铁素体_奥氏体型双相不锈钢的焊接性

铁素体—奥氏体型双相不锈钢的焊接性 上海石化机械制造公司　　方伟秉 　　　论述了双相不锈钢的焊接特点, 奥氏体相占优势的含氮高镍双相钢焊缝具有良 　　　好的综合性能, 采用小规模多层多道焊工艺, 是提高焊接接头性能的有效途径。 　　　关键词　双相不锈钢　焊接性 1　前言 　　近十多年来, 国内外开发了一系列新型铁 素体—奥氏体双相不锈钢, 其一出现就以良好 的高温力学性能和优异的抗应力腐蚀开裂性能 (特别是在氯离子介质中) 受到重视, 并首先在 与海水有关的行业以及化工、石化、炼油、化 肥等部门得到应用。但是, 最初的双相钢由于 在焊接性方面受到限制,难以实际推广应用。近 年来,瑞典首先开发出双相钢中加氮不锈钢,其 代表性的钢种有 SAF2205, 它改进了焊缝热影 响区的耐蚀性, 使焊接性得到改善, 因而使双 相不锈钢迅速得到推广应用。但是, 双相不锈 钢毕竟有它自己的焊接特点, 必须有合适的焊 接工艺, 才能保证得到满意的优质焊接接头。 2　双相不锈钢简介 　　双相不锈钢是将奥氏体不锈钢所具有的优 良韧性及焊接性与铁素体不锈钢所具有的较高 强度以及耐氯化物应力腐蚀性能结合在一起, 通过正确控制化学成分及热处理工艺达到兼备 这两种钢的特点, 其耐氯化物应力腐蚀性能远 远超过 18- 8型奥氏体不锈钢, 并具有良好的 耐孔蚀、缝隙腐蚀性能。其强度为普通奥氏体 不锈钢的两倍, 而镍含量仅是其一半。80年代 以来已形成了不锈钢中一个独立的钢类, 钢厂 提供的双相不锈钢两相各约占 50%。 双相不锈钢是随着 70年代冶炼技术的发 展而迅速得到应用的, 不仅获得了超低碳不锈 钢, 同时还精确控制了氮元素的含量。氮作为 奥氏体形成元素对双相不锈钢起着重要作用, 但在焊接热影响区快速热循环冷却时, 促进了 高温下形成的铁素体逆转变为足够的奥氏体以 维持必要的相平衡, 可提高富氮奥氏体相的耐 腐蚀性, 减轻铬、镍等元素在两相中分布的差 异, 降低选择腐蚀的倾向性。表 1为主要几个 国家生产的双相不锈钢系列, 图 1为各钢种之 间发展关系。 　表 1 主要双相不锈钢系列 钢种代表成分 　代表牌号 化学成分, % C Cr Ni Mo Cu N 其他 18- 5- 3N 3RE60 ( Mod) 0. 03 18. 5 5 2. 7 - 0. 07 Si1. 7 21- 6- 2 08X21H6M2T ≤0. 08 21 6 2 - - Ti0. 4 21- 7- 3- 2 U 50 0. 03 21 6. 5 2. 5 1. 5 - - 22- 5- 3N SAF2205 0. 03 22 5. 5 3. 0 - 0. 15 - 25- 5- 2 329J1 0. 06 25 5 1. 5 - - - 25- 5- 2N NT KR4 0. 03 25 5 1. 7 - 0. 17 - 25- 7- 3N DP3 0. 03 25 7 3. 0 0. 4 0. 10 W0. 3 25- 6- 3- 2N Ferralium ≤0. 08 25 5. 5 3. 0 2. 0 ≤0. 10 39《化工装备技术》第 18卷　第 3期　1997年 图 1　各钢种间的发展关系 3　双相不锈钢耐应力腐蚀原因 　　双相不锈钢耐应力腐蚀性能是与其主要相 组成——铁素体与奥氏体的平衡比例、分布状 态以及晶粒大小密切相关。在相比例相同条件 下, 细晶粒组织以及无方向性的第二相弥散分 布也是提高耐应力腐蚀性能的重要条件。根据 目前国内外研究结果, 双相不锈钢耐应力腐蚀 性能好的原因可归纳为以下四点: ( 1) 双相不锈钢的屈服强度远较 18- 8型 奥氏体不锈钢为高, 从而双相不锈钢的相应的 应力腐蚀临界应力值也较奥氏体不锈钢为高, 在相同应力水平作用下不易产生应力腐蚀。 ( 2)在中性氯化物的水介质中, 18- 8型奥 氏体不锈钢的应力腐蚀多数以孔蚀为起源, 而 双相不锈钢一般含有较高的铬、钼等元素, 从 而耐孔蚀性能较好, 孔蚀诱导期长, 一旦产生 孔蚀,应力腐蚀的裂纹往往出现在点坑的底部, 由于这些应力腐蚀小裂纹分散于若干个点坑底 部, 分散较大, 避免应力集中于少数裂纹, 也 就减缓了应力腐蚀的发展速度, 改善了双相不 锈钢的耐应力腐蚀性能。 ( 3) 双相不锈钢中的第二相对应力腐蚀裂 纹的扩展起着一定程度的机械阻挡作用, 当应 力腐蚀裂纹形成后, 第二相可以阻碍裂纹向前 延伸或迫使裂纹改变方向, 从而延长了应力腐 蚀裂纹的扩展期, 造成双相不锈钢的应力腐蚀 裂纹形貌有别于奥氏体不锈钢。双相不锈钢的 应力腐蚀裂纹往往是分支多,扩展无一定方向, 走向弯曲, 发展速度缓慢。图 2即示出应力腐 蚀裂纹尖端处奥氏体相的机械阻挡作用。 　　 ( 4) 两相间的电化学作用使奥氏体相具有 图 2 一定的防蚀效果, 在应力腐蚀裂纹扩展过程中 伴随着铁素体相的阳极溶解, 奥氏体相从而得 到阴极保护, 致使奥氏体相在一定程度上也抑 制了裂纹扩展, 由图 3可见铁素体相优先溶解 的痕迹。 图 3 4　双相不锈钢的焊接性 　　双相不锈钢的热影响区≥1280℃的过热区 及焊缝, 在焊接时, 奥氏体能溶解于铁素体相 中, 冷却下来时则相反, 发生铁素体向奥氏体 相转变, 焊接热循环冷却时间很短, 造成奥氏 体相转变不完全,易造成过量铁素体和粗晶,造 成相比例不平衡。前已所述, 双相不锈钢耐应 力腐蚀的主要原因是适当的相比例, 为此双相 40 铁素体—奥氏体型双相不锈钢的焊接性 不锈钢焊接基本上与焊缝金属中的铁素体含量 有关。铁素体固然能提高焊接接头的抗应力腐 蚀能力,但过量铁素体则会导致焊缝金属脆化。 所以, 焊接时不加填充丝, 或加填充丝但母材 过分稀释, 就容易造成铁素体相过多。为了降 低焊缝金属中的铁素体含量, 考虑到钢的耐蚀 性, 靠降铬、钼含量来提高奥氏体数量是不可 取的, 一般采用加氮、增镍两条途径来提高奥 氏体相的数量。图 4所示为焊缝金属中铁素体 含量与 Nieq ( Ni当量) 的关系曲线。 Nieq= ( % Ni) + ( % C) + 0. 5 ( %Mn ) + (% N) 图 4　焊缝金属中的铁素体含量与 Nieq的关系曲线 　　铁素体含量亦与焊接工艺有关, 实践表明, 与焊接热输入、层间温度和板厚密切相关的冷 却速度对能否获得优质的焊缝金属和热影响区 是非常重要的。图 5示出热输入大小对过热区 图 5　18—5钢 HAZ粗晶区晶粒粗化与焊接单位能的关系 A—粗晶粒尺寸　　B—粗晶区宽度 宽度、晶粒度的影响。因此必须严格控制焊接 时的冷却速度,速度太快会产生过量铁素体,使 冲击韧性下降, 同时氮化物沉淀, 影响抗应力 腐蚀性能; 速度太慢, 高温停留时间太长, 会 促使 �脆性相析出, 同样使冲击韧性下降, 恶化 抗应力腐蚀性能。所以必须选择合理的冷却速 度。 5　双相不锈钢焊接实例 　　实例 1 　　上海石化机械制造公司为上海焦化总厂 “三联供”工程制造了两台中压闪蒸罐顶冷凝 器, 其中管箱部分材质用美国 UNSS31803与 法国 UR45N, 锻件使用德国1. 4462, 都与瑞典 SAF2205相当。在制作前, 作了如下一些试验: ( 1) 抗裂性试验 采用常规的小铁研式试件进行抗裂试验。 根据母材的特性和有关的介绍, 选用比焊 接奥氏体不锈钢更小的焊接及选用含镍量 较母材高的焊接材料, 使焊缝金属的奥氏体含 量达到与母材相当或大于铁素体含量来提高焊 缝金属的韧、塑性, 使焊接热影响区更为减少 并限止焊缝中铁素体晶粒的长大。 　　1) 焊接规范 (如表 2所示) 　表 2 焊条直径 ( mm ) 电流 ( A) 电压 ( V) 焊速 ( mm/ m in) 冷却条件 热处理 3. 25 100 ～24 ～150 自然空冷 无 　　2)抗裂试板的化学成分(重量%)和力学性 能(如表 3所示) 　表 3 板　　材 C Mn Si S P Ni Cr U R45N(厚 23mm) 0. 014 1. 34 0. 358 0. 001 0. 019 5. 62 22. 79 板　　材 M o N �s ( N/ mm 2) �b (N /mm2) �5 ( % ) HB U R45N(厚 23mm) 3. 32 0. 1765 518 768 45 236 　　3)焊材熔敷金属化学成分(重量% )和力学 性能(如表 4所示) 41《化工装备技术》第 18卷　第 3期　1997年 　表 4 焊材 C S i Mn P S Cr Ni AVESTA 2205- PW� 3. 25 0. 026 0. 80 0. 65 0. 019 0. 019 22. 9 9. 9 焊材 M o Cu N �s( N/ mm2) �b( N/ mm2) �5( % ) AVESTA 2205- PW� 3. 25 2. 98 0. 06 0. 150 660 835 25 　　4)试验结果 试件放置 24小时后进行表面渗透探伤,未 发现表面缺陷。随后将试件机械加工成 10片, 观察其断面情况,经过宏观及微观检查均未发 现裂纹,且其焊缝及其热影响区铁素体比例在 50%左右,与母材相当。由此可见,采用小规范 快速焊接双相不锈钢是可行的。 ( 2)工艺试验 1)试验用材为进口双相不锈钢及相应焊 材,其化学成分(重量%)和力学性能如下: 　　a. 焊接材料(熔敷金属) (如表 5所示) 　表 5 2205- PW C Mn Si S P C r M o Ni Cu N �s ( N/ mm2) �b ( N/ mm2) �5( % ) � 3. 25 0. 025 0. 63 0. 77 0. 014 0. 021 22. 6 3. 01 9. 8 0. 10 0. 145 660 823 25 � 4 0. 022 0. 78 0. 80 0. 014 0. 023 22. 9 3. 00 9. 8 0. 10 0. 158 640 835 25 　表 6 牌　　号 C Mn Si S P Ni Cr Mo N �s (N /mm2) �b ( N/ mm 2) �5 ( % ) HB 铁素体 ( ) UR45N (厚 13mm ) 0. 015 1. 34 0. 357 0. 001 0. 019 5. 62 22. 69 3. 31 0. 1765 529 784 46 240 50% UR45N (厚 23mm ) 0. 014 1. 34 0. 358 0. 001 0. 019 5. 62 22. 79 3. 32 0. 1765 518 768 45 236 55% U NSS31803 (厚 24mm) 0. 022 1. 31 0. 44 0. 0005 0. 019 5. 30 21. 90 2. 74 0. 16 528 743 40 228 42% 　　b.板材(如表 6所示) 　　2)根据双向不锈钢固有特点应尽量减少热 输入,采用规范要比焊接奥氏体不锈钢要小,并 且采用多层多道焊,控制层间温度。 　　a.焊接规范(如表 7所示) 　表 7 焊材 电流( A) 电压( V) 焊速( m m/ min) 2205- PW( � 3. 25) ≤100 ～24 140- 150 2205- PW( � 4) ≤150 ～24 150- 170 　　b.试验结果(如表 8所示) 　表 8 序号 材质 厚度 ( mm) RT 热处理 �b (N /mm2) 冷弯 90°, 3S 冲击 A kv ( J) 铁素体含量( % ) 焊缝 HAZ 焊缝 HAZ 母材 抗晶腐性 1# U R45N 10 100% I 级 410℃×5h 810, 795 合格 36, 46 40 104, 96 220 40 50 50 好 2# U R45N 23 100% Ⅱ级 410℃×5h 830, 900 裂 30, 24 26 136, 172 28 40- 45 45 55 - 3# UNSS31803 24 100% I 级 410℃×5h 755, 780 合格 50, 51 54 82, 108 110 30- 35 35- 40 45- 55 好 　　注: RT 按 GB3323- 87标准 　　根据试验结果, �= 13mmUR45N 及 �= 24mmUNSS31803 两试件的各种数据均较好, 但 �= 23mmUR45N 试样冷弯开裂, 且冲击韧 性较差,焊缝铁素体含量达 45% ,在焊缝中虽 未发现有明显的夹杂物和 �相, 但由于铁素体 含量较高,且其晶粒也较粗大, 故其韧性、塑性 下降而强度提高。其原因是由于焊接该试件时, 运条时因板厚而有一定量的横向摆动,增加了 其线能量的输入,且层间温度亦较高所致,故在 焊接双相不锈钢时的焊缝线能量应取得越小越 好。焊条不应作横向摆动,且控制层间温度小于 100℃。数据表明,焊缝冲击韧性与其铁素体含 量有关,因此我们认为将焊缝铁素体含量控制 在30%—40%较为适宜。�= 24mmUNSS31803 42 铁素体—奥氏体型双相不锈钢的焊接性 同样是较厚的板, 但焊该试件时是在 1# 和 2# 试件基础上进行的, 各种规范参数均较严格控 制,所以其各项性能均取得较为满意的结果。 生产过程中严格控制焊接线能量和层间温 度并采用多层多道焊, 焊工经过训练和考试,顺 利完成产品制造, 此设备安全运行至今已两年 多。 实例 2 　　上海石化机械制造公司为上海石化股份有 限公司炼化部制造了丙稀冷媒冷凝器中段, 其 　表 9 牌　　号 C M n Si S P SAF2507( �= 8mm ) 0. 021 1. 19 0. 27 0. 0004 0. 010 SUS329J2L(换热管) 0. 025 0. 48 0. 42 0. 002 0. 021 329J2L( WEL、MT G焊丝) 0. 02 1. 48 0. 45 0. 002 0. 014 E25- 10- 4LR(焊条) 0. 03 0. 62 0. 53 0. 005 0. 018 牌　　号 Cr Ni M o N Cu SAF2507( �= 8mm ) 25. 2 6. 67 3. 78 0. 270 0. 07 SUS329J2L(换热管) 25. 7 6. 65 3. 29 0. 271 0. 44 329J2L( WEL、MT G焊丝) 22. 45 8. 97 2. 92 E25- 10- 4LR(焊条) 25. 3 10. 00 3. 90 0. 25 管板为爆炸复合板, 复合材料、换热管及焊材见 表 9。 　　制造中, 根据实例 1 中经验,采用小规范, 取得了令人满意的效果, 产品使用已达一年多。 6　结论 　　( 1)双相不锈钢的可焊性良好,只要控制焊 接线能量,其焊接质量是可保证的,同时还需控 制层间温度< 100℃。 ( 2)采用多层多道焊和工艺性焊道工艺,使 其热影响区过热区受到一次热处理作用, 这对 使奥氏体进一步析出, 细化晶粒,减少碳、氮析 出物是极其有益的, 是一项行之有效的措施。 ( 3)焊缝铁素体含量取 30%—40%为宜, 过高铁素体含量虽可使焊缝强度增高,但韧塑 性下降,脆性增大,还会导致耐蚀性下降。 ( 4)选用比母材含镍量高的双相钢焊材,确 保焊缝中奥氏体相占优势,提高焊缝冲击韧性, 提高其综合力学性能。 A 型支承式支座有关下料尺寸的计算 常州化工机械厂　　李业勤 姜 堰 市 二 中　　姜立东 　　　试提出了国家行业标准 JB/ T 4724- 92《支承式支座》中 A 型支承式支座筋板、垫 　　　板等有关下料尺寸的计算方法, 生产实践表明该方法使用方便, 可满足工程要求。 　　　关键词　支承式支座　封头 1　引言 　　我国行业标准 [ 1]了支承式支座的结构 型式、系列参数尺寸、允许载荷、制造要求及 选用方法。适用范围为公称直径 DN800— DN 4000, 圆筒长度 L 与公称直径之比 L/ DN< 5, 容器总高度 Ho< 10m 的钢制立式圆筒形容 器。同时, 规定了 A、B 两种型式。A 型为钢板 焊制, 带垫板, 且分 1—4号和 5—6号两种结 构型式, 其中 1—4号如图 1所示。 鉴于 A 型支座的筋板、垫板等有关下料尺 寸需经计算求得, 同时考虑到1—4号型式较常 使用, 且不失一般性, 本文提出该类支承式支 座有关零件下料尺寸的计算方法, 以供、制 造人员参考。 43《化工装备技术》第 18卷　第 3期　1997年