驗用的板材進行了力學性能復驗，其復驗結(jié)果如表3所示。

表3 試驗板材力學性能復驗Table 3 Re-inspection of mechanical properties of test plate

2.2 焊材的選擇

N08810鎳基合金焊材選用通常有ENiCrFe-2、ENiCrFe-3、ENiCrMo-3、ENiCrCoMo-1等幾種方案，以上焊材的化學成分與N08810化學成分相比均為過匹配選用，并且在使用過程中均具有一定的局限性。ENiCrFe-2、ENiCrFe-3通常用于低于760℃的工況情況，高于760℃焊縫蠕變強度難以滿足要求；ENiCrMo-3具有較高的蠕變強度，可用于760℃以上，但在593～760℃工況長時間使用下，具有熱脆化傾向；ENiCrCoMo-1具有比ENiCrMo-3更高的蠕變強度，可用于760℃以上，也可以用于低于760℃以下的工況，也不存在熱脆化傾向，但在焊后熱處理后，高應力區(qū)域的焊縫會出現(xiàn)偶發(fā)性再熱裂紋。本次試驗采用的是針對于N08810鎳基合金專門開發(fā)的焊材，其化學成分如表4所示，力學性能如表5所示。

表4 焊條化學成分(質(zhì)量分數(shù)，%)Table 4 Chemical composition of electrode(mass fraction,%)

表5 焊條力學性能Table 5 Mechanical properties of electrode

2.3 試板的焊接

本次N08810試驗的板厚均為16 mm，坡口形式如圖1所示，試板一共焊接4塊，試板編號分別為SY-1、SY-2、SY-3、SY- 4，試板SY-1焊后不進行熱處理，SY-2焊后進行消應力熱處理，SY-3焊后進行穩(wěn)定化熱處理，SY- 4焊后進行固溶處理。

圖1 坡口形式Figure 1 Groove type

焊前對坡口兩側(cè)各25 mm進行丙酮清洗去除油污，焊接方法采用焊條電弧焊(SMAW)，焊接過程中道間溫度控制在100℃以內(nèi)，每道焊后采用接觸式測溫槍進行測溫，正面焊后，背面砂輪打磨清根，清根后PT檢測，檢測合格后再進行背面焊接，焊接參數(shù)見表6。

表6 焊接參數(shù)Table 6 Welding parameter

2.4 無損檢測

試板焊接后按照NB/T 47013進行100%PT-I級與100%RT-II級檢測，檢測結(jié)果合格。

2.5 試板熱處理

SY-2～SY- 4試板采用電爐進行熱處理，熱處理時每個試板布置2支熱電偶，具體熱處理工藝如圖2所示。

3 理化性能試驗

3.1 拉伸試驗

按照GB/T 228.1分別對SY-1～SY- 4試板進行兩個板狀橫向拉伸試驗，試驗結(jié)果如表7所示。

表7 室溫拉伸試驗結(jié)果Table 7 Tensile test results at room temperature

3.2 硬度試驗

SY-1～SY- 4試板的焊縫及兩側(cè)的母材、熱影響區(qū)按照GB/T 4340.1—2009進行維氏硬度HV10試驗，試驗結(jié)果如表8所示。

表8 硬度試驗結(jié)果(HV10)Table 8 Hardness test results(HV10)

3.3 微觀試驗

按照GB/T 26955—2011標準，對SY-1～SY- 4試板的母材、熱影響區(qū)、焊縫金屬分別進行200倍放大的微觀試驗，其微觀照片如圖3所示。SY-1～SY- 4母材、熱影響區(qū)、焊縫微觀組織均有一定的碳化物析出相，碳化物析出相基本析出在晶粒當中，呈彌散分布狀態(tài)，碳化物析出相的數(shù)量由少到多依次為SY- 4、SY-1、SY-2、SY-3。SY-3穩(wěn)定化熱處理的母材、熱影響區(qū)、焊縫金屬析出相的數(shù)量最多，彌散化程度最高；SY-2消應熱處理后的母材、熱影響區(qū)、焊縫析出相數(shù)量略少于SY-3，但晶界相對SY-3粗化；SY-1焊后狀態(tài)的母材有輕微的碳化物析出，為原材料固溶處理時未完全溶解的碳化物，熱影響區(qū)有輕微碳化物析出，焊縫組織中出現(xiàn)大量的碳化物析出相，該析出相為重復焊接熱循環(huán)導致的；SY- 4固溶處理后的焊縫金屬、熱影響區(qū)、母材的碳化物析出相基本溶解，但仍有少量的碳化鈮和碳化鈦顆粒存在于焊縫晶粒內(nèi)。焊縫金屬相對各自焊后態(tài)、消應力熱處理態(tài)、穩(wěn)定化熱處理態(tài)、固溶處理后的母材、熱影響區(qū)，其碳化物析出相的數(shù)量較多，其原因是焊縫金屬中含有較多的鈮元素，鈮為強碳化物元素，鈮元素與碳元素形成碳化鈮，在焊縫中析出。

4 試驗數(shù)據(jù)分析

從表7拉伸試驗結(jié)果、表8的硬度試驗結(jié)果可以看出，SY-3穩(wěn)定化熱處理態(tài)的室溫抗拉強度及硬度結(jié)果均為最高，其次是SY-2消應熱處理態(tài)，再次是SY-1焊后態(tài)，SY- 4固溶處理態(tài)的室溫抗拉強度為最低。強度、硬度試驗結(jié)果從高到低的次序與微觀組織碳化物析出相從高到低的次序相同，歸其原因為碳化物析出相對奧氏體基體組織有強化作用，大量的析出相彌散分布提高了抗拉強度及硬度，碳化析出相數(shù)量越多，顆粒越細微，分布越均勻，強度便越高[3]。SY- 4相對于SY-1強度下降，是由于SY- 4經(jīng)過1160℃熱處理后，晶粒尺寸長大[4]，根據(jù)Hall-Petch公式，晶粒度和強度成反比關(guān)系，晶粒度越大，強度越低，所以SY- 4試樣強度降低是因為晶粒粗化導致的。此外，經(jīng)固溶處理后，焊縫中的析出相重新固溶于焊縫中，導致SY- 4焊縫硬度降低。從表7的硬度試驗數(shù)據(jù)還可以看出，焊縫的硬度均高于各自試樣的熱影響區(qū)及母材，由于焊條中Nb元素的含量高于N08810，Nb元素為沉淀硬化元素，提高了焊縫的硬度。

5 結(jié)論

根據(jù)上述一系列試驗結(jié)果及相關(guān)理論分析，可以得出以下結(jié)論：

(1)N08810鎳基合金經(jīng)982℃穩(wěn)定化熱處理和900℃消應熱處理后，焊接接頭抗拉強度和硬度因碳化物析出相的強化會升高。穩(wěn)定化熱處理由于析出相數(shù)量多，彌散程度更高，因此焊接接頭強度略高于消應熱處理。

(2)N08810鎳基合金經(jīng)1160℃固溶處理后，晶粒長大粗化，焊接接頭抗拉強度降低，由于碳化物析出相溶解，導致焊縫硬度降低。

(3)由于焊條中Nb元素含量高，Nb元素為沉淀硬化元素，致使焊縫的硬度高于各自狀態(tài)下的焊縫、母材。