K-TIG焊在應(yīng)變強化S30408不銹鋼壓力容器上的試驗研究

陳日昱，嚴(yán)曉君，田文博，馬本勤，徐永松，陳金豹

1.中船澄西（泰州）裝備科技有限公司，江蘇 泰州 214514

2.江蘇省特種設(shè)備安全監(jiān)督檢驗研究院 泰州分院，江蘇 泰州 214500

0 前言

奧氏體不銹鋼屈服強度低、抗拉強度高，塑性裕量較大，通過犧牲其部分塑性來提高屈服強度，進(jìn)而降低奧氏體不銹鋼壓力容器的設(shè)計壁厚，已成為節(jié)約制造成本及運輸成本、提高經(jīng)濟效益的重要手段，這一過程通常被稱為奧氏體不銹鋼的應(yīng)變強化［1］。采用奧氏體不銹鋼應(yīng)變強化技術(shù)制造壓力容器是低溫壓力容器輕量化的重要技術(shù)手段，但應(yīng)變強化也會使不銹鋼材料的組織和力學(xué)性能發(fā)生改變。

K-TIG焊是在傳統(tǒng)TIG焊基礎(chǔ)上采用大電流（＞300 A）并配合高效冷卻作用的特制焊槍實現(xiàn)大熔深的一種焊接方法［2］。與傳統(tǒng)TIG焊相比，K-TIG焊熱源能量密度高、電弧集中，在熱輸入相同的情況下，電弧中較多的熱量傳導(dǎo)到工件內(nèi)部，減小焊接接頭軟化程度，特別在中厚板焊接方面，K-TIG焊接能實現(xiàn)單面焊雙面成形且無需進(jìn)行坡口加工處理，生產(chǎn)效率高、成本低［3］。K-TIG焊適用于熱導(dǎo)率低、表面張力大和液態(tài)金屬密度高的材料。

降低重容比、實現(xiàn)輕量化對“雙碳”目標(biāo)下的焊接技術(shù)與生產(chǎn)工藝提出了更高的應(yīng)用要求。本文以按照GB150—2011《壓力容器》（合訂本）［4］、TSG R0005—2011《移動式壓力容器安全技術(shù)監(jiān)察規(guī)程》［5］、T/CATSI 05001—2018《移動式真空絕熱深冷壓力容器內(nèi)容器應(yīng)變強化技術(shù)要求》［6］設(shè)計制造的應(yīng)變強化容器為研究對象，針對K-TIG焊接技術(shù)在示范容器縱縫A1、A2的應(yīng)用情況開展了相關(guān)試驗研究，分析對比K-TIG工藝焊接國產(chǎn)奧氏體不銹鋼S30408在0%預(yù)拉伸、采用應(yīng)力控制法預(yù)拉伸焊接試板以及應(yīng)變強化試驗三種不同條件下焊接接頭的形貌、組織和力學(xué)性能，進(jìn)一步驗證K-TIG焊技術(shù)在應(yīng)變強化壓力容器上應(yīng)用的可靠性與穩(wěn)定性，以期為低溫壓力容器制造提供參考。

1 試驗材料

試驗?zāi)覆臑閲鴥?nèi)某廠生產(chǎn)的8 mm厚度S30408不銹鋼，供貨狀態(tài)為固溶、酸洗、不切邊，執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)為GB/T24511—2017，其金相分析如圖1所示。母材由奧氏體和鐵素體組成，奧氏體平均晶粒度為7.5級，夾雜物級別為D0.5，其力學(xué)性能和化學(xué)成分分別如表1、表2所示。焊絲采用國內(nèi)某廠生產(chǎn)的不銹鋼應(yīng)變強化專用焊材GMS-308 LM（H03CrNi10Si），直徑1.2 mm，執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)為NB/T47018.3—2017，化學(xué)成分如表2所示。

表1 S30408不銹鋼力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of stainless steel

表2 S30408不銹鋼和GMS-308 LM焊絲化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 2 Chemical constituents of S30408 stainless steel plate and GMS-308 LM wire（wt.%）

圖1 母材S30408不銹鋼金相分析Fig.1 Metallographic analysis of stainless steel

2 試驗方案

2.1 焊接工藝要求

焊接試件使用與容器相同爐批號的原材料制備，規(guī)格DN1800 mm×δ8 mm，并將其定位在筒節(jié)縱向焊縫的延長部位。焊縫采用I型坡口，組對間隙0～0.5 mm，對口錯邊量控制在0～0.8 mm，焊前將坡口兩側(cè)油污等污染物打磨清理干凈，并用丙酮溶液清洗。采用HTIG-1000型高效深熔弧焊機對容器縱縫及產(chǎn)品試件進(jìn)行焊接，使用相同的焊接工藝參數(shù)、焊材與筒節(jié)同時施焊，焊接工藝參數(shù)如表3所示。焊槍尾部采用拖罩通氣保護(hù)，焊縫背面采用工裝進(jìn)行氣體保護(hù)，使用純氬氣作為保護(hù)氣體，氣體流量為20 L/min，保證氣體有足夠的挺度，以提高其抗干擾的能力。

表3 焊接工藝參數(shù)Table 3 Welding parameters

2.2 方案設(shè)計

按照設(shè)計要求制作如圖2所示的試驗容器，罐體直徑1 800 mm，厚度8 mm，幾何容積9.28 m3，設(shè)計壓力2.1 MPa。容器焊縫標(biāo)識如圖3所示，開展A、B、C三種試驗方案研究，如表4所示。

表4 試驗方案Table 4 Testing Plan

圖2 容器示意Fig.2 Vessel diagram

圖3 焊縫布置示意Fig.3 Welding layout diagram

2.2.1 方案A

對于A1縱縫產(chǎn)品焊接試件，在0%預(yù)拉伸條件下開展試驗。試驗項目詳見表5。

表5 試驗項目一覽Table 5 List of testing item

2.2.2 方案B

對于A2縱縫產(chǎn)品焊接試件，預(yù)拉伸試樣的切取和試樣數(shù)量依據(jù)NB/T47016［13］規(guī)定執(zhí)行，按照T/CATSI 05001—2018《移動式真空絕熱深冷壓力容器內(nèi)容器應(yīng)變強化技術(shù)要求》［6］D.2.2.2條款，采用應(yīng)力控制法進(jìn)行預(yù)拉伸，預(yù)拉伸后制樣并按照表5所列項目開展試驗。預(yù)拉伸時滿足如下要求：保證預(yù)拉伸試樣與試驗機的同軸度；平均應(yīng)力加載速率不大于1 MPa/s；達(dá)到預(yù)拉伸終止應(yīng)力值（410 MPa）后保持載荷不變、時間不少于15 min后卸載。焊接試件預(yù)拉伸加載的應(yīng)力-時間和位移-時間的關(guān)系曲線如圖4所示。

圖4 應(yīng)力-時間和位移-時間關(guān)系曲線Fig.4 Stress-time curve and displacement-time curve

2.2.3 方案C

將容器進(jìn)行應(yīng)變強化試驗處理，滿足T/CATSI 05001-2018［6］附錄E要求。強化試驗壓力3.383 MPa，強化壓力控制精度±1%，設(shè)計壓力階段升壓速率為0.5 MPa/min，強化壓力階段升壓速率為0.1 MPa/min，按照試驗大綱要求對內(nèi)容器的焊接接頭進(jìn)行形狀尺寸、密性及異常聲響檢查。測量每個可能產(chǎn)生最大變形截面的周長和軸向長度，并計算該截面的周長變化率。應(yīng)變強化壓力-時間曲線如圖5所示。試驗后在容器縱縫A1最大變形截面區(qū)域進(jìn)行破壞性取樣，并按照表5所列項目開展試驗。

圖5 應(yīng)變強化壓力-時間曲線Fig.5 Pressure-time curve of strain strengthening

3 試驗結(jié)果及其分析

3.1 力學(xué)性能

3.1.1 強度變化

方案A、B、C試驗結(jié)果顯示，焊接接頭室溫拉伸抗拉強度Rm≥520 MPa，斷后伸長率A≥25%，均滿足T/CATSI 05001—2018［6］的指標(biāo)要求。應(yīng)力法預(yù)拉伸對抗拉強度變化影響并不明顯（平均應(yīng)力加載速率不大于1 MPa/s；達(dá)到預(yù)拉伸終止應(yīng)力值410 MPa后保持載荷不變，時間不少于15 min后卸載，試板形變量為35 mm），但能有效提高屈服強度。對于低溫奧氏體不銹鋼容器的設(shè)計與制造，應(yīng)變強化試驗后，無需或僅需較小的預(yù)應(yīng)變便可達(dá)到預(yù)期的材料強度，更具經(jīng)濟性和節(jié)能性。

3.1.2 沖擊韌性變化

衡量焊接接頭低溫韌性好壞的指標(biāo)為夏比V型缺口沖擊功（KV2）和側(cè)向膨脹量LE。低溫夏比擺錘沖擊試驗主要是測定材料在低溫環(huán)境下的沖擊韌性，即材料抵抗變形和斷裂的能力，這是低溫容器設(shè)計和驗收時考慮的重要力學(xué)指標(biāo)［15］。方案A、B、C試驗結(jié)果顯示，-196℃下的夏比沖擊吸收能量KV2≥31J（以標(biāo)準(zhǔn)試樣為依據(jù)），側(cè)膨脹值LE≥0.53mm，均滿足 T/CATSI 05001—2018［6］中表 4的合格指標(biāo)要求。室溫應(yīng)變強化雖然使奧氏體不銹鋼材料損失了一部分塑性，焊縫及熱影響區(qū)的沖擊力和側(cè)向膨脹率有下降趨勢，但是材料的韌性仍然優(yōu)良。沖擊吸收能量和側(cè)向膨脹量對比如圖7、圖8所示。

圖6 室溫拉伸強度對比Fig.6 Strength comparison diagram at atmospheric temperature

圖7 -196℃5 mm沖擊試樣吸收能量對比Fig.7 Comparison diagram of 5 mm specimen impact test at-196℃

圖8 -196℃5 mm沖擊試樣側(cè)向膨脹量對比Fig.8 Comparison diagram of 5 mm specimen lateral expansion at-196℃

3.1.3 彎曲試驗

按照GB/T2653—2008《焊接接頭彎曲試驗方法》進(jìn)行面彎和背彎，彎曲試樣軸向垂直于焊縫，焊縫中心對準(zhǔn)彎芯軸線，彎曲角度為180°，焊接接頭彎曲試驗的彎頭直徑為試件厚度的4倍，且焊縫應(yīng)位于變形最大處。3種方案的彎曲試樣拉伸面均未發(fā)現(xiàn)裂紋。

3.2 室溫拉伸斷口形貌

按照J(rèn)Y/T 0584—2020《掃描電子顯微鏡分析方法通則》［14］要求，通過掃描電鏡觀察拉伸試樣的斷口，發(fā)現(xiàn)斷裂位置均在母材，如圖9所示。可以看出，斷口上分布著大量的韌窩和撕裂棱，韌窩密集均勻，韌窩底部未發(fā)現(xiàn)第二相顆粒，表現(xiàn)出明顯的韌性斷裂，預(yù)拉伸和應(yīng)變強化試驗的拉伸試樣斷口形貌未產(chǎn)生明顯變化。

圖9 拉伸試驗斷口形貌Fig.9 Tensile fracture morphology diagram

3.3 金相試驗

3.3.1 微觀組織

按照GB/T 13298—2015《金屬顯微組織檢驗方法》對試樣進(jìn)行磨制、拋光、電解拋光腐蝕，并在金相顯微鏡下觀察接頭組織，如圖10所示。由圖可知，3種方案試樣的焊縫及熱影響區(qū)都呈現(xiàn)出奧氏體和鐵素體的混合組織。由于母材與焊絲化學(xué)成分相似，其熔池中Cr、Ni元素比值大于18∶12，焊縫凝固初析相為σ鐵素體，且鐵素體呈現(xiàn)骨架狀和部分板條狀，凝固模式為FA模式，奧氏體晶粒被鐵素體枝晶分割為柱狀和胞狀，鐵素體存在于奧氏體晶界處，在一定程度上限制了奧氏體晶粒的長大，鐵素體的枝晶沿著母材的厚度方向生長。骨架狀鐵素體形成與焊縫中心的冷卻速度較緩有關(guān)，奧氏體消耗鐵素體而不斷生長，隨著相變進(jìn)行，殘留在鐵素體中的Cr、Mo等鐵素體生成元素逐漸富集，奧氏體生成元素Ni、N、C等元素逐漸貧化，直到這個過程使得鐵素體在一個擴散受到限制的較低溫度下穩(wěn)定為止。部分板條狀鐵素體的形成與Creq/Nieq值靠近FA范圍上限以及K-TIG焊接速度較快，尤其是遠(yuǎn)離焊縫中心的區(qū)域焊接冷卻速率較快有關(guān)。冷卻速率過快導(dǎo)致鐵素體-奧氏體相變擴散時受限，擴散距離減少，致使生成緊密排列的板條狀形態(tài)更加有效，使得殘留鐵素體轉(zhuǎn)變?yōu)闄M切過原始枝狀晶或胞狀晶生長方向的板條狀。

圖10 金相組織示意Fig.10 Metallographic structure diagram

3.3.2 夾雜物

按照GB/T 10561-2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定-標(biāo)準(zhǔn)評級圖顯微檢驗法》A法對焊接接頭進(jìn)行非金屬夾雜物檢測，對照圖譜得出：3種方案的試樣焊縫及熱影響區(qū)非金屬夾雜物級別為D0.5，應(yīng)變強化對此無影響，如圖11所示。

圖11 非金屬夾雜物示意Fig.11 Non-metallic inclusion diagram

3.3.3 晶粒度

按照標(biāo)準(zhǔn)GB/T 6394—2017《金屬平均晶粒度測定方法》檢查焊縫熱影響區(qū)的晶粒度。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，A、B、C三種方案的奧氏體晶粒度分別為7級、7.5級、6.5級，說明熱影響區(qū)的晶粒并未出現(xiàn)明顯的晶粒粗化現(xiàn)象，這是因為K-TIG焊接速度快，只在焊縫局部區(qū)域加熱，母材受到的熱作用較小，見圖12。

4 應(yīng)用前景及實施案例

K-TIG焊接技術(shù)大幅提高了電弧穿透力，能夠?qū)崿F(xiàn)中厚板單面焊雙面成型，彌補了傳統(tǒng)TIG焊熔深淺的缺點，已成功應(yīng)用于食品、醫(yī)療器械等行業(yè)。同時，其焊接速度快、質(zhì)量穩(wěn)定、接頭強度高、焊材用量小、制造成本低的特點得到了壓力容器制造廠家的青睞，中船澄西（泰州）裝備科技有限公司通過對樣品壓力容器開展破壞性的取樣試驗，進(jìn)一步驗證了K-TIG焊接技術(shù)在應(yīng)變強化壓力容器上應(yīng)用的可靠性與穩(wěn)定性。目前已在不銹鋼制罐式集裝箱、船用LNG儲罐項目上取得了良好的工程應(yīng)用效果，具有較大的發(fā)展?jié)摿?，K-TIG焊接技術(shù)的推廣與應(yīng)用將為我國制造業(yè)水平的提升和產(chǎn)品升級換代提供有力的技術(shù)保障，其關(guān)鍵在于焊接其他材料時如何保證小孔的穩(wěn)定性，即保證焊接過程電弧壓力、熔池重力及表面張力的動態(tài)平衡。

5 結(jié)論

（1）K-TIG焊接技術(shù)的接頭質(zhì)量穩(wěn)定，在方案A、B、C三種不同條件下的拉伸斷口均在母材，表現(xiàn)出明顯的韌性斷裂特征；彎曲試樣拉伸面均未發(fā)現(xiàn)裂紋；-196℃下的夏比沖擊吸收能量以及側(cè)膨脹值均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。

（2）K-TIG焊接技術(shù)的接頭熱影響區(qū)并未出現(xiàn)晶粒粗化現(xiàn)象，焊縫及熱影響區(qū)都呈現(xiàn)出奧氏體和鐵素體的混合組織，應(yīng)變強化對焊縫及熱影響區(qū)非金屬夾雜物無影響。

（3）K-TIG焊接技術(shù)成功應(yīng)用于應(yīng)變強化壓力容器的制造。焊接接頭經(jīng)過應(yīng)變強化后，屈服強度顯著增加，激發(fā)了塑性儲備，有效提高了屈強比，更大程度地發(fā)揮材料的承載能力，進(jìn)而提高材料實際的許用應(yīng)力，實現(xiàn)輕量化的綠色設(shè)計與制造。

（4）K-TIG焊接技術(shù)無飛濺、氣孔、夾雜等缺陷，降低了高技能焊工資源稀缺的影響，助力我國焊接制造技術(shù)的精細(xì)化發(fā)展和自動化水平的提升。