1Cr13不锈钢与Q235碳钢的异种钢焊接技术
摘要：1Cr13不锈钢与Q235碳钢的焊接属于异种钢焊接，而1Cr13不锈钢的焊接性较差，焊接接头容易出现裂纹缺陷。在工程实践中通过认真分析，选用合适的焊接材料和焊接工艺，避免了缺陷的产生。
关键词：不锈钢；碳钢；焊接
1前言
在石家庄岗黄水库供水二期工程中，检修闸门门槽主轨设计采用的结构是断面为40×60mm的1Cr13不锈钢焊接固定在厚度为50mm的Q235钢板上。由于两种材料的热导率和线膨胀系数有很大差异，为了保证焊接质量，认真分析了两种材料的焊接性能及存在的问题，并据此制定了具体的焊接工艺措施。
2焊接性能分析
1Cr13不锈钢和Q235碳钢的化学成分及物理性能如表1、2所示。
1Cr13不锈钢的Cr含量在11．5％～13．5％，同时匹配有不大于0．15％的C，Cr本身能增加钢的奥氏体稳定性，加入碳后经固熔再空冷会发生马氏体转变，因此1Cr13不锈钢焊缝和热影响区焊后状态的组织为硬脆的马氏体组织。另外，1Cr13的碳当量约为2．76％，因此它的焊接性较差。由于1Cr13不锈钢的导热性较Q235碳钢差，焊接残余应力较大，加之本闸门主轨的刚度较大，所以从高温直接冷却到100～120℃以下时很容易产生冷裂纹。由于焊接热循环的作用，1Cr13不锈钢有较大的过热倾向，晶粒易粗化，热影响区会出现粗大的铁素体和炭化物组织，塑性降低，冷却时能引起脆化，如果再有氢的作用，冷裂纹的倾向就更加明显。
3焊接中的主要问题
由于1Cr13不锈钢和Q235碳钢化学成分差异很大，因此它们的焊接属于异种钢焊接，要在熔焊的条件下获得可靠的焊接接头存在许多问题。
3．1热导率和比热容的差异
金属的热导率和比热容强烈地影响着被焊材料的熔化、熔池的形成，以及焊接区温度场和焊缝的凝固结晶。1Cr13不锈钢热导率约为Q235碳钢的一半，这么大的差异可使两者的熔化不同步，熔池形成和金属结合不良，导致焊缝结晶条件变坏，焊缝性能和成形不良。
3．2线膨胀系数的差异
由于1Cr13不锈钢与Q235碳钢的线膨胀系数不同，造成它们在形成焊接连接之后的冷却过程中，焊缝两侧的收缩量不同，导致焊接接头出现复杂的高应力状态，进而加速裂纹的产生。
3．31Cr13不锈钢和Q235碳钢焊接时同样存在焊缝稀释和形成过渡层的问题，导致Q235碳钢一侧焊缝形成脱碳层而1Cr13不锈钢一侧形成增碳层，随着扩散的持久，使Q235碳钢一侧的含碳量降低，变成了铁素体组织，并使焊接接头的焊缝组织成为奥氏体加铁素体。
4焊接工艺措施
为了获得无裂纹的焊接接头，应尽量避免焊接接头熔合线组织与焊缝金属的不一致性，使1Cr13不锈钢一侧没有显著的稀释现象，在工艺上采取了以下措施：
4．1正确选择焊接材料
1Cr13不锈钢与Q235碳钢焊接接头的焊缝金属化学成分主要取决于填充金属。为了保证结构使用性能的要求，焊缝金属的成分应力求接近于其中一种钢的成分。为了尽量减小构件的焊接变形，采取了两名电焊工对称焊接的手工弧焊方法，焊条选用E5015（或E309），焊缝金属的Cr当量为5％～6％，经回火处理后具有良好的力学性能。
4．2预热温度和层间温度
焊前预热和层间温度的控制对减少裂纹的形成有一定影响。预热温度过高，会导致焊缝的冷却速度变慢，有可能引起焊接接头晶粒边界碳化物的析出和形成铁素体组织，大大地降低接头的冲击韧性。预热温度过低，则起不到预热的作用，无法防止裂纹的形成。1Cr13不锈钢与Q235碳钢焊接的预热温度和层间温度要控制在150～300℃。
4．3焊后温度的控制及回火热处理
焊后必须缓慢冷却至100～150℃，保温0．5～1h，使焊接接头的组织全部转变为马氏体，随后才能升温回火，进行热处理。回火温度应控制在700～730℃范围内，保温时间在4～5h。
4．4操作工艺
为防止不锈钢焊接一侧晶体粗大，产生脆化和裂纹，还要采取以下工艺措施：1选用小的热输入，小的焊接电流，较快的焊接速度。2采用短弧焊，电弧稍偏向碳钢母材侧，使两母材金属受热均匀一致。3由于需要多层焊，前一层焊缝冷却至200～300℃后焊下一道焊缝。4焊后进行缓冷。具体焊接工艺参数选择如表3。
5结语
对于1Cr13不锈钢与Q235碳钢的异种钢焊接，采用手工电弧焊，焊条选用E5015或E309，选择合适的焊前预热温度、焊接电流及速度等焊接工艺参数并进行适当的焊后热处理，就能获得良好的焊接效果，满足焊接结构的使用要求。
本工程由于采用了合理的焊接材料和焊接工艺，焊接接头成形良好，未见裂纹的产生。
锅炉汽包、联箱和厚壁管的焊接问题
锅炉汽包、联箱和厚壁管的焊接问题
摘要锅炉汽包、联箱和厚壁管的缺陷返修补焊，是一项难度较大的工作，本文收集了我国某些火电厂上述部件的缺陷修复实例，按同种钢焊接与异种钢焊接，筒体环缝补焊与管座角缝补焊的工艺、检验、热处理等分类作重点介绍。
关键词焊接汽包联箱厚壁管
1 前言
锅炉汽包、联箱和蒸汽管道因不直接受热，机械应力一般较小。它的焊接缺陷，往往在投运后许多年才暴露。一旦发现，如不及时处理将严重威胁安全运行。汽包、联箱和蒸汽管道壁厚较大，材料有低碳钢也有合金，这些部件的焊接，有同种钢焊接也有异种钢焊接，对焊接要求较高，尤其是在电厂现场焊接条件较差，如何保证焊接质量应十分重视。
2 等壁厚同种钢的环焊
2.1 低碳钢环炉
太原第一热电厂2号炉是前苏联巴尔纳乌尔锅炉厂出品的中温中压炉。汽包外径1382mm，壁厚48mm，长8505mm，20号钢制成，原焊缝为埋弧自动焊。该锅炉已运行三十多年，于1992年12月大修时发现汽包环焊缝多处裂纹，其中超标的两段见图1。A段裂纹长
400(907-557)mm，B段长160(290-130)mm。
该汽包为20号钢，焊接性能好。制造厂未提供缺陷处理的原始资料，安装时和投产后亦无焊缝裂纹记录，单凭这次大修的发现，很难对裂纹的产生作出正确的原因分析。现将该厂现场修复的坡口加工、焊接和热处理的工艺，以及焊后检验等扼要介绍如下。
图1 汽包环焊缝裂纹示意图
补焊坡口开在汽包外壁，采用机械方法备制坡口。焊条选用507，1～4层用32，其余各层用4焊条。为了防止裂纹的产生，焊前后进行热处理，热处理采用远红外加热器，控制设备为WDK-3120可编程温度控制柜和DKJ-C自动控制仪。焊后质量检验合格。
2.2 锰钢环焊
湖南鲤鱼江电厂8号炉型号为DG300/100-4，汽包参数为1600×90mm，19Mn5钢，工作压力1 1.27 MPa，饱和温度320℃。该炉1981年投运，1991年在东北电管局锅炉检测中心派员指导下，经超声波探伤，发现一条编号为H2的环焊缝和一条Z3纵焊缝有裂纹群。H2
裂纹走向均为垂直于环缝的裂纹群，绝大部分裂纹埋藏深度范围为距内壁20～70mm处，裂纹长度为5～2 2mm，裂纹沿H2环缝周向分布范围约90mm，见图2。Z3纵缝裂纹走向为八字形，与汽包纵向轴线成45°的夹角，裂纹长7～16mm，18条互不相连的裂纹。H2裂纹为密集型裂纹群，裂纹群区域内的金属材料质地已恶化。经强度计算H2裂纹群区域实际对强度的有效壁厚，已小于汽包强度计算要求的最小壁厚，属不安全、应修理的缺陷。Z3裂纹群计算结果尚可满足强度要求，可监督运行。1995年湖南省电力局决定对汽包H2环缝裂纹群进行挖补处理。
图2 H2环缝横向裂纹部位图
由于裂纹最大埋藏深度达80mm，如裂纹清除单纯只采用机械方法，则工作量很大，该厂采取先用碳弧气刨刨除法，刨除到离缺陷最深处位置约20mm处，然后采用机械方法清除剩余裂纹。此法既减小了工作量又避免气刨时扩大裂纹。碳弧气刨前，先用乙炔焰预热控制区域到10 0～150℃。当裂纹分布区经碳弧气刨后还剩有约20mm的金属时，改用角向砂轮磨削。补焊坡口修磨成形后，须经渗透探伤检查，证明刨削打磨过程未出现任何新裂纹或原裂纹延长才能施焊。为了避免焊接应力导致补焊区产生裂纹，该电厂采取如下措施：
a 焊前预热200～250℃，补焊中保持此温度；
b 按程序补焊，即由坡口两侧往中间进行，采取单向不摆动的运条法；
c 每焊完一道，立即跟踪锤击消除残余应力；
d 焊接电流不宜太大。焊接速度不要太快；
e 当补焊到工作量的1/3时，进行中间消氢处理，消氢处理温度为300～400℃，保温2h；
f 补焊完毕即进行消氢处理和去应力退火。
图3系整个热处理工艺曲线。
1 补焊
2 中间消氢2h
3 继续补焊
4 焊后消氢2h
图3 鲤鱼江热处理工艺曲线
焊补热处理后质量鉴定十分重要，包括外观检查、硬度测量、无损探伤和汽包弯曲度测定。该汽包补焊后检验合格，现已经过数年运行考验。
3 锰钢和碳钢厚壁管之间的角焊
锰钢和低碳钢都属可焊性较好的钢种，但因为是大管径、厚壁、异种钢的角焊，且用于高温高压锅炉，焊缝缺陷将威胁到机组的安全运行。
广西合山电厂6号炉为DG410/100-3型。汽包材料19Mn、外径1780mm、壁厚90mm。汽包4根集中下降管管座材料为20号钢，管外径467mm，管壁厚80mm。该炉1978年投运后到1994年大修时累计运行62816h。
1982年首次发现汽包集中下降管一管座角焊处有一面积28×12mm2、深约90mm的面状缺陷。后与制造厂共同检验、判断为未熔合。根据JB1152-81，该缺陷尚未超标。1985年复检，该缺陷无变化，但在相距15mm处又发现一17×13mm2面状缺陷，按JB1152-81仍未超标。在以后的测试中，两缺陷端点的距离逐年减小，至1994年大修探伤发现，两缺陷相邻端点的探伤回波相互覆盖，显示为1个面状大缺陷。改变探头晶片尺寸、频率和入射方式等进行核查，也证明两个已并成1个缺陷。缺陷面积约55×22mm2，距探面深(86～96)mm，是一条朝向汽包壁厚方向的裂纹。
裂纹产生和扩展的原因，首先是制造厂出厂时未查出角焊处已有的块状未熔合。该炉投运20 年来启停炉超过200次，又有两年机组参加调峰的记录，促使块状未熔合发展。
在裂纹部位的内壁用远红外加热到150℃。加热面积以缺陷为中心，向周围扩展(350～400)m m范围。用碳弧气刨刨至适当的深度，再用机械方法彻底剔除裂纹，然后打磨修成补焊的坡口，见图4。
图4 合山电厂汽包角焊剔除裂纹后坡口示意图
热处理采用远红外线幅射、复带式远红外陶瓷块。全覆盖法远红外可按下式计算其容量。P=KDS
式中〖WB〗P--加热功率，W；
D--联箱或管座直径，mm；
S--联箱或管座壁厚，mm；
K--系数，可选。联箱1.0，管座0.8W/mm^2。
合山电厂补焊后热处理工艺按图5进行，升温时内外壁温差控制在40±10℃。降温时到300℃ 以下缓冷至环境温度。热处理后进行上述各项检验、证明合格。
图5 合山电厂汽包管座重焊热处理曲线
4 以X20CrMoV121为管材的角焊
X20CrMoV121(F12)为马氏体不锈耐热钢，广泛用于电厂中500～600℃以下的蒸汽管道和联箱等。F12钢有良好的力学性能和其它方面的优良品质。F12合碳量C为0.17～0.23%，当C ＜0. 17%时，钢中易产生自由铁素体，因而降低蠕变强度。C增加到0.20%，可以不出现自由铁素体，但当C再增加时会引起钢的淬硬性上升，不利于焊接，故以0.23%为高限。为此，F12在焊接过程中，应避免发生碳的迁移导致脱碳和增碳现象。F12钢含合金元素高，冷淬倾向大，又多用于大直径厚壁管，拘束度大，冷裂纹敏感性高；F12钢还有较大的晶粒粗化和回火脆性，焊接时热影响区易出现软化带现象。
4.1 实例之一--洛河电厂
洛河电厂2号炉SG1000-170/555-M307型亚临界中间再热直流锅炉、双燃烧室Π型布置。该炉高温过热器出口联箱、主汽集汽联箱、再热汽集汽联箱和压力平衡管均为F12钢，与这些联箱相角焊的管座为12Cr1MoV。2号炉1998年10月投运，累计运行49114h后，发现了下述问题。
首先在主汽集汽联箱一侧电磁阀一次门进口管座角焊处有轻微泄漏。为此，对管座作全面检查，共发现58只管座角焊缝有裂纹，占全部同类型70只管座角焊缝的82.8%。裂纹最长达380 mm，裂纹深均在1.5mm～8.5mm之间。
4.1.1 裂纹形态和走向与管座根部受力情况有关，其角焊缝裂纹情况如下。
4.1.1.1 安全阀管座角焊缝裂纹沿角焊缝管座一侧的熔合线处产生，环状裂纹由外向内发展，有明显的方向性。裂纹产生的部位都在非排汽管侧，向两端扩展伸延。
4.1.1.2 电磁释放阀和向空排汽阀管座角焊缝的裂纹也是沿管座侧熔合线产生的，但无方向性。角焊缝的四周均有阶段性裂纹，深度在
5.6～8.4mm之间，见图6，部分裂纹已裂通漏汽。
图6 洛河电厂电磁释放阀管座角焊裂纹部位图
4.1.1.3 导汽管两端管座角焊裂纹也产生在管座侧熔合线上，裂纹部位均在无导汽管一侧，即受力侧，如图7，深度在1.5～3.5mm间，但有两处深达7mm。
图7 洛河电厂过热器联箱间导汽管结构布置示意图
4.1.2 产生裂纹的原因
联箱材料F12，壁厚80mm，但管座为12Cr1MoV钢，两种钢Cr含量相差10.10%～11.30%。由于焊接过程中碳的迁移，形成了具有塑性形变能力的脱碳带和形变能力差的增碳层，在界面附近将产生很大的应力。下面分析裂纹产生的原因。
4.1.2.1 焊条选用不当
原制造厂选用R817焊条，即选用了化学成分接近于F12的马氏体焊条。由于C与Cr的亲和力比C与Fe亲和力要大，R817焊条会造成熔合带在12Cr1MoV-侧产生脱碳层，珠光体中的渗碳体蜕化为铁素体，强度和硬度明显下降。硬度试验表明热影响区12Cr1MoV的一侧的硬度只有焊缝硬度的一半，也证明了这点。
4.1.2.2 设备结构应力所致
同类型角焊管座70个中，有裂纹的58个都受到机械应力，未产生裂纹的12个都不受机械应力，所以说结构应力也是裂纹产生的原因之一。
安全阀排汽时，在出口排汽管弯头处有90°弯头，对弯头产生较大的向下推力，安全阀根部形成较大的弯曲应力矩。该弯曲力距在焊缝上产生较大的机械应力。这是个间歇应力，因为只有在安全阀排汽才产生，应力大小与排汽量相关。
过热器出口导汽管较长，该管规格159×25，钢管加上保温层重量较大，又无支吊架，对管座角焊处形成一个长的悬臂木梁，悬臂的弯曲应力导致裂纹，且都发生在角焊缝非导汽管一侧，见图7。
电磁释放阀和向空排汽阀，由于结构上的原因，导致排汽时造成阀门及进汽管座剧烈摆动，这不同于弯曲应力，所以角焊缝的裂纹没有明显的方向性，见图6。
4.1.3 消除裂纹及补焊措施
4.1.3.1 消除产生裂纹的结构机械应力
安全阀排汽管支座的固定螺栓改为活动状态，能上下移动，使排汽管能自由膨胀，避免排汽时产生弯曲应力矩。电磁释放阀和向空排汽阀的排汽管加装导向支架，使排汽管只能上下膨胀，不能横向摆动，并加固管座以增加其强度，改变原有自然频率以防共振。过热汽联通导管增加滑动支架，既能支撑导管的重量，又能自由膨胀，从而消除了管座角焊处的悬臂应力。
4.1.3.2 改善焊接工艺和检验
改用R407焊条以防止碳扩散迁移，关键在于按图8严格热处理工艺，严格控制焊接过程中层间温度。热处理后检验中焊缝硬度应小于HB300且不大于母材硬度加100。
图8 洛河电厂角焊缝缺陷消除补焊热处理温度控制曲线
4.2 关于进口机组类似裂纹
蒲城发电厂1号炉为1100t/h直流蒸汽锅炉，从罗马尼亚进口，在安装时随机取样检验发现第3级过热器出口联箱有两根管座角焊处有裂纹。该联箱材料为10CrMo910，规格为
364×40m m，设计压力22.7MPa，工作温度486℃。
4.2.1 蒲城电厂1号炉角焊裂纹形貌
切片检查有60%的取样切片发现有裂纹，裂纹都在管座侧的熔合线和热影响区内，裂纹沿深度方向最长4～4.5mm。1号样环向裂纹长21.7mm；2号样环向裂纹25.1mm。裂纹呈波浪与管座轴线成30°角，与熔合线夹角是10°～15°。裂纹分支少，内有氧化物，见图9。
图9 蒲城电厂角焊缝裂纹部位图
角焊缝热影响区和熔合线组织为回火索氏体加回火贝氏体。按罗马尼亚标准C1-85，焊缝微观分析的结果是不允许存在有回火贝氏体的。
电子扫描镜断口分析结果：试样均为沿晶开裂、断口上有较多的氧化物。联箱与管座的Cr 含量相差多达9.5%，导致碳的迁移，在熔合线焊缝侧明显存在很宽的脱碳层带。
4.2.2 蒲城电厂1号炉角焊缝裂纹原因分析
蒲城电厂1号炉第3级过热器出口联箱的两根管座角焊缝裂纹据我方分析是由于焊接工艺不当，在角焊缝管座则熔合线附近产生较大的焊接应力，同时由于碳的迁移和脱碳、增碳造成影响区脆性增大，导致裂纹在影响区扩展。
5 关于焊接标准
检查焊接内在缺陷的X射线拍片属抽查，抽查数量甚少，抽查结果也允许某些缺陷不同程度的存在。笔者建议对汽包、联箱和管道的焊接检验标准再严格一些，因为它们的位置很重要，缺陷一旦带到电厂后，因现场条件所限处理难度较大。
参考文献
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