超超臨界鍋爐用鋼及焊接技術(shù)_圖文

1、超超臨界鍋爐用鋼及焊接技術(shù)摘要：提高火力發(fā)電廠效率的主要途徑是提高蒸汽的參數(shù)即提高蒸汽的壓力和溫度，而提高蒸汽參數(shù)的關(guān)鍵有賴于金屬材料的發(fā)展。從發(fā)展超臨界、超超臨界機(jī)組與發(fā)展新鋼種的關(guān)系以及超臨界、超超臨界鍋爐對(duì)鋼材的要求，概述了火電鍋爐用鋼的發(fā)展歷程以及部分新鋼種的性能。目前火電機(jī)組正在向著高參數(shù)大容量方向發(fā)展，蒸汽溫度和壓力進(jìn)一步提高，為此開發(fā)采用了一些新型馬氏體耐熱鋼和奧氏體耐熱鋼，這些鋼的合金元素含量較以前的鍋爐用鋼較高，焊接性相比之下有所下降。本文主要介紹了超超臨界機(jī)組鍋爐用新鋼種的焊接性、焊接接頭的組織、力學(xué)性能和典型的失效方式。關(guān)鍵詞：超臨界、超超臨界；鍋爐；材料；耐熱鋼；焊接性

2、；性能一超超臨界鍋爐用鋼根據(jù)黨的十八大確定的國家經(jīng)濟(jì)發(fā)展目標(biāo)，2020年全國裝機(jī)容量將達(dá)到9.5億千瓦，其中火電裝機(jī)仍然占70%，即今后17年將投產(chǎn)4.0億千瓦左右的火電機(jī)組。遵照黨中央提出的科學(xué)發(fā)展觀的要求，火電建設(shè)將主要是發(fā)展高效率高參數(shù)的超臨界（SC ）和超超臨界（USC ）火電機(jī)組。從目前世界火力發(fā)電技術(shù)水平看，提高火力發(fā)電廠效率的主要途徑是提高蒸汽的參數(shù)，即提高蒸汽的壓力和溫度。發(fā)展超臨界和超超臨界火電機(jī)組，提高蒸汽的參數(shù)對(duì)于提高火力發(fā)電廠效率的作用是十分明顯的。表1.1給出了蒸汽參數(shù)與火電廠效率、供電煤耗關(guān)系。表1.1蒸汽參數(shù)與火電廠效率、供電煤耗關(guān)系 注：發(fā)電煤耗用標(biāo)煤量統(tǒng)計(jì)，標(biāo)

3、煤量是一個(gè)統(tǒng)計(jì)折算標(biāo)準(zhǔn)，1千克標(biāo)煤的發(fā)熱量為7000大卡。從表1.1中的數(shù)據(jù)可以看出，隨著蒸汽溫度和壓力的提高，電廠的效率在大幅度提高，供電煤耗大幅度下降，而提高蒸汽參數(shù)遇到的主要技術(shù)難題是金屬材料耐高溫、高壓問題。由此可見，發(fā)展高效率的超臨界、超超臨界火力發(fā)電機(jī)組的關(guān)鍵技術(shù)之一，就是鍋爐受熱面管、聯(lián)箱、汽水分離器及蒸汽管道等要求使用耐高溫性能更好的熱強(qiáng)鋼。1. 超臨界、超超臨界機(jī)組部件對(duì)鋼材的要求火力發(fā)電廠關(guān)鍵承壓部件主要指水冷壁、過熱器、再熱器、聯(lián)箱及管道等，這些火電站設(shè)備部件運(yùn)行在較為惡劣的工況條件下，是設(shè)計(jì)選用鋼材關(guān)注的重要部位。以下分類簡單介紹超臨界、超超臨界機(jī)組的關(guān)鍵承壓部件用鋼要

4、求。1.1 水冷壁水冷壁用鋼一般應(yīng)具有一定的室溫和高溫強(qiáng)度，良好的抗疲勞、抗煙氣腐蝕、耐磨損性能，并要有好的工藝性能，尤其是焊接性能。通常SC 、USC 鍋爐都采用膜式水冷壁。由于膜式水冷壁組件尺寸及結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，其焊后不可能在爐內(nèi)進(jìn)行熱處理，故所選用的鋼材的焊接性至關(guān)重要。要在焊前不預(yù)熱、焊后不熱處理的條件下，滿足焊后熱影響區(qū)硬度不大于360HV10、焊縫硬度不大于400HV10的有關(guān)規(guī)定，以保證使用的安全性。另外，水冷壁管內(nèi)介質(zhì)是液汽兩相，管外壁又在爐膛燃燒時(shí)顆粒速度運(yùn)動(dòng)最快的區(qū)域，積垢導(dǎo)致的管壁溫升高和燃燒顆粒沖刷都是選用鋼材要考慮的問題。由此可見，水冷壁用鋼的開發(fā)也是發(fā)展SC 、USC

5、鍋爐的技術(shù)關(guān)鍵之一。隨著SC 、USC 鍋爐蒸汽壓力、溫度的升高，水冷壁溫度也會(huì)提高，例如在31MPa/620的蒸汽參數(shù)下，出口端的汽水溫度達(dá)475，投運(yùn)初期中墻溫度為497，垢層增后可升至513，熱負(fù)荷最高區(qū)域的管子壁溫可達(dá)520，瞬間最高溫可達(dá)540。這就需要合金含量更高，熱強(qiáng)性更好的鋼材。為了滿足這種高參數(shù)鍋爐水冷壁用鋼的要求，在SA213T22鋼的基礎(chǔ)上，開發(fā)了兩種新鋼材T23（HCM2S ）和T24（7CrMoVTiB10-10），二者都具有良好的焊接性，在焊前不預(yù)熱焊后不熱處理的條件下，焊后焊縫和熱影響區(qū)的硬度均低于360HV10。許用金屬壁溫可達(dá)600，是蒸汽溫度620以下鍋爐水

6、冷壁的最佳用鋼2。1.2 過熱器、再熱器過熱器、再熱器在高參數(shù)鍋爐中所處的環(huán)境條件最惡劣，所用鋼材在滿足持久強(qiáng)度、蠕變強(qiáng)度要求的同時(shí)，還要滿足管子外壁抗煙氣腐蝕及抗飛灰沖蝕性能、管子內(nèi)壁抗蒸汽氧化性能，并具有良好的冷熱加工工藝性能和焊接性能。過熱器、再熱器管的金屬壁溫比蒸汽溫度高出達(dá)2539（我國規(guī)定為50）。在燃煤含硫量低、煙氣腐蝕性較小的條件下，SC 、USC 鍋爐的高溫過熱器、再熱器，當(dāng)壁溫600時(shí)，可選用T91鋼；當(dāng)壁溫620時(shí)，可選用T92、T122、E911鋼；當(dāng)壁溫650時(shí)，可選用NF12、SAVE12鋼。采用含硫量高腐蝕性大的燃煤時(shí)，當(dāng)壁溫600時(shí)，高溫過熱器、再熱器應(yīng)選擇TP

7、304H 、TP321H 、TP316H 、TP347H 奧氏體熱強(qiáng)鋼。其中SUPer304H 和TP347HFG 兩種細(xì)晶奧氏體熱強(qiáng)鋼蠕變強(qiáng)度高，抗煙氣腐蝕和抗蒸汽氧化性能也很好，在超超臨界鍋爐高溫過熱器、再熱器用鋼中得到廣泛的應(yīng)用。當(dāng)壁溫達(dá)700時(shí)，過熱器、再熱器只能選用高鉻熱強(qiáng)鋼NF709、SAVE25和HR3C 等。1.3 聯(lián)箱與管道由于聯(lián)箱（末級(jí)過熱器、末級(jí)再熱器出口聯(lián)箱）與管道（主蒸汽管道、導(dǎo)汽和再熱蒸汽管道）布置在爐外，沒有煙氣加熱及腐蝕問題，管壁溫度與蒸汽溫度相近。這就要求鋼材應(yīng)具有足夠高的持久強(qiáng)度、蠕變強(qiáng)度、抗疲勞和抗蒸汽氧化性能，還要具有良好的加工工藝和焊接性能。由于鐵素體

8、熱強(qiáng)鋼的熱膨脹系數(shù)小、導(dǎo)熱率高，在較高的啟停速率下，不會(huì)造成聯(lián)箱、管道厚壁部件嚴(yán)重的熱疲勞損壞，所以鐵素體熱強(qiáng)鋼是聯(lián)箱、管道的首選鋼材。隨著SC 、USC 鍋爐蒸汽溫度和壓力參數(shù)的提高，要求使用熱強(qiáng)性高的鋼材，這樣既可以提高聯(lián)箱和管道運(yùn)行的安全性，又可以減少因管壁過厚引起熱應(yīng)力的增加以及給加工工藝帶來的困難。所以，SC 、USC 鍋爐的聯(lián)箱和管道，當(dāng)壁溫600時(shí)，選用P91鋼；當(dāng)壁溫620時(shí)，選用P92、P122和E911鋼；當(dāng)壁溫650時(shí)，選用NF12和SAVE12鋼。2. 鍋爐用鋼的發(fā)展歷程要提高大型火電機(jī)組的效率，要發(fā)展SC 、USC 火電機(jī)組，這就必然促進(jìn)大機(jī)組用鋼的研究和開發(fā)，可見電

9、力技術(shù)的發(fā)展，在很大程度上取決材料技術(shù)的發(fā)展。 為了提高大型火電機(jī)組的效率，提高鍋爐蒸汽溫度比提高鍋爐蒸汽壓力對(duì)機(jī)組效率的影響更為顯著。若鍋爐蒸汽溫度參數(shù)不提高，依靠提高鍋爐壓力參數(shù)提高機(jī)組效率，就意味著必然要選用高溫持久強(qiáng)度低、使用溫度低的熱強(qiáng)鋼，如：12Cr1MoV 、10CrMo910、15Cr1Mo1V 等，當(dāng)鍋爐壓力參數(shù)從140kg cm 2提高到170kg/cm2乃至260kg cm 2時(shí)，就必須使管道的壁厚大大增厚，如平圩電廠亞臨界600MW 機(jī)組，主汽管選用P22（10CrMo910），管子規(guī)格為673×103mm；石洞口二廠超臨界600MW （T=538/566，P

10、=25.4MPa）主汽管選用P22，管子規(guī)格為654×136.5mm；綏中電廠引進(jìn)俄羅斯的超臨界800MW 機(jī)組，T=545，P=25MPa，主蒸汽管材料為15Cr1Mo1V ，雙母管的主汽管規(guī)格465×75mm。由于管道壁厚的增加，焊接、熱處理、彎管、探傷等工藝都增加了更多的困難，比如：必須嚴(yán)格控制焊接線能量、采用多層多道焊、中間熱處理、二次（甚至三次）探傷、熱處理升降溫速度的控制等等。同時(shí)還會(huì)因管壁過厚引起熱應(yīng)力增加，導(dǎo)至管道的熱疲勞損傷。此外，當(dāng)選用大壁厚管道時(shí)，管道和保溫材料的重量大幅增加，從管系、支吊架到廠房架構(gòu)強(qiáng)度與剛度都是設(shè)計(jì)部門要特別考慮的問題。由此可見，要

11、提高大型火電機(jī)組效率，首要是提高鍋爐蒸汽溫度參數(shù)，然而由于受鍋爐用熱強(qiáng)鋼材料發(fā)展的限制，直至80年代中期之前，鍋爐蒸汽溫度參數(shù)一般都在540560。為了提高大型機(jī)組的效率，提高鍋爐蒸汽溫度參數(shù)，世界各國的冶金工作者一直致力于鍋爐用熱強(qiáng)鋼的開發(fā)與研制。就目前世界各國發(fā)展情況看，鍋爐和管道用鋼的發(fā)展可以分為兩個(gè)方向，一是鐵素體熱強(qiáng)鋼的發(fā)展，另一是奧氏體鋼的發(fā)展。2.1 鐵素體鋼鐵素體鋼的發(fā)展可以分為兩條主線，一是縱向的主要耐熱合金元素Cr 成分逐漸提高，從2.25Cr 到12Cr ；二是橫向的通過填加V 、Nb 、Mo 等合金元素，高溫持久強(qiáng)度由35 Mpa 級(jí)向60 MPa 級(jí)、100 MPa

12、級(jí)、140 MPa 級(jí)、180 MPa 級(jí)發(fā)展。圖2.1給出了鐵素體熱強(qiáng)鋼的現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢(shì)。 20世紀(jì)50年代，電站鍋爐鋼管大多采用珠光體低合金熱強(qiáng)鋼，其含Cr3，含Mo1%、其典型鋼種及最高使用壁度為：15Mo530 12CrMo540 15CrMo540圖2.1鐵素體熱強(qiáng)鋼發(fā)展趨勢(shì)12Cr1MoV580 15Cr1Mo1V580 10CrMo910580當(dāng)時(shí)，當(dāng)壁溫超過580時(shí)，一般都使用奧氏體熱強(qiáng)鋼TP304、TP347（700），然而由于其價(jià)格昂貴、導(dǎo)熱系數(shù)低、熱膨脹系數(shù)大、應(yīng)力腐蝕裂紋傾向等問題存在，不可能被大量采用，故世界各國從60年代初開始進(jìn)行了長達(dá)30多年的試驗(yàn)研究，開發(fā)適用于

13、溫度參數(shù)為580650范圍內(nèi)的鍋爐用熱強(qiáng)鋼，即改進(jìn)型的9Cr- 1Mo鋼和12Cr 鋼的研究。而當(dāng)蒸汽溫度超過650時(shí)，目前還只能選用奧氏體熱強(qiáng)鋼。50年代末，比利時(shí)Liege 冶金研究中心研究了“超級(jí)9Cr”鋼，其化學(xué)成份為9Cr-2Mo ，并添加了Nb 、V 等合金元素，材料牌號(hào)為EM12。法國瓦魯瑞克公司生產(chǎn)出EM12的過熱器管（化學(xué)成分見表2.1）。1964年，法國電力公司批準(zhǔn)EM12鋼管可用于620的過熱器和再熱器，代替過去使用的不銹鋼管。但是，由于該鋼種是二元結(jié)構(gòu)，沖擊韌性差，后來未得到廣泛應(yīng)用。表2.1 部分鐵素體鋼的化學(xué)成分 60年代起，中國按原蘇聯(lián)的耐熱鋼系列研究出了鋼102

14、（12Cr2MoWVTiB ），推薦使用溫度為620，經(jīng)長期使用總結(jié)的經(jīng)驗(yàn)證明，其使用溫度以低于600為宜。鋼102主要用于壁溫600的過熱器、再熱器管。HCM2S(化學(xué)成分見表2.1 是在T22（2.25Cr-1Mo ）鋼的基礎(chǔ)上吸收了102鋼的優(yōu)點(diǎn)改進(jìn)的，600時(shí)的強(qiáng)度比T22高93，與102鋼相當(dāng)，但由于C 含量降低，加工性能和焊接性能優(yōu)于102鋼，可以焊前不預(yù)熱，焊后不熱處理。該鋼已獲得ASME 鍋爐壓力容器規(guī)范CASE2199認(rèn)可，被命名為SA213-T23，現(xiàn)已成功地運(yùn)行了150000多小時(shí)。目前HCM2S 已做出大口徑管，性能達(dá)到小口徑管的水平。T24（7CrMoVTiB10-1

15、0）鋼是在T22鋼的基礎(chǔ)上改進(jìn)的，與T22鋼的化學(xué)成分比較，增加了V 、Ti 、B 含量，減少了C 含量，于是降低了焊接熱影響區(qū)的硬度，提高了蠕變斷裂強(qiáng)度。T24也可以焊前不預(yù)熱、焊后不熱處理。T23、T24鋼是超臨界、超超臨界鍋爐水冷壁的最佳選擇材料；并可應(yīng)用于壁溫600的過熱器、再熱器管、P23可以用于壁溫600的聯(lián)箱。60年代未，德國研究開發(fā)了12Cr 鋼，F(xiàn)12（X20CrMoV121）鋼和F11（X20CrMoWV121）鋼（化學(xué)成分見表2.1），該鋼至1979年正式納入DIN17175標(biāo)準(zhǔn)。主要用于壁溫達(dá)610的過熱器、壁溫達(dá)650的再熱器以及壁溫為540560的聯(lián)箱和蒸汽管道，但

16、其含碳量高，焊接性差。較后同一系列的鋼種有瑞典的HT9。美國能源部委托橡樹嶺國家試驗(yàn)室（ORNL ）與燃燒工程公司（CE ）聯(lián)合研究用于快速中子增殖反應(yīng)堆計(jì)劃的鋼材，開始改進(jìn)原有的9Cr1Mo 鋼（T9見表2.1），以研究開發(fā)一種新的9Cr-1Mo 鋼，要求這種新鋼種綜合早期9Cr 和12Cr鋼的性能，并具有良好的焊接性。到1980年測試了超過一百種成分的試驗(yàn)樣品，最后確定為改良型9Cr-1Mo 鋼，即T91/P91鋼（化學(xué)成分如表2.1），經(jīng)試驗(yàn)該鋼在593/10萬小時(shí)條件下的持久強(qiáng)度達(dá)到100MPa ，韌性也較好，從技術(shù)和經(jīng)濟(jì)角度分析，這種鋼與EMl2比，Mo 含量減少一半，Nb 、V 也

17、低。1982年橡樹嶺國家試驗(yàn)室進(jìn)行了對(duì)比試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)這種改進(jìn)的9Cr-1Mo 鋼優(yōu)于EM12和F12。1983年美國ASME 認(rèn)可了這種鋼為T91、P91，即SA213-T91、 SA335-P91。1987年法國瓦魯瑞克公司針對(duì)T91與Fl2和EM12的比較評(píng)估研究發(fā)表技術(shù)報(bào)告認(rèn)為T91、P91有明顯優(yōu)點(diǎn)，強(qiáng)調(diào)要從EM12轉(zhuǎn)為使用T91、P91。80年代末，德國也從F12轉(zhuǎn)向T91、P91。T91鋼可用于壁溫600的過熱器、再熱器管，P91鋼可用于壁溫600的聯(lián)箱和蒸汽管道。90年代初，日本在大量推廣T91、P91的基礎(chǔ)上，發(fā)現(xiàn)當(dāng)使用溫度超過600時(shí)，T91、P91己不能滿足長期安全運(yùn)行的要求

18、（見圖2.2）。在調(diào)峰任務(wù)重的機(jī)組，管材的疲勞失效也是個(gè)大問題，當(dāng)管材在高溫下長期運(yùn)行時(shí)，大量蠕變空洞出現(xiàn)之前的積累損傷判斷成為更為重要的問題。日本在開發(fā)新的大機(jī)組鍋爐用鋼方面做了大量的試驗(yàn)研究工作，目前已生產(chǎn)出商品鋼管，并已得到ASME 標(biāo)準(zhǔn)的認(rèn)可。日本在大型鍋爐高溫部件上已采用了這些新的鋼種，例如SA213-T92（NF616）、SA335-P92（NF616）、SA213-T122（HCM12A ）、SA335-P122（HCM12A ）新鋼種（化學(xué)成分見表2.1）。圖2.2給出了HCM12A 、NF616、T91鋼許用應(yīng)力與溫度的關(guān)系曲線。 圖2.2 許用應(yīng)力與溫度的關(guān)系曲線 NF61

19、6（T/P92）鋼，是在T P91鋼的基礎(chǔ)上加1.52.0%的W ，降低了Mo含量，大大增強(qiáng)了固溶強(qiáng)化效果，600許用應(yīng)力比T91高34，達(dá)到TP347的水平，是可以替代奧氏體鋼的候選材料之一。它與奧氏體鋼有關(guān)性能對(duì)比如表3.2。NF616在600，10萬小時(shí)下的持久強(qiáng)度達(dá)到130MPa 。以上數(shù)據(jù)表明，NF616作為超臨界鍋爐過熱器和再熱器管材，不僅在600650 C范圍內(nèi)與奧氏體相當(dāng)或優(yōu)于奧氏體鋼，且在600時(shí)的是SUS321H 的的1.26倍、是SUS347H 的1.12倍。用NF616完全可取代超臨界和超超臨界鍋爐中的奧氏體過熱器、再熱器，并可用于壁溫620時(shí)的主蒸汽管道。表2.2 T

20、92與奧氏體鋼在高溫下許用應(yīng)力的對(duì)比 T P122（HCM12A ）是在德國鋼號(hào)X20CrMoV121的基礎(chǔ)上改進(jìn)的12%Cr鋼，添加2W 、0.07%Nb和1%Cu，固溶強(qiáng)化和析出強(qiáng)化的效果都有很大增加，600和650的許用用應(yīng)力分別比X20CrMoV121提高113%和168，具有更高的熱強(qiáng)性和耐蝕性，比已廣泛使用的F12鋼的焊接性和高溫強(qiáng)度有進(jìn)一步改善，尤其是由于含C 量的減少，使焊接冷裂敏感性有了改善。其主要性能有以下幾點(diǎn)：（1）蠕變強(qiáng)度，經(jīng)20000小時(shí)以上蠕變破斷試驗(yàn)，證實(shí)該種鋼具有穩(wěn)定的高溫強(qiáng)度，在550650范圍內(nèi)，均高于同一溫度下的T91鋼；在650以下時(shí)，也高于SUS347

21、H ，其600時(shí)許用應(yīng)力約為T P91的1.3倍，也高于奧氏鋼SUS347H 。（2）抗蒸汽氧化性能和抗高溫腐蝕性能優(yōu)于9Cr 鋼。（3）物理性能。作為高鉻馬氏體鋼，其熱傳導(dǎo)性比奧氏體鋼好，熱膨脹系數(shù)小，氧化垢不易剝離，適用于具有嚴(yán)重高溫腐蝕工況下的鍋爐，可替代奧氏體管材用于超臨界、超超臨界鍋爐的過熱器、再熱器和主蒸汽管。新材料的應(yīng)用有效降低了管壁厚度，減少了材料的用量并使管系布置條件得到了改善，圖2.3是三菱公司對(duì)采用P122、P91和P22三種材料的主蒸汽管進(jìn)行的比較。 NF12、SAVE12鋼是為了提高超超臨界鍋爐效率急需開發(fā)能夠用于650的鐵素體熱強(qiáng)鋼。通過對(duì)12Cr-W-Co 鋼的研

22、究，表明高的鎢和低的碳含量能夠提高蠕變斷裂強(qiáng)度，而且Co 的存在可以避免鐵素體的形成。這兩種鋼的化學(xué)成分見表2.1。圖2.4給出了幾種典型的鐵素體熱強(qiáng)鋼的蠕變斷裂強(qiáng)度?？梢钥闯鯪F12鋼的蠕變斷裂強(qiáng)度高于P92、P91和F12鋼。相信不久的將來，這種蠕變強(qiáng)度優(yōu)良的NF12鋼一定能用于34.3MPa 、650的超超臨界鍋爐中。 圖2.4 典型的鐵素體熱強(qiáng)鋼蠕變斷裂強(qiáng)度2.2 奧氏體鋼奧氏體鋼的發(fā)展見圖2.5 圖2.5 奧氏體鋼的發(fā)展Super304H 是TP304H 的改進(jìn)型，添加了3Cu 和0.4Nb 獲得了極高的蠕變斷裂強(qiáng)度，600-650 許用應(yīng)力比TP304H 高30%，列為18Cr-8

23、Ni 型奧氏體不銹鋼之首，這一高強(qiáng)度是奧氏體基體中同時(shí)產(chǎn)生NbCrN 、Nb （N 、C ）、M23C6和細(xì)的富銅相沉淀強(qiáng)化的結(jié)果。運(yùn)行2.5年后的性能試驗(yàn)表明該鋼的組織和力學(xué)性能穩(wěn)定，而且價(jià)格便宜，是超超臨界鍋爐過熱器、再熱器的首選材料。TP347HFG 鋼(化學(xué)成分見表2.3 是通過特定的熱加工和熱處理工藝得到的細(xì)晶奧氏體熱強(qiáng)鋼。雖然TP347H 鋼經(jīng)高溫下正?；倘芴幚?，其許用應(yīng)力在18Cr-8Ni 鋼中最高，然而，高的固溶溫度使這種鋼產(chǎn)生粗晶粒結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致蒸汽側(cè)抗蒸汽氧化能力降低?，F(xiàn)已開發(fā)出一種TP347H 鋼管晶粒再細(xì)化工藝。此工藝即使在較高的固溶處理時(shí)也能獲得細(xì)晶粒，晶粒的細(xì)化是通過

24、在固溶處理工藝中碳化鈮的沉淀來完成的。通過這個(gè)工藝處理的管子不但有極好的抗蒸汽氧化性能，而且比TP347H 粗晶鋼的許用應(yīng)力高20%以上。TP347HFG 鋼的應(yīng)用對(duì)降低蒸汽側(cè)氧化是一個(gè)有前途的對(duì)策，已被廣泛應(yīng)用于超超臨界機(jī)組鍋爐過熱器、再熱器管。HR3C 鋼(化學(xué)成分見表2.3 是TP347H 熱強(qiáng)鋼的改良鋼種，通過添加元素鈮（Nb ）和釩（V ）使得它的蠕變斷裂強(qiáng)度提高到了181Mpa ，正是由于該鋼種的綜合性能較之TP300系列奧氏體鋼中的TP304H 、TP321H 、TP347H 的任何一種都更為優(yōu)良，所以，當(dāng)TP347H 熱強(qiáng)鋼乃至新型奧氏體熱強(qiáng)鋼Susper304H 和TP347

25、HFG 鋼的向火側(cè)抗煙氣腐蝕和內(nèi)壁抗蒸汽氧化能力都已經(jīng)不足的場合，而使用HR3C 熱強(qiáng)鋼。二超超臨界鍋爐焊接技術(shù)鍋爐、壓力容器和管道均為全焊結(jié)構(gòu)，焊接工作量相當(dāng)大，質(zhì)量要求十分高。焊接工作者總是在不斷探索優(yōu)質(zhì)、高效、經(jīng)濟(jì)的焊接方法，并取得了引人注目的進(jìn)步。以下重點(diǎn)介紹在國內(nèi)外鍋爐、壓力容器與管道制造業(yè)中已得到成功應(yīng)用的先進(jìn)高效焊接方法。1. 前言超超臨界機(jī)組的出現(xiàn)，提高了機(jī)組的效率，減少了污染物的排放，是目前火電發(fā)展的必然趨勢(shì)。蒸汽溫度超過了600，蒸汽壓力超過了25MPa ，而且還在不斷的升高，這有賴于新型耐熱鋼的不斷發(fā)展。目前應(yīng)用于超超臨界機(jī)組過路的新型馬氏體耐熱鋼有P91、P92（NF6

26、16）、E911、P122（HCM12A ）等，奧氏體耐熱鋼有TH347HFG 、Super304和HR3C 等。這些鋼的合金元素含量均大于10%，給焊接帶來一定的困難1-2 。焊接接頭的失效是電站高溫承壓部件失效的一種主要方式，常常具有早期失效的傾向。因此提高焊接接頭的完整性對(duì)電站機(jī)組的安全運(yùn)行是十分重要的。焊接接頭的完整性主要是焊接接頭的性能與母材相一致，表現(xiàn)在成分、組織、性能、結(jié)構(gòu)的連續(xù)性。通常我們并不能夠使接頭的性能與母材完全一致，但是我們總是努力使其趨向一致。過去一般認(rèn)為焊接接頭中存在缺陷，但是現(xiàn)在大多數(shù)的高溫焊接接頭中均不存在影響使用安全性的宏觀缺陷。取而代之的是焊接接頭組織的不均

27、勻性和由此引起的蠕變性能的不均勻性。與母材相比，焊接接頭組織的不均勻?qū)?huì)使其存在強(qiáng)度或大或小、塑性或高或低的區(qū)域。這些組織不同的區(qū)域在使用過程中將會(huì)產(chǎn)生不同的蠕變速率，導(dǎo)致接頭中應(yīng)力的錯(cuò)配和早期失效。在未來電站和焊接接頭的設(shè)計(jì)中，必須考慮焊接接頭的性能，使其對(duì)電站安全性的危害最小化3。超超臨界機(jī)組鍋爐中的一些新型耐熱鋼在國內(nèi)是首次使用，對(duì)它們的焊接性能研究尚少，對(duì)其焊接接頭性能的研究更是空白，應(yīng)引起高度重視。本文主要介紹了超超臨界鍋爐用鋼焊接接頭的性能，對(duì)這些新型耐熱鋼進(jìn)行了焊接性分析。2. 超超臨界機(jī)組鍋爐用新型馬氏體耐熱鋼的焊接超超臨界機(jī)組鍋爐用新型馬氏體耐熱鋼主要有T/P91、T/P92

28、、E911和 T/P122等，常用于超超臨界機(jī)組管道和過熱器管上。這些鋼由于Cr 含量較高，在加工制造過程中容易產(chǎn)生鐵素體。T/P91是在9Cr-1Mo 鋼基礎(chǔ)上通過加入Nb 、V 、N 等合金元素而形成的新型耐熱鋼，其使用溫度小于585。T/P92和E911是在T/P91耐熱鋼基礎(chǔ)上發(fā)展起來的新型耐熱鋼，其中T/P92是在T/P91的基礎(chǔ)上通過加入1.52.0%W代替部分Mo 元素，Mo 元素含量下降到0.30.6%而形成，E911是在T/P91的基礎(chǔ)上加入0.91.1%W而形成，它們的使用溫度可升高到630。這些9%Cr鋼具有良好的力學(xué)性能。T/P122是新型的12%Cr耐熱鋼，由于Cr

29、含量的增大，在加工制造工程中更容易出現(xiàn)鐵素體，通常加入1%的Cu 來抑制這種有害組織的形成，這種鋼的抗氧化性較好。馬氏體鋼的下一步發(fā)展是在這些鋼的基礎(chǔ)上加入Co 、B 等合金元素來進(jìn)一步提高抗蠕變性能和抗氧化性能。雖然這些鋼的抗蠕變和抗氧化性能較好，但在實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)過程中，如果沒有合適的焊接工藝來保證，這些鋼的優(yōu)越性也難以發(fā)揮出來。2.1 新型馬氏體耐熱鋼焊接性分析4新型馬氏體耐熱鋼一般通過控軋控冷工藝制造，在焊接過程中，焊縫金屬?zèng)]有這種控軋控冷的機(jī)會(huì)，很難通過細(xì)晶強(qiáng)化和位錯(cuò)強(qiáng)化來改善焊接接頭的性能，故焊接接頭的性能和母材之間存在一定的差異。這些馬氏體耐熱鋼焊接接頭劣化的方式主要有：馬氏體耐熱

30、鋼焊接接頭的脆化主要有粗晶組織引起的脆化和淬硬組織引起的脆化兩種脆化方式。焊縫金屬晶粒粗大是由于在焊接過程中，奧氏體化時(shí)間較長，晶粒長大速度較快，且在焊接過程中不像母材生產(chǎn)過程中有控軋控冷的機(jī)會(huì)形成的。故在焊接過程中應(yīng)使用較低的焊接線能量。由于這些鋼的合金元素含量較高，焊后冷卻速度控制不當(dāng)就會(huì)導(dǎo)致淬硬組織的形成，從而導(dǎo)致焊接接頭的脆化。故可采取預(yù)熱的方法來解決這一問題。馬氏體耐熱鋼的供貨狀態(tài)為正火回火，即調(diào)質(zhì)處理。焊接時(shí)，在細(xì)晶熱影響區(qū)和臨界熱影響區(qū)將會(huì)產(chǎn)生軟化現(xiàn)象。造成這一現(xiàn)象的主要原因是焊接時(shí)，細(xì)晶熱影響區(qū)的所經(jīng)受的溫度稍高于Ac3，臨界熱影響區(qū)所經(jīng)受的溫度在Ac1Ac3之間，處于這一溫度

31、區(qū)間的金屬發(fā)生部分奧氏體化，沉淀強(qiáng)化相在這一過程中不能夠完全溶解在奧氏體中，在隨后的熱過程中未溶解的沉淀相發(fā)生粗化，造成這一區(qū)域的強(qiáng)度降低。軟化對(duì)短時(shí)高溫拉伸強(qiáng)度影響不大，但降低持久強(qiáng)度，長期高溫運(yùn)行后，在軟化區(qū)常常會(huì)產(chǎn)生型裂紋。焊接線能量、預(yù)熱溫度對(duì)軟化帶影響較大，焊接線能量大預(yù)熱溫度高，軟化區(qū)寬。所以，焊接線能量不宜大，預(yù)熱溫度不能高，軟化區(qū)寬度越窄，其拘束強(qiáng)化作用越強(qiáng)，軟化帶的影響越小。冷裂紋是在焊后冷卻過程中在Ms 點(diǎn)以下或更低的溫度范圍內(nèi)形成的一種裂紋，又稱延遲裂紋。產(chǎn)生這種裂紋的三要素為淬硬組織、氫元素和應(yīng)力。馬氏體耐熱鋼焊接冷卻過程控制不當(dāng)往往形成淬硬組織，這一組織會(huì)導(dǎo)致裂紋的形

32、成。焊接過程中氫主要來源于母材和焊條，氫的含量越高越易聚集形成裂紋，制造、安裝中一般選用低氫型焊條且制訂了嚴(yán)格的烘培和保溫工藝就是這個(gè)原因。拉應(yīng)力也是產(chǎn)生冷裂紋的一個(gè)主要因素，在焊接過程中應(yīng)盡量減少拘束度，防止產(chǎn)生較大的拘束應(yīng)力。理想的焊接工藝是采用適當(dāng)?shù)墓に嚧胧┍ＷC在焊接過程中不產(chǎn)生裂紋，減少脆化、軟化等問題，同時(shí)還要保證全馬氏體組織的形成，滿足焊接接頭的質(zhì)量要求。2.2 新型馬氏體耐熱鋼焊接接頭的化學(xué)成分新型馬氏體耐熱鋼的焊接所選用的焊接材料一般是與之匹配的焊接材料。下面簡要地闡述一下這些鋼焊接接頭的化學(xué)成分。對(duì)于T/P91鋼，為保證焊接接頭足夠的韌性，應(yīng)對(duì)焊接接頭中的合金元素含量進(jìn)行控制

33、。Nb 元素對(duì)沖擊韌性的影響較大，焊接接頭中Nb 的含量一般不低于0.04%， Nb的含量設(shè)計(jì)為0.040.07%。Ni 能夠有效改善焊接接頭的沖擊韌性，對(duì)Ni 含量的適當(dāng)控制是有益的，這是由于以下兩個(gè)方面的原因決定的。第一、它降低了Ac1點(diǎn)，使得Ac1與PWHT （焊后熱處理）溫度接近，改善了回火性能。第二、它減少了鐵素體形成的傾向，鐵素體的存在對(duì)焊接接頭的性能是不利的。可是當(dāng)Ni 含量1%時(shí)，這種元素將會(huì)產(chǎn)生一定的副作用，它使得Ac1降低幅度較大，PWHT 溫度超過了Ac1，PWHT 時(shí)，發(fā)生奧氏體化，在隨后的冷卻過程中形成未回火的馬氏體組織。長期服役過程中，過量的Ni 還會(huì)改變沉淀相的變

34、化發(fā)展過程，惡化蠕變性能，故Ni 的含量一般控制在0.41.0%。V 、C 、N 等對(duì)焊縫金屬韌性的影響不大。Mn 含量較母材為高，主要目的是為了脫氧，保證形成合適的焊縫金屬?？墒且恍＜艺J(rèn)為Mn+Ni的含量最大不超過1.5%，以防止它們過多降低Ac1。在這個(gè)限制條件下，為保證脫氧Mn 含量較高，Ni 的含量可減少到0.5%。Si 也是一種有效的脫氧劑，與Cr 共同作用可提高這種鋼的抗氧化性。盡管有一些規(guī)范規(guī)定焊縫金屬的Si 含量和P91母材一致，但降低Si 的含量有助于韌性的改善，在這一點(diǎn)上，AWS 規(guī)定焊材中Si 的含量不高于0.30%，低于母材中Si 的含量。T/P92馬氏體鋼的韌性水平

35、較T/P91低，蠕變強(qiáng)度較高，對(duì)于它們的填充金屬一般要求SMAW 、SAW 焊接時(shí)要保證室溫沖擊韌性CVN 41J 。試驗(yàn)已經(jīng)證明，使用和T/P92相同化學(xué)成分的焊材將會(huì)導(dǎo)致焊接接頭韌性和蠕變強(qiáng)度的降低，尤其對(duì)SAW ，這種情況更為嚴(yán)重。這樣以來必須對(duì)每種合金元素的作用以及合金元素之間的相互作用進(jìn)行研究，以確定合適的焊材成分，同時(shí)最為重要的是對(duì)N 、Ni 、Mn 、Co 和B 含量進(jìn)行優(yōu)化。C 、N 化合物的形成以及元素B 對(duì)蠕變斷裂強(qiáng)度有著重要的影響，它們的加入增加了材料的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度，但降低了塑性和韌性。Mn 和Ni 對(duì)強(qiáng)度的影響不大，但是，Mn 和Ni 的含量超過基體金屬的上限能夠

36、顯著改善焊接接頭的韌性，同時(shí)降低Ac1，一般它們的極限值由Ac1來確定。Mn 和Ni 的含量一般1.5%，同時(shí)可以用Co 來代替部分Ni 。為了避免鐵素體的生成，應(yīng)適當(dāng)控制W 的含量。B 能夠提高蠕變強(qiáng)度，但降低焊接接頭的韌性，成分含量應(yīng)控制在基體金屬下限左右。V 、Nb 、Co 對(duì)韌性不利，同時(shí)易導(dǎo)致熱裂紋，因此其含量也應(yīng)控制在下限左右。除了這些元素的影響，也應(yīng)考慮Ti 、Al 氮化物的影響。E911鋼的化學(xué)成分和T/P92鋼相似，其焊接接頭化學(xué)成分的分析可參照T/P92鋼的成分分析。對(duì)于T/P122鋼，由于其合金元素含量較高，焊接時(shí)，容易在焊接接頭中產(chǎn)生鐵素體。這兩種鋼焊接接頭成分的分析均

37、可借鑒T/P91鋼和T/P92鋼的分析方法。Nb 元素對(duì)沖擊韌性的影響較大，Ni 對(duì)沖擊韌性的改善有利，但同時(shí)Ni 還降低Ac1，故其含量不易太大。Mn 和Si 是有效的脫氧劑，合適的含量對(duì)于改善焊接接頭的性能有利。2.3 新型馬氏體耐熱鋼焊接接頭的組織8這些新型馬氏體耐熱鋼顧名思義可知其組織包括焊接接頭的組織均為馬氏體。焊接接頭是一個(gè)不均勻體，對(duì)于不同的區(qū)域，因經(jīng)歷的熱過程不同，導(dǎo)致微觀組織不同，例如馬氏體板條的位向、大小、原奧氏體晶粒度、碳化物的類型、形狀、分布等在BM 、HAZ 、WM 的分布有或大或小的差異，當(dāng)然其力學(xué)性能也有區(qū)別，如WM 和BM 的硬度、強(qiáng)度高于FG 、ICHAZ ，

38、長期運(yùn)行容易在FG 、ICHAZ 形成IV 型損傷等。下面以T/P92鋼為例介紹一下這種馬氏體耐熱鋼焊接接頭的組織。圖1給出了T/P92焊接接頭的宏觀和微觀組織形貌。宏觀形貌為均勻的多層焊縫金屬和回火的HAZ 組成，HAZ 寬度為23mm。圖2給出了T/P92焊接接頭焊縫金屬的TEM 像，可以看出在焊態(tài)下，組織為典型的回火馬氏體M 23C 6顆粒在原奧氏體晶界和亞晶界處的彌散分布，偶爾可以看到島狀的鐵素體，這種鐵素體處在M 23C 6顆粒的包圍之中。PWHT 后，組織發(fā)生了相當(dāng)大的回復(fù)，但馬氏體結(jié)構(gòu)和M 23C 6顆粒在焊縫晶界的分布清晰可見，如圖2b 所示。在T/P92焊接接頭的細(xì)晶熱影響區(qū)

39、（FGHAZ ），焊態(tài)下，發(fā)現(xiàn)了薄弱的回火馬氏體組織，馬氏體板條不清晰，M 23C 6顆粒的分布也不夠均勻，如圖3a 所示。PWHT 后可以觀察到亞晶以及低密度位錯(cuò)的存在，其中部分亞晶已發(fā)生了多邊化，如圖3b 所示。 2.4 新型馬氏體耐熱鋼焊接接頭的力學(xué)性能圖1 P92焊接接頭在PWHT 后的宏觀和微觀組織形貌T/P91、T/P92（NF616）、E911、T/P122（HCM12A ）焊接接頭合金元素含量較高，這些合金元素具有固溶強(qiáng)化和沉淀強(qiáng)化的作用，焊接接頭的力學(xué)性能水平較高。在室溫橫向焊接接頭拉伸試驗(yàn)時(shí)斷裂發(fā)生在母材上，可以認(rèn)為室溫下母材 的強(qiáng)度低于焊接接頭。高溫下的蠕變性能有所差別，

40、下面給出了母材和焊縫金屬的高溫蠕變性能。圖4給出了不同鋼種在100MPa 下運(yùn)行100000h 的使用溫度范圍。可以看出新型馬氏體耐熱鋼的使用溫度已超過了600，且這些新型高Cr 鋼的蠕變斷裂強(qiáng)度與奧氏體鋼相當(dāng)。圖中雖然沒有給出T/P122鋼在同一條件下的使用溫度，但是相關(guān)資料已證實(shí)這種鋼的使用性能優(yōu)于T/P92鋼，其抗氧化性較好， T/P122鋼的使用溫度也可在600以上。這些新型馬氏體耐熱鋼優(yōu)越具有很好的抗蠕變性能和耐蝕性，能夠減少部件的厚度，提高使用溫度。許多試驗(yàn)業(yè)已證明這些新型耐熱鋼焊接接頭的高溫失效位置主要在焊接接頭的熱影響區(qū)，熱影響區(qū)是焊接接頭的薄弱區(qū)域，這主要與其所經(jīng)受的熱過程有

41、關(guān)。對(duì)于焊縫金屬，一些試驗(yàn)結(jié)果表明采用匹配焊接材料使得焊縫金屬的高溫圖2 P92焊接接頭焊縫金屬的TEM 像）焊態(tài) ）PWHT圖3 P92焊接接頭HAZ 的TEM 像）焊態(tài) ）PWHT（600、650）蠕變斷裂強(qiáng)度均低于母材。對(duì)于T/P91、T/P92、E911鋼采用匹配焊接材料焊接時(shí)可以得出以下結(jié)論：1 焊縫金屬的蠕變斷裂強(qiáng)度低于母材。2 隨著試驗(yàn)持久時(shí)間的增加，焊縫金屬的蠕變斷裂強(qiáng)度與母材的差距越來越大。 新型馬氏體耐熱鋼的橫向焊接接頭高溫蠕變?cè)囼?yàn)的失效位置在HAZ 的外側(cè)，即靠近母材的HAZ ，一般稱之為細(xì)晶熱影響區(qū)和臨界熱影響區(qū)。這一區(qū)域在焊接過程中發(fā)生部分奧氏體化，大多數(shù)C 、N 化

42、合物沉淀析出，PWHT 時(shí)發(fā)生再結(jié)晶。由于缺少C 、N 等晶內(nèi)強(qiáng)化元素，從而使這一區(qū)域的馬氏體組織發(fā)生軟化。在這一軟化區(qū)域經(jīng)常發(fā)生IV 型損傷，以前的經(jīng)驗(yàn)表明在所有的CrMo 耐熱鋼中均存在這種現(xiàn)象。由焊接接頭的硬度測量也可知道這一區(qū)域的硬度比母材和焊縫金屬也低許多，一般情況下這種差距約在30HV 左右。橫向焊接接頭在高溫低應(yīng)力下發(fā)生的IV 型損傷是CrMo 鋼的一個(gè)典型特征，然而在低溫高應(yīng)力短時(shí)持久試驗(yàn)下，焊接接頭的失效發(fā)生在母材處。從目前的電站使用經(jīng)驗(yàn)看這種焊接接頭的主要損傷還是IV 型損傷，可見焊縫金屬的蠕變性能對(duì)焊接接頭的壽命影響不大，除非它和IV 型損傷區(qū)共同作用。一些專家接受了這個(gè)

43、觀點(diǎn)。同時(shí)，也存在其它兩種關(guān)于焊縫金屬對(duì)焊接接頭性能影響的觀點(diǎn)，特別是焊縫金屬的優(yōu)化可以延遲IV 型損傷的發(fā)生，這兩種觀點(diǎn)都認(rèn)為焊縫金屬的蠕變強(qiáng)度將影響蠕變量在焊接接頭不同區(qū)域的分布。一種觀點(diǎn)是降低焊縫金屬的強(qiáng)度，使其與IV 型區(qū)的強(qiáng)度相當(dāng)。另一種觀點(diǎn)是擴(kuò)大焊接接頭熔合區(qū)的寬度，這一區(qū)域的強(qiáng)度和母材相當(dāng)，以減少IV 型區(qū)的蠕變量，延長使用壽命。圖4 不同材料在100MPa/100000h下的最大使用溫度普遍認(rèn)為焊接接頭的失效模式受控于HAZ ，但是目前關(guān)于焊縫金屬的選擇是否能夠延遲損傷或延長部件的使用壽命并沒有統(tǒng)一的觀點(diǎn)。2.5 焊縫金屬的韌性5新型馬氏體耐熱鋼焊接時(shí)如果焊接參數(shù)選用不當(dāng)，很容

44、易產(chǎn)生粗大的馬氏體、沒有回火的馬氏體，還有可能形成鐵素體等，這些組織都對(duì)焊接接頭的韌性不利。雖然高溫時(shí)接頭的脆性斷裂是不可能的，但考慮水壓試驗(yàn)、檢修等因素，通常對(duì)焊接接頭的室溫沖擊韌也有要求。影響焊接接頭的室溫沖擊韌性的因素如下：焊接方法將對(duì)焊接接頭的韌性有著重要的影響。采用GTAW 氬氣保護(hù)焊，以及使用固體焊絲和金屬芯焊絲（MCW ）可是使焊接接頭在PWHT 后獲得較高的室溫沖擊韌性。韌性與氧含量有關(guān)，GTAW(氧含量100200ppm SMAW 、SAW(氧含量400800ppm,TIG 焊的韌性比SMAW 和SAW 的好。一般情況下，能夠改善蠕變性能的元素均惡化焊縫金屬的韌性，例如Nb

45、、V 、N 和Si 等，其中N 和Si 的影響較小。能夠抑制鐵素體形成，保證獲得全馬氏體組織的合金元素對(duì)焊縫金屬的蠕變性能和韌性均有利。焊后熱處理的目的是降低焊接殘余應(yīng)力和改善組織性能。為了保證焊接接頭的韌性，焊后熱處理的回火作用是非常重要的，它可以使焊接接頭獲得完全回火的馬氏體組織。實(shí)際應(yīng)用時(shí)涉及到回火溫度和時(shí)間的選擇。焊接過程中發(fā)生的晶粒細(xì)化對(duì)焊接接頭的韌性也有一定的影響。此外，焊層厚度、焊接時(shí)的對(duì)口以及焊接環(huán)境等也對(duì)接頭的韌性有一定的影響。焊層厚度薄，韌性較高。對(duì)于焊縫金屬，不同的標(biāo)準(zhǔn)對(duì)其室溫（20）沖擊韌性有著不同的要求。對(duì)于T/P91鋼焊縫金屬，AWS 沒有對(duì)其室溫（20）沖擊韌性做

46、出要求，但在非強(qiáng)制性的附錄A5.5-96中建議這種鋼焊接接頭的沖擊韌性可由廠商和顧客協(xié)商確定。在歐洲的EN 1599:1997中規(guī)定了這種鋼焊縫金屬的室溫（20）沖擊韌性最小值不得低于38J ，平均值不得低于41J 。這些值與專家們提出的PWHT 后室溫（20）沖擊韌性在3550J之間是一致的。3. 超超臨界機(jī)組鍋爐用新型奧氏體耐熱鋼的焊接10-11鑒于高溫過熱器（SH ）和高溫再熱器（RH ）的蒸汽參數(shù)較高，在設(shè)計(jì)時(shí)必須充分考慮其煙氣側(cè)腐蝕和蒸汽側(cè)氧化的性能。一般的鐵素體耐熱鋼雖然強(qiáng)度上能夠滿足SH/RH的要求，但其抗煙氣側(cè)腐蝕和蒸汽側(cè)氧化的性能較差，不利于機(jī)組的安全可靠的運(yùn)行，所以在SH/

47、RH設(shè)計(jì)時(shí)，一般可采用奧氏體不銹鋼。目前超超臨界機(jī)組SH/RH的主要設(shè)計(jì)材料為TP347HFG 、Super304、HR3C 等。這些材料的合金含量如Cr 、Ni 等較鐵素體耐熱鋼有著很大的提高。為了保證焊接接頭和母材具有較佳的匹配性，焊接材料的選取也必須為奧氏體型焊接材料。奧氏體耐熱鋼由于熱膨脹系數(shù)大，導(dǎo)熱性能差，在焊接和使用過程中易出現(xiàn)下列問題：3.1 晶間腐蝕晶間腐蝕是奧氏體耐熱鋼一種極其危險(xiǎn)的破壞形式。它的特點(diǎn)是沿晶界開始腐蝕，從表面上看，一般不容易發(fā)覺, 但它使承壓管道焊接接頭的力學(xué)性能顯著下降和容易發(fā)生早期破壞。根據(jù)“碳化物析出造成晶間貧鉻”理論, 在450850范圍內(nèi)，C 和Cr

48、 易在奧氏體晶粒邊界處形成碳化鉻, 使得晶粒邊界處局部貧鉻。晶界處的含Cr 量被降低到小于12%，鋼材因此喪失了耐腐蝕性能。另外，F(xiàn)e Cr 合金在400550長期加熱時(shí)，會(huì)產(chǎn)生一種特殊的脆性, 其硬度顯著提高，沖擊韌性嚴(yán)重下降, 稱為475脆性。而在實(shí)際焊接過程中經(jīng)過測量發(fā)現(xiàn)，焊接接頭往往是在400550這個(gè)溫度區(qū)間停留的時(shí)間最長，所以對(duì)475脆性這個(gè)問題需要多加關(guān)注。3.2 應(yīng)力腐蝕裂紋應(yīng)力腐蝕裂紋（stress corrosion cracking 簡稱SCC ）是應(yīng)力和腐蝕聯(lián)合作用引起的一種低應(yīng)力脆性裂紋。奧氏體不銹鋼線膨脹系數(shù)大，導(dǎo)熱性差，在結(jié)構(gòu)復(fù)雜、剛度較大的情況下，焊接變形受到約束，焊后構(gòu)件特別是焊接接頭存在較大的焊接殘余應(yīng)力，而奧氏體耐熱鋼的組織特征和腐蝕介質(zhì)的存在，滿足了產(chǎn)生SCC 的充要條件，從而使奧氏體不銹鋼產(chǎn)生SCC 的傾向較大。奧氏體耐熱鋼的SCC 有晶間、晶內(nèi)和晶間/晶內(nèi)混合等三種形式，但是以晶間SCC 最常見。3.3 熱裂紋熱裂紋主要有結(jié)晶裂紋和液化裂紋兩種形式，結(jié)晶裂紋是在結(jié)晶后期，由于低熔點(diǎn)共晶形成的液態(tài)薄膜消弱了晶粒間的聯(lián)系，在拉應(yīng)力作用下發(fā)生開裂的裂紋；液化裂紋是指近縫區(qū)或多層間部位在熱循環(huán)的作用下被金屬重新熔化，在拉伸力的作用下，沿奧氏體晶界開裂的裂紋。3.4 再熱裂紋由于奧氏體不銹