P92 新型耐热钢焊接接头力学性能研究及其工程应用

P92耐热钢焊接热处理工艺对焊缝力学性能及金相组织的影响超超临界机组采用SA335P91/P92钢是新型铁素体耐热钢，具有高的持久强度和蠕变性能，可用于超超临界机组高温、高压主蒸汽管道等部件，其焊接接头性能的优劣直接关系到机组能否安全可靠运行，在对P92母材焊接接頭的常温和高温性能的基础上，总结焊接、热处理的工艺控制要点及经验及教训，为P92钢在我国超超临界机组成功应用提供了技术支持标签：P92钢;焊接接头：金相组织1P92钢特性P92钢是在P91的基础上，通过添加1.5%～2.0%W、优化MoVNbNB元素含量而开发的高蠕变断裂强度的铁素体（马氏体）耐热钢，其在600℃、1×10h 的蠕变断裂强度较P91钢提高20%以上。

P92钢都有较明显的时效倾向，且发生在500℃的温度范围内，而此范围正是这些材质650℃的工作温度。

P92钢的时效倾向特征是：3000小时时效其韧性下降很多，但在3000小时以后冲击功下降的倾向就不明显了。

1.1 焊接材料的选择现场焊接所选用的焊材要求P92钢焊接材料的选择除满足现场焊接所选用的焊材满足室温下的强度外，还必须满足运行温度下韧性和强度（蠕变强度）的要求。

焊缝金属在其熔敷成型及冷却过程中，一些微量元素（Nb、等）大部分固溶在V焊缝金属中，通过固溶强化反而降低了焊缝韧性。

因此，焊缝金属的冲击韧性总是低于母材的，为了提高焊缝韧性，必须合理搭配Nb .....等微量WVMnNi元素的含量，严格控制P.....等有害微量元素的及降低C含量。

P92钢经过正火及回火处理，显微组织为回火马氏体组织（主要是Fe碳化物及VCrMoNb的氮化物）研究发现，当焊缝金属成分与母材完全一致时，焊缝冲击韧性较低，主要因为P92钢中Cr、Mo、V、Nb等铁素体形成元素较多，若母材与焊缝金属成分一致，焊缝冷却凝固时易形成δ铁素体，而P92钢焊缝热处理后应得到回火马氏体组织，凡是能够防止δ铁素体形成并保证焊缝组织为全马氏体组织的成分均有利于焊缝韧性的优化，因此选择的焊接材料必须有保证常温和高温强度、塑性和韧性好，且含氢量低、操作性好等优点，并与母材相当的物理性能和常温、高温力学性能;焊缝金属的下临界转变点（AC1）应与母材相当，且铬当量：Creq≤10;焊缝含氢量符合低氢型碱性焊接材料标准;具有优良的焊接操作性能和工艺性能。

《P92钢焊接工艺性能试验研究》工作温度、压力和寿命等条件下，使用P92钢能减轻锅炉系统的质量、提高管道结构的设计温度，且系统具有较高的热效率。

但在焊接工艺性能方面，P92钢的应用仍存在一定的问题，需要得到进一步验证。

1 P92钢焊接工艺性能问题分析1.1 冷裂纹问题就实际情况看，P92钢中含有的C、S、P的数量较少，且这些元素的纯净度也较高，因此，P92钢有较好的耐高温性能。

但P92钢中的合金含量占到了总量的10%以上，属于高合金钢类型。

因此，P92钢本身具有一定的冷裂纹倾向，进而在焊接过程中可能出现冷裂纹。

1.2 热影响区软化问题在焊接P92钢时，在一定的温度条件下，P92钢的热影响区的不完全正火区金属会发生部分奥氏体化，但这一温度条件下的金属沉淀强化无法得到完全溶解，进而在后续热处理过程中，未溶解的沉淀会粗化，导致该区域的材料强度降低，并形成相应的软化区。

在情况持续恶化的情况下，软化区会出现裂纹，进而降低P92钢的蠕变强度。

就目前的情况看，焊接规范、预热和焊后的热处理等内容都会影响焊接热影响区的软化程度。

1.3 焊接接头脆化问题在焊缝熔池金属流动性差和焊缝温度过低的情况下，焊缝金属会出现不均匀的问题，并引发偏析现象。

如果焊缝熔池温度过高，则又造成焊接接头过热区晶粒变大，进而引起脆化。

在热区温度超过1 100 ℃的情况下，焊接接头晶粒长度增长较快，进而发生脆化。

此外，P92钢本身具有含量较高的合金成分，因此，其遇到冷空气时易脆化。

2 P92钢焊接工艺性能试验研究2.1 焊接裂纹试验研究在进行焊接裂纹试验研究时，可采用国产P92钢为试验材料，并将6副试板分别在不预热、50 ℃、100 ℃、120 ℃、150 ℃和200 ℃的预热条件下焊接。

而在得出产生裂纹和不产生裂纹的预热温度后，需要取两个温度的中间值试验，以获得精确的预热温度。

在试板焊接48 h后进行PT检测可发现，在预热温度≤120 ℃的情况下，试板的裂纹率为100%；预热温度>150 ℃的情况下，试板表面未出现缺陷。

P92钢及其焊接材料冷裂纹敏感性研究赵建仓 迟鸣声 李建勇 王淦刚 朱 平（苏州热工研究院，苏州，215004）摘 要：针对USC机组主蒸汽管道用大径厚壁新型铁素体P92钢管，采用小铁研抗裂试验及插销试验方法，研究了国外不同厂家P92钢焊条的抗冷裂性，获得了P92钢及其焊条的抗冷裂性定量指标，为P92钢的焊接工艺评定及焊接工艺规程制订奠定了技术基础。

关键词：P92钢焊接材料冷裂纹敏感性1 前言新型铁素体耐热钢P92与P91比较，以其更优的高温强度和抗蠕变性能，更优良的耐腐蚀和抗氧化性能，在超超临界（USC）机组的高温集箱和蒸汽管道等部件得到越来越广泛的应用。

目前我国的华能玉环、华电邹县、上海外高桥等单机容量1000MW以及600MW的USC机组在主蒸汽管道设计上均选用了P92钢管。

P92钢作为一种新型材料，国内外学者对其焊接性已进行了一些研究，如国内上海锅炉厂[1]选用伯乐蒂森焊条进行了P92钢的焊接性试验，国外学者H.masumoto[2]曾经对P92钢及其它新型耐热钢采用斜Y拘束试验进行过焊接冷裂纹方面的研究，得出的结论是P92钢的冷裂纹敏感性略比T/P91钢低，而从英国曼彻特焊材给出的T/P91和T/P92等钢的斜Y型坡口拘束试验的结果为T/P92和T/P91钢的冷裂纹敏感性几乎是相同。

为了更全面地深入研究P92钢及其焊条的抗冷裂纹敏感性，本试验研究针对国外常用P92钢不同过渡形式的焊条，进行了斜Y坡口拘束试验和插销试验研究，得到了较完整的P92钢焊接性数据结果，从而为确定该种材料焊接冷裂纹敏感性、焊前的预热温度及焊接工艺规程的制订提供了技术基础。

2 P92钢及其匹配焊接材料的成分、力学性能2.1 P92钢及其匹配焊接材料的化学成分表1给出了P92钢及其匹配焊接材料的化学成分表1 P92钢及其焊条熔敷金属化学成分（Wt%）标准钢号 C Mn P S Si Cr W Mo V Nb N B Al NiASTM A335P920.07~0.130.3~0.6≤0.02≤0.01≤0.58.50~9.501.5~2.00.3~0.60.15~0.250.04~0.090.03~0.070.001~0.006≤0.04≤0.40ThermanitMTS6160.11 0.65 0.018 0.0080.278.95 1.720.530.19 0.044 0.045 -- -- 0.7 ALCROMOCORD920.11 1.06 0.013 0.0050.179.6 1.940.560.20 0.055 0.053 ≤0.005-- 0.52 Chromet 92 0.11 0.60 0.008 0.0080.259.0 1.7 0.500.20 0.05 0.05 0.003 -- 0.602.2 P92钢及其匹配焊接材料的常温力学性能表2，表3给出了P92钢及其匹配焊接材料的常温力学性能。

P92耐热钢接头组织与冲击性能张建斌;郑泽宇;刘帆【摘要】P92 ferrite heat-resistant steel has been taken as raw stuff forultra-supercritical (USC) power-generating set because of its excellenthigh-temperature performance.The effect of heat-proof time after TIG self-fluxing welding of P92 steel joint with tempering at 760 ℃ on its microstructure, microhardness and anti-impact performance was investigated by using relevant analysis method such as metallographic microscope, scanning electron microscope, and microhardness tester.The performance change was analyzed according to the microstructure and fracture morphology.The result showed that the average microhardness ofP92 steel weld zone in a welding state would be 400 HV0.5 and impact toughness would be 20 J.After tempering treatment, the microhardness of weld zone would reduce significantly, impact toughness would increase, and the content of δ-ferrite within the joint would reduce significantly.The average microhardness of weld zone would be decreased to 234 HV0.5and impact toughness would be increased to 86 J after tempering at 760 ℃ for 7 h.With extending the heat-proof time of tempering, the fracture morphology would transform from ductile/brittle mixed fracture into ductile fracture.%P92铁素体耐热钢因其优异的高温综合性能而作为超超临界发电机组用钢.采用金相显微镜﹑显微硬度计和扫描电子显微镜等分析方法,研究了TIG自熔焊后760 ℃回火不同保温时间对P92钢接头组织、显微硬度及冲击性能的影响,从显微组织和断口形貌角度对性能的变化进行了分析.结果表明:P92钢焊态下焊缝区平均显微硬度为400 HV0.5,冲击韧性值为20 J.经回火热处理,焊缝区显微硬度显著降低,冲击韧性提高,接头中δ-铁素体体积分数显著减少.在760 ℃回火保温7 h后,焊缝区平均硬度下降到234 HV0.5,冲击韧性值增加到86 J.随回火时间的延长,断口形貌从韧/脆混合断裂向韧性断裂过渡.【期刊名称】《兰州理工大学学报》【年(卷),期】2017(043)003【总页数】5页(P16-20)【关键词】P92钢;焊后热处理;δ-铁素体;冲击韧性【作者】张建斌;郑泽宇;刘帆【作者单位】兰州理工大学省部共建有色金属先进加工与再利用国家重点实验室, 甘肃兰州 730050;兰州理工大学省部共建有色金属先进加工与再利用国家重点实验室, 甘肃兰州 730050;兰州理工大学省部共建有色金属先进加工与再利用国家重点实验室, 甘肃兰州 730050【正文语种】中文【中图分类】TG407近年来,随着全球对环境问题日益关注,要求火电厂降低SOx、NOx、CO2等废气排放,以满足越来越严格的环保要求,高效率的超临界(250×105 Pa、550 ℃)和超超临界(300×105 Pa、610 ℃)发电机组正在加快应用于传统的火力发电与新兴的核电产业中[1-2].热电厂一般通过提高蒸汽参数来提高热效率[3],火力发电机组参数正在向超超临界参数及以上发展,耐热钢在高温高压下以其优良的力学性能,快速地被应用到超临界和超超临界发电机组中,而P91和P92是w(Cr)=9%耐热钢的代表性钢种[1-5].在9Cr1Mo的基础上降C并添加微合金化元素V、Nb等得到P91耐热钢.在P91中用W替代部分Mo,且加入少量的B,通过W的固溶强化及Nb、V等碳氮化物的弥散强化来进一步提高钢材的高温持久强度,得到新型铁素体耐热钢P92钢[6].P92钢可用于610 ℃以上超高临界电站锅炉中的高温过热器、再热器部分和主蒸汽管道等.国内外研究人员对9Cr耐热钢焊接方法、焊后热处理和冲击韧性进行了较系统的研究[7-9].研究表明，手工钨极氩弧焊打底+焊条电弧焊、埋弧焊和(活性)钨极氩弧焊都可用于9Cr耐热钢的焊接,且焊接工艺参数的优化选择对焊接接头性能有显著影响；焊后热处理是提高和改善焊接接头冲击韧性的有效途径,优选焊后热处理工艺制度可获得强韧性良好的焊接接头；焊接接头良好的综合力学性能与其组织密切相关.为了避免填充金属对接头组织的影响,本文采用以TIG自熔焊作为热源研究了760 ℃回火，不同保温时间对P92钢接头微观组织及冲击性能的影响,为P92钢的焊接施工及焊后热处理工艺优化提供参考.1.1 试验材料试验材料规格为75 mm×48 mm×6 mm的P92钢板.表1为放电质谱法(GDMS)测量的P92钢化学成分,其中Cr质量分数为8.57%,W质量分数介于1.5%～2.0%,符合美国ASMESA 335—P92成分标准,属于中Cr合金钢.1.2 试验方法实验焊机(WP300)为交直流两用脉冲TIG焊机.焊前采用机械方法对母材表面的油、水、锈等清理,直至发出金属光泽,并在300-1012T型超声波清洗机中用丙酮对母材表面进行超声波清洗.依据DL/T 869—2012《火力发电厂焊接技术规程》对6 mm厚P92钢进行表面熔焊,焊后热处理实验在SX2型箱式电阻炉中进行,在760 ℃恒温保温时间分别为1、4、7 h,随炉冷却到室温.使用线切割方法制作试样用于焊接接头微观组织观察和缺口冲击性能测试.冲击实验依据GB/T 229—2007《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》在JB-300B半自动冲击试验机上进行,冲击试样示意图及实物图如图1所示.金相试样经过打磨与抛光后,使用Vilella试剂(苦味酸1～2 g+盐酸5 mL+酒精95 mL)腐蚀,腐蚀时间约为40 s,在4XC金相显微镜下观察组织.借助图像分析软件(Image J)对焊缝区和熔合区中的δ-铁素体的体积分数进行定量分析.显微硬度测量使用HV-1000显微硬度计,加载载荷为0.5 kg,加载保持时间为10 s.冲击断口形貌在JSM-6700冷场发射扫描电子显微镜下观察.2.1 焊接工艺结合6 mm厚试样尺寸,选择焊接工艺如下：钨极直径为2.4 mm,氩气流量为10L/min,弧长为3 mm,焊速选择60 mm/min,然后分别在电流参数为50、80、130、170、200 A(即对应的热输入分别为10、16、26、34、40 kJ/cm)下进行TIG自熔焊.当焊接电流为高于130 A,此时焊接热输入大于26 kJ/cm,试样被焊穿；当焊接电流低于130 A,试样熔深不足,熔池流动性差,焊缝不饱满.综合考虑焊接接头宏观形貌(如图1b所示)、熔深、熔宽及微观组织分析,选取焊接电流为130 A(热输入26 kJ/cm)进行TIG自熔焊,焊后试样用于焊接接头微观组织观察和缺口冲击性能测试.2.2 金相组织与显微硬度图2是不同热处理状态下P92钢焊接接头的金相组织.从图中可以看出,P92钢接头均包含焊缝区(WZ)、熔合区(FZ)和母材(BM)3个区域,母材组织为珠光体(黑)和铁素体(白),焊缝区与熔合区金相组织为马氏体和多边形δ-铁素体.其中多边形δ-铁素体多分布在于熔合区,在焊缝中心呈条状且出现几率小.在放大200倍视场下采集焊缝区和熔合区所有δ-铁素体对其进行体积分数的定量分析.在图2a焊态下,焊缝区与熔合区显微组织主要为淬火马氏体以及δ-铁素体,δ-铁素体体积分数为11.3%,沉淀析出相很少.经760 ℃焊后热处理(见图2b～d),组织中淬火马氏体部分完全转变为回火马氏体，内应力降低，沉淀析出相增多.回火保温1、4、7 h后δ-铁素体体积分数分别为4.5%、2.9%和1.1%.图3a为焊态下焊缝区(WZ)SEM组织,可见焊态下马氏体转变充分,原奥氏体晶界清晰可见.图3b为760 ℃回火7 h焊缝区光学组织,可见焊缝组织均匀,组织中有细小弥散的沉淀相析出,该沉淀相为碳化物(周强国等人认为该碳化物为Cr23C6和少量MX相[10]).这种组织的变化必然会对其显微硬度及冲击性能带来影响.图4为不同热处理状态下的P92钢焊接接头显微硬度分布曲线.以焊缝中心为原点,间距为0.5 mm,沿着焊缝―熔合区―母材方向测量.由图4可以看出,P92钢焊接接头的显微硬度变化趋势为：焊态下焊缝硬度最高,760 ℃回火处理显著降低焊缝硬度,且随回火时间的延长硬度稍有降低并逐渐接近于母材硬度.焊态下焊接接头中焊缝区、熔合区和母材平均硬度分别为400、361、213 HV0.5.经760 ℃焊后热处理硬度显著下降,且焊缝区与熔合区硬度接近.回火保温1、4、7 h焊缝区的平均硬度分别为253、244、234 HV0.5.熔合区的平均硬度分别为227、221、215 HV0.5. 焊态下熔合区的硬度有突降现象,如图5所示,图中具有菱形压痕的黑色区域组织为板条马氏体,其硬度值为365 HV0.5；而具有菱形压痕的白色区域为δ-铁素体,其硬度值为210 HV0.5.δ-铁素体的硬度明显低于邻近板条马氏体的硬度.这就造成在冲击载荷的作用下δ-铁素体周围容易产生较大的应力集中,给P92钢焊接接头带来不利的影响.与焊态硬度相比,回火处理硬度值的下降主要归因于淬火马氏体向回火马氏体转变,回火时间引起硬度值的变化与δ-铁素体的分解、合金元素的脱溶析出和碳化物颗粒弥散强化[11].2.3 冲击韧性与断口形貌对P92钢在优化焊接工艺参数下得到的TIG焊焊接接头进行缺口冲击性能测试.图6为不同状态下缺口冲击吸收功和相应的平均硬度变化曲线.通过对比图6中焊态、回火态和母材可以发现以下趋势：显微硬度逐渐下降,焊缝冲击韧性呈上升趋势；焊态下焊缝区冲击韧性值只有20 J,母材的冲击韧性值为102 J,而760 ℃回火态冲击韧性值介于焊态和母材之间.随着回火时间的延长,焊缝冲击韧性显著提升,均满足DL/T 868—2004《焊接工艺评定规程》中冲击吸收功大于41 J 的要求.回火7 h后焊缝冲击韧性值为86 J,这种韧性的提高归因于随着回火时间的延长接头中沉淀析出相增多.δ-铁素体尺寸变小、体积分数显著减少(由11.3%下降到1.1%),内应力降低,提高工件使用寿命.图7为不同热处理状态下P92钢焊缝冲击断口形貌.从图7a～d可以看出,冲击断口形貌从脆性断裂逐渐转变为以韧性为主的混合断裂.焊态下焊缝区微观断口启裂区小,基本无塑性变形,断裂沿一定的结晶面扩展,断口上有河流花样,准解理小平面比较平整、河流的流向与裂纹扩展方向一致.小平面之间以撕裂方式相接,有少量撕裂棱.经760 ℃热处理后,断口塑性变形增大,出现较多的断口撕裂棱和韧窝.图7b为回火1 h试样的断口形貌,为典型的韧窝状和准解理断口混合形貌,深孔韧窝边缘处存在因滑移而产生的河流状花纹,韧窝呈扁平状,深孔洞数量不多.如图7b～d所示,随着回火时间的延长,断口撕裂棱和深孔韧窝增多,断口的纤维区变宽,韧性提高.在回火7 h(如图7d所示)试样断口中有较多的尺寸约为1～2 μm的小颗粒球状第二相粒子(箭头所示)析出,能够清晰地看出这些球状第二相粒子与周围的微坑几乎是一一对应的,说明一个球状第二相粒子就是一个微坑的形核位置.图7e为图7d中第二相粒子的EDS图谱,结合文献[11]确定这类第二相粒子为MX碳氮化物,MX相主要化学成分为C、N、V和Nb.图中的Fe和Cr元素均来自于基体.1) P92钢TIG自熔焊后在接头中会出现δ-铁素体,焊后热处理能显著减少δ-铁素体体积分数,回火7 h后δ-铁素体体积分数降为1.1%.2) P92钢经760 ℃焊后热处理后焊缝硬度由大到小变化为：HV0.5(焊态)、HV0.5(回火)、HV0.5(母材),回火时间对硬度影响不大.3) P92钢焊缝缺口冲击韧性由大到小变化为：母材、回火、焊态.焊态下焊缝断口呈脆性断裂,经历760 ℃回火1、4、7 h后断口形貌从韧/脆混合断裂向韧性断裂过渡.致谢：本文得到兰州理工大学优秀青年教师基金 (01-0977)的资助，在此表示感谢.【相关文献】[1] 房菲,李静媛,王一德,等.节镍奥氏体不锈钢Cr18Mn6Ni4N的组织及性能 [J].哈尔滨工程大学学报,2015,36(2):276-281.[2] LUCON E.A closer look at the fracture toughness of ferritic/martensitic 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