10Ni3MoVD低溫鋼鍛件焊接工藝研究

劉玉祥

(森松(江蘇)重工有限公司上海分公司，上海201323)

10Ni3MoVD低溫鋼鍛件(以下簡稱10Ni3MoVD鋼)是20世紀(jì)80年代初，原金州重型機器廠為匹配日本N-TUF490鋼板而研制的配套鍛件，在乙烯球罐裝置上得到了大量的應(yīng)用[1-2]，但在化工壓力容器上很少使用。LDPE裝置中的高壓氮氣罐以往設(shè)計選材采用20MnMoD鋼鍛件[3-4]，但20MnMoD鋼僅能用于-40℃以上的工況，無法滿足更低溫度的工況條件，且相對于10Ni3MoVD鋼，20MnMoD鋼鍛件強度低，在相同的設(shè)計壓力下，需要更大壁厚的材料制造，增加了成本，因此國內(nèi)高壓氮氣罐開始采用10Ni3MoVD材料進行設(shè)計制造，可滿足更低的設(shè)計溫度、更高的設(shè)計壓力。

1 10Ni3MoVD鋼介紹

1.1 化學(xué)成分及力學(xué)性能

10Ni3MoVD鋼為熱處理強化的低溫合金鋼鍛件，供貨狀態(tài)為淬火加回火。10Ni3MoVD鋼滿足NB/T 47009—2017《低溫承壓設(shè)備用合金鋼鍛件》標(biāo)準(zhǔn)的要求，其化學(xué)成分及力學(xué)性能如表1、表2所示。

表1 10Ni3MoVD鋼化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical compositions of 10Ni3MoVD steel(mass fraction,%)

表2 10Ni3MoVD鋼力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of 10Ni3MoVD steel

1.2 化學(xué)成分分析

10Ni3MoVD鋼的化學(xué)成分主要由C、Ni、Mn、Mo、Si等元素組成。C可提高鋼的抗拉強度、屈服強度和硬度，但會使鋼的塑性、韌性降低，為了保證良好的低溫韌性，C的含量必須控制在0.12%以下。Ni具有細化晶粒的作用，提高鋼的沖擊韌性，Ni可使鋼的等溫轉(zhuǎn)變曲線移向右下方，相變速度減小，降低臨界淬火速度，提高淬透性。Mn在鋼中主要起固溶強化作用，它可以彌補C含量減少而產(chǎn)生的強度下降。Mn與S結(jié)合形成MnS，可減小S在鋼中的有害作用。鋼中的Mn/C比越大，韌性越好，所以降低C的含量，提高Mn/C比，可以獲得較低的脆性轉(zhuǎn)變溫度。Mo能增加過冷奧氏體的穩(wěn)定性，促進中溫貝氏體轉(zhuǎn)變，可以提高鋼的淬透性及抗回火性。Si在淬火+回火鋼中，增加鋼的淬透性，提高鋼的強度并具有一定的耐回火性，但是過高的Si會降低鋼的沖擊韌性[5-7]。綜上所述，10Ni3MoVD鋼通過對C、Ni、Mn、Mo、Si元素成分比例合理的調(diào)配，經(jīng)淬火+回火熱處理后，獲得以回火索氏體為主+貝氏體+少量鐵素體基體組織的高強度低溫鋼。

2 焊接性能分析

2.1 冷裂紋

冷裂紋形成的原因主要是基于焊接冷卻速度過快，產(chǎn)生淬硬組織，以及焊縫中的殘余氫擴散聚集，在焊接殘余應(yīng)力的作用下產(chǎn)生開裂。根據(jù)碳當(dāng)量CE對10Ni3MoVD鋼冷裂紋敏感性進行評估，根據(jù)表1中的試驗材料化學(xué)成分，按照公式(1)計算碳當(dāng)量。計算后，10Ni3MoVD鋼的CE約0.52%，當(dāng)CE大于0.45%時，說明材料的焊接淬硬傾向大，因此10Ni3MoVD鋼焊接具有一定的冷裂紋傾向。10Ni3MoVD焊接過程中應(yīng)采取預(yù)熱措施，通過預(yù)熱達到消氫的目的，并減緩冷卻速度，降低冷裂紋傾向。同時，對10Ni3MoVD鋼焊后立即進行250～300℃×(2～3)h的緩冷處理，進一步消除焊縫的氫，減小冷裂紋產(chǎn)生的幾率。

(1)

2.2 熱裂紋

焊接熱裂紋產(chǎn)生的主要原因為焊接熔池凝固結(jié)晶時，在液相與固相并存的溫度區(qū)間，由于結(jié)晶偏析和在焊接收縮應(yīng)力的作用下，焊縫金屬沿一次結(jié)晶的晶界形成裂紋[8]。對10Ni3MoVD鋼按照熱裂紋敏感性指數(shù)HCI評判其熱裂紋敏感性，由表1中的試驗材料化學(xué)成分按照公式(2)計算，計算結(jié)果為HCI=5.022，當(dāng)熱裂紋敏感性指數(shù)HCI大于15時，熱裂紋比較敏感，因此10Ni3MoVD鋼對熱裂紋不敏感。

HCI=1080P+733S+13Si+0.2Ni-43C-3Mn-0.7Cr

(2)

2.3 焊接低溫性能

低溫沖擊韌性是低溫鋼焊接重要合格指標(biāo)之一，低溫鋼焊縫、熱影響區(qū)沖擊吸收能量經(jīng)常出現(xiàn)較大幅度波動的現(xiàn)象，沖擊吸收能量數(shù)值兩高一低的情況時常發(fā)生[9]。焊接熱輸入量對低溫韌性影響較大，焊接時需要嚴(yán)格控制焊接熱輸入量，避免熱輸入量過大，造成焊縫及熱影響區(qū)組織粗大，降低沖擊韌性。對于10Ni3MoVD鋼的焊接，預(yù)熱除了是避免冷裂紋產(chǎn)生的工藝措施之外，更重要的作用是，減緩冷卻速度，避免產(chǎn)生韌性較差的淬硬組織，降低沖擊韌性。道間溫度對沖擊韌性也有很大的影響，過高的道間溫度，將會造成焊縫高溫停留時間過長，給焊接組織長大提供了時間，因此焊接過程中要控制好道間溫度。材料焊接過程中，無論如何控制熱輸入量，熱影響區(qū)的晶粒均會有一定程度的長大，降低沖擊韌性。為了更好的保證焊接熱影響區(qū)的沖擊韌性，對10Ni3MoVD鋼的晶粒度提出了要求，原材料晶粒度級別≥6級。

3 焊接試驗

3.1 坡口加工

試驗采用的10Ni3MoVD鋼試板厚度78 mm，試板規(guī)格為125 mm×600 mm，試板數(shù)量4塊，共2副試板，坡口形式如圖1所示。為了保證坡口精度與質(zhì)量，坡口采用機械加工的方法加工，坡口加工后進行100%MT-I級檢測，確保坡口無任何缺陷。

圖1 坡口形式Figure 1 Groove type

3.2 試板的焊接

試板焊接采用GTAW和SMAW組合焊接方法，GTAW焊接厚度30 mm，SMAW焊接厚度48 mm，焊接位置為平焊。試板焊前采用電加熱方式進行整體預(yù)熱，每副試板上布置2支熱電偶，數(shù)顯溫度電箱對其進行控溫，預(yù)熱溫度150℃。為了防止試板焊接變形，試板先采用GTAW焊接方法焊接，GTAW焊接10 mm后,翻身另一面進行SMAW焊接，焊接厚度16 mm，如此交替三次翻身焊接，直至焊接結(jié)束。試板焊接采用直線焊道焊接，并多層多道焊，每一道焊縫焊后，采用可接觸式測溫槍進行測溫，焊接道間溫度不大于200℃，試板焊接后立即進行(250～300)℃×2 h緩冷處理。GTAW采用ER62-D2氬弧焊絲，SMAW采用E6215-N5M1P焊條，焊條按廠家推薦的烘干溫度進行烘干，焊條領(lǐng)用時采用保溫筒進行保溫，試板具體焊接規(guī)范參數(shù)見表3所示。

表3 焊接規(guī)范參數(shù)Table 3 Welding specification parameters

3.3 無損檢測

試板焊接后及熱處理24 h后按照NB/T 47013—2015《承壓設(shè)備無損檢測》標(biāo)準(zhǔn)進行100%MT-I級、100%UT-I級、100%RT-II級檢測，檢測結(jié)果均合格。

3.4 試板的熱處理

按照客戶工程技術(shù)規(guī)范的要求，10Ni3MoVD鋼焊后熱處理溫度為580℃±10℃，而NB/T 47015—2011《壓力容器焊接規(guī)程》標(biāo)準(zhǔn)中要求的最低熱處理溫度為600℃，因此對10Ni3MoVD鋼580℃±10℃熱處理溫度的保溫時間，按照NB/T 47015標(biāo)準(zhǔn)中表6的要求采取延長保溫時間的熱處理方案。按照標(biāo)準(zhǔn)中表6的要求計算，78 mm厚的材料在580℃熱處理溫度下最短保溫時間為165 min，將該保溫時間作為最小焊后熱處理?？紤]到產(chǎn)品熱處理后可能存在返修或產(chǎn)品服役后出現(xiàn)返修的情況，又進行了580℃±10℃×360 min的熱處理，將該保溫時間作為最大焊后熱處理。2副試板分別進行最小、最大熱處理，具體的熱處理工藝曲線如圖2、圖3所示。

圖2 最小焊后熱處理Figure 2 Minimum post weld heat treatment

圖3 最大焊后熱處理Figure 3 Maximum post weld heat treatment

4 理化試驗

焊接試板按照NB/T 47014《承壓設(shè)備焊接工藝評定》—2011標(biāo)準(zhǔn)進行橫向板狀拉伸、側(cè)向彎曲試驗、-50℃沖擊試驗，并補充了硬度、宏觀金相試驗、顯微組織試驗。

4.1 拉伸試驗

每種熱處理狀態(tài)的試板取2個拉伸試樣，但由于試板厚度較厚，拉伸試驗機能力受限，無法進行全厚度的拉伸試驗，故拉伸試樣在厚度方向等分2片試樣，具體拉伸試驗結(jié)果如表4所示。

從表4試驗數(shù)據(jù)看，抗拉強度的結(jié)果均在標(biāo)準(zhǔn)范圍之內(nèi)，最大焊后熱處理的抗拉強度略低于最小焊后熱處理的抗拉強度，可見隨著焊后熱處理時間的延長，10Ni3MoVD鋼焊接接頭抗拉強度趨于下降的趨勢。

表4 拉伸試驗結(jié)果Table 4 Tensile test results

4.2 彎曲試驗

按照標(biāo)準(zhǔn)，每種熱處理狀態(tài)的試板取4個側(cè)向彎曲試樣，彎曲試驗結(jié)果如表5所示。彎曲試驗的合格，證明焊接接頭致密性良好，且具有一定的塑性變形能力。

表5 彎曲試驗Table 5 Bending test

4.3 沖擊試驗

以SMAW焊接方法作為沖擊取樣的上表面，GTAW焊接方法作為沖擊取樣的下表面，對上下表面焊縫及其熱影響區(qū)取樣進行沖擊試驗，考慮到厚板材料厚度中心T/2位置往往性能較差，又在T/2位置增加了焊縫和熱影響區(qū)的取樣，具體沖擊試驗結(jié)果如表6所示。由表6可見，沖擊吸收能量的數(shù)值均高于母材80 J的要求，沖擊吸收能量也未出現(xiàn)特別明顯的兩高一低的波動現(xiàn)象，且還有一定的裕量。沖擊吸收能量是由消耗試樣彈性變形的彈性功、直至產(chǎn)生裂紋前的塑性變形產(chǎn)生的塑性功和裂紋產(chǎn)生并擴展至斷裂的撕裂功三部分組成，對于高強鋼而言，其彈性功所占的比例較大，塑性功和撕裂功相對較小[10]，單純的以沖擊吸收能量數(shù)值來衡量焊接接頭的韌性是不夠全面的，因此對沖擊試樣進行了側(cè)向膨脹量檢測和纖維斷口百分比檢測，表6數(shù)據(jù)中的側(cè)向膨脹量均大于工程技術(shù)規(guī)范要求的0.53 mm，纖維斷口百分比均在50%以上，進一步證明沖擊性能的良好。從表6的數(shù)據(jù)綜合來看，最小熱處理態(tài)與最大熱處理狀態(tài)的沖擊結(jié)果基本相當(dāng)，熱處理時間的延長并不能提高10Ni3MoVD鋼焊縫及熱影響區(qū)的沖擊性能。

表6 沖擊試驗Table 6 Impact test

4.4 硬度試驗

以SMAW焊接方法作為上表面，GTAW焊接方法作為下表面，按照GB/T 4340.1—2009《金屬材料 維氏硬度試驗 第1部分：試驗方法》標(biāo)準(zhǔn)對焊接接頭進行硬度試驗，試驗結(jié)果如表7所示。從表7的數(shù)據(jù)可以得知，熱影響區(qū)的硬度高于母材以及焊縫，未出現(xiàn)其它淬火+回火鋼焊接熱影響區(qū)容易軟化的現(xiàn)象，最大熱處理后的硬度低于最小熱處理后的硬度，說明焊后熱處理時間的延長可以有效降低焊接接頭的硬度。

表7 硬度試驗HV10Table 7 Hardness test HV10

4.5 宏觀試驗

取焊接接頭截面制備宏觀試樣，試樣打磨拋光后，用5%硝酸酒精溶液侵蝕后，在電子顯微鏡下10倍放大觀察，焊縫金屬與母材熔合良好，無裂紋、未熔合、未焊透等缺陷，見圖5。

4.6 顯微組織試驗

按照GB/T 13298—2015《金屬顯微組織檢驗方法》標(biāo)準(zhǔn)進行顯微組織試驗，試樣經(jīng)放大500倍后觀察，未見顯微裂紋及其他缺陷，SMAW和GTAW焊接方法熱影響區(qū)顯微組織為貝氏體+鐵素體，SMAW焊縫顯微組織為先共析鐵素體+針狀鐵素體+貝氏體，GTAW焊縫顯微組織為鐵素體+貝氏體，各位置的顯微組織照片如圖6所示。

(a)最小熱處理態(tài) (b)最大熱處理態(tài)

(a)SMAW熱影響區(qū) (b)SMAW焊縫 (c)GTAW熱影響區(qū) (d)GTAW熱影響區(qū)

5 結(jié)論

(1)通過對10Ni3MoVD鋼材料的力學(xué)性能及化學(xué)成分析、焊接性能分析，焊接過程中采取預(yù)熱、緩冷等工藝措施，避免了焊接冷裂紋以及影響韌性的淬硬組織產(chǎn)生。

(2)10Ni3MoVD鋼采用GTAW+SMAW焊接方法，選擇ER62-D2氬弧焊絲及E6215-N5M1P焊條焊接，焊接過程中嚴(yán)格控制焊接熱輸入量以及道間溫度，經(jīng)過580℃±10℃的最小、最大熱處理后，均得到了滿足標(biāo)準(zhǔn)及工程技術(shù)規(guī)范要求的力學(xué)性能，10Ni3MoVD鋼焊接熱影響區(qū)未出現(xiàn)軟化現(xiàn)象。

(3)隨著焊后熱處理時間的延長，10Ni3MoVD鋼焊接接頭的抗拉強度和硬度會有一定程度的下降，焊后熱處理時間的延長對沖擊韌性沒有改善的作用。