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发表于 2007-12-6 20:00:18
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来自： 中国广东深圳
Cr-1Mo厚壁乙烯裂解炉管焊接工艺
& a" t; B0 @3 J( ~我厂承制的北京燕山石化6 万t/a乙烯裂解炉对流段，材料全部由日本进口。其中一组炉管材料为Cr-1Mo，规格为168 mm×27 mm，其设计压力21.9 MPa，设计温度516 ℃，属于高温高压工况条件。我厂虽有多年制造裂解炉对流段的经验，但材料一般以碳钢为主，且壁厚都在12 mm以内。对于高温高压炉管材料的焊接，国内外研究较多的是Cr5Mo及12CrMoV等，但对于厚壁Cr-1Mo炉管的焊接则研究较少。为了合理确定其焊接线能量、预热温度及焊后热处理制度，因此对其进行了探讨。! b( C2 [6 o' z4 w% _
0 x$ s6 P& T2 N/ e! I
- m7 m0 k' B n$ X* y( B1 焊接方法及焊接材料选择
5 t; C3 s5 W8 D# ?; V- Z 裂解炉对流段炉管化学成分见表1，力学性能为σb=625 MPa,σs=498 MPa,ψ=44.1%,HV=193,ak=257 J。架上焊接位置为水平固定加障碍物，而且焊缝外观要求十分苛刻。焊缝的余高不大于1 mm,焊波的高低差不大于0.5 mm， 背面余高为0.5 mm，焊缝100%X射线探伤二级合格，因此采用手工TIG焊较为适宜，选用按ASME SA355-92标准出品的TIG-2GM牌号低合金钢焊丝，其化学成分见表1。
1 E7 X! r; u* S. w5 \- F* J1 i
( J$ X$ x4 z" F0 z6 x3 |表1 化学成分 %7 x: m! H" q# u
! ?7 s0 |& d0 H* K2 ?* P
& w. u. e; U1 G$ u* c
8 q& }: j6 @5 l1 M
元素 C Si Mn Cr Mo S P ! }0 P* j' [2 w1 d5 w) B1 z9 U% s0 f
炉管 0.130 0.250 0.600 2.270 1.030 0.003 0.007
( r9 t( j( j) P% d8 D8 d( ^4 ^$ ^焊丝 0.085 0.302 0.780 2.240 1.060 0.008 0.005 . W/ `& ^( s' J1 a
' s( o" ^" e7 F+ l2 p
7 `; B+ l+ v, H, t
. {. @- Y$ N5 \2 焊接工艺试验及分析 l* o* M5 E( P9 B/ n% O: [
2.1 预热温度
* U7 z$ U9 I+ q3 F. N/ z# N/ z5 H% U 试验用Cr-1Mo钢管，壁厚27 mm，进行常温和不同预热温度下的斜Y型加强拘束抗裂性试验，试验焊接规范E=10.2 kJ/cm(I=110 A,U=14 V,v=9 cm/min)，试验焊缝焊后经48 h放置，用着色探伤检查焊缝表面和用低倍光学显微镜观察断面，其表面和断面裂纹率见表2。: q' _: _7 Y0 x6 ?4 e
表2 抗裂性试验结果6 r; U# m' _- [& K5 K
1 L |7 j) w3 {/ m
+ {- o' h" j' W/ C( L
/ L6 Z% E" W' y" X o# b! }
预热温度／℃ 表面断裂率／％ 断面裂纹率／％
9 e; f0 X) w5 |( D8 n常温 100.0 100.0 ! q2 Z) R6 L9 y" B |2 Q$ b- c
100 70.5 83.7
# I' y1 i' l$ h# H9 \' _150 0.0 43.5
) N& ^5 I% c, a, M200 0.0 0.0 4 D/ I6 {& e, ]
250 0.0 0.0 6 @6 i9 H- w3 A5 I0 D: U3 f
% Z, z' E+ @* P) B
, g: _+ S) w5 A9 n% d) U
, G- X% j9 y: T& | I 试验表明，Cr-1Mo钢冷裂倾向比较大，随着预热温度的提高，接头抗冷裂能力得以改善。当Tr≥200 ℃时，冷裂纹全部消除，因此，焊前预热温度选择在200 ℃左右即可满足抗裂要求。
% Y5 T, ] E& Y8 r3 m2.2 焊接线能量
, ?% u. q% \7 O! N* B. |4 Q( @ 从前面试验可知，在预热温度200 ℃，焊接线能量E为10 kJ/cm左右时，焊缝不出现裂纹，那么，此时的E值应为临界值(下限值)。从成型来看，在此规范下进行根部打底和第二、三层过渡，全位置成型良好，反面余高也在控制指标范围内，而其它焊层的规范在使接头获得良好的综合力学性能前提下应尽可能选择大一些，以提高生产效率。因此，须确定一个线能量上限值，为此选用两种方案进行试验：①10 kJ/cm规范打底过渡，20 kJ/cm规范填充和盖面。②10 kJ/cm规范打底过渡，30 kJ/cm规范填充和盖面。这两种方案的试样都经710 ℃下2 h高温回火。检查接头的常温力学性能和-50 ℃时的冲击韧度。接头常温抗拉强度均在570～580 MPa，经过90 °冷弯都不裂。两种方案焊接试样的焊缝区、熔合区及热影响区的-50 ℃冲击功对比见图1。在相同热处理条件下，减少焊层，增加线能量的结果使接头韧度降低。这主要是因为E增大后冷却速度变慢，导致过热区晶粒粗大，韧度变差，Cr-1Mo钢有较强的回火脆化倾向，它对接头韧度有较大的损耗。因此，为了不致于由E的增大而过多提高其塑脆转变温度，损耗接头的韧度贮备，所以，选用20 kJ/cm作为焊接规范的上限值。
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2 X5 N9 J6 o, v; s- ~& I2 ~4 y. I; i6 G% ~
' k: q; N) N' u! d" t, s E* `; t
图1 线能量对韧度的影响2 p4 J8 o6 j3 z
* b' }* a" q% ~4 U J" T2.3 焊后热处理规范
9 X% _* ?1 c' u9 v; y 文献［1］指出，对Cr-Mo钢，回火参数［P］的变化范围为20.0～20.6，但对某种具体的焊件，则有一个最佳的［P］值。对壁厚27 mm的Cr-1Mo炉管焊后热处理，［P］值取下限20.0，保温2 h，根据回火参数计算式，有：
9 D6 p# d7 x6 t$ c
, ^# S$ V j4 a3 h2 w. ~6 e% \［P］=T(20+lgt)×10-3 (1)( V a$ c& Z# N% X7 q
- K7 S7 i/ z! b' ]0 i+ e o
式中，T为回火温度，K；t为保温时间，h。由式(1)可知T=710 ℃。为了进一步了解回火规范对接头性能的影响，用前述方案1的焊接试样分别在650 ℃、710 ℃及760 ℃进行高温回火，保温2 h，再进行性能检验。( o( B0 B2 J/ p& ]
为考察［P］对-50 ℃冲击韧度影响，在650 ℃、710 ℃及760 ℃这3种状态下对试样的热影响区做-50 ℃的V型缺口冲击试验，其结果见图2。8 w" |& A- e: ?
9 x3 s7 |$ _7 I( w/ s5 g
\# n! D5 ]1 ~) \# g
u- e% n! y& ~# v+ Y
; ? w5 X) e8 t+ Q2 u( W& h( T m4 E5 s: E. w& ?9 f+ X& X& p
图2 热处理温度对韧度的影响+ ]. K7 s1 s" G+ l3 N5 V
8 X, X! M9 G5 T( U K' r( Y2.4 ［P］对焊缝强度的影响
3 [ H2 R& a0 X$ X* Q 对接头进行室温拉伸和425 ℃高温短时拉伸试验，其结果见表3，回火参数［P］值取20.0，即回火温度为710 ℃，是比较合适的。
4 w7 T0 n# C( @, v2 z0 Q' V
; X9 A" r: `' I+ v/ U, `' ^表3 接头常温和高温短时性能) s6 p, w8 ^& G; c# K2 Q2 {
/ L% |+ R! ^6 o9 t& T
, g$ w" U9 X. c# I
# ^$ m! h% F. C# b) Z, `回火温度／℃ 室温时σs/σb 425 ℃时σs/σb 1 ?* }9 B; s7 Z9 k" G, A
650 612／436 507/359
, q3 y5 j5 G* J; t+ N. g, {3 V* Y3 S710 540／411 485/308 / s# c3 t4 X' C& S+ X
760 538／402 475/284
, w3 J. }, m; |" X* z3 r6 ~ g A! ?4 M( X% _" N# o1 o' A+ Y
4 G" M# h! \% w6 |$ n, o7 {2 }9 x4 @2 H
3 接头回火脆化敏感性检验( B6 _% F* u# E1 }
3.1 焊缝金属有关系数
+ k4 ^ K$ V9 O X、J系数是衡量Cr-Mo钢回火敏感性大小的重要指标。文献［2］指出，为了保证焊缝有良好的抗回火脆化能力，要求焊缝金属的X系数小于25×10-6，J系数小于200。为此，对与回火脆化关系密切的元素进行了化学成分分析，结果见表4。6 P! ?# A$ X6 C5 Z7 [3 u
表4 焊缝回火脆化敏感元素含量 % 4 u% x! V' j. `5 K- g# s
/ ]$ F; h2 D0 s1 T) k
& D! j0 C, z" D6 P" J+ {
. J4 N% C& D; L元素 Si Mn P As Sn Sb
3 B( ~$ U7 @- C$ `含量 0.37 0.75 0.006 0.000 4 0.000 9 0.001
2 V5 ]; f1 ~. i! @) L8 ?# S# A* d; u7 G
1 v8 w5 a$ h4 O' v/ k; f
7 h/ [& \! k! E7 l. }6 }. ?
从表中数据可求得： 2 Z, Q: `, X' E& F4 [
X=(10P+5Sb+4Sn+As)0.01=0.000 008 (2)
; T+ [" l8 Q; m
4 d& c. e* l/ hJ=(Si+Mn)(P+Sn)10 000=84.5 (3); C- ^1 [. Z% _6 @% l, p3 F( J
4 w" ?/ b2 v2 I h& N- l
这两个值均低于控制指标，说明所选的焊接材料足以满足抗回火脆化的要求。! |: l% x& a }1 J
+ P7 r" L* E: `) n
2 C1 d1 a `& z* f, l( ?: {3.2 回火脆化评定试验+ R5 H, l; c; K* u. n3 |
评定方法采用Socal No.1步冷曲线［2］，见图3。通过步冷处理，使材料分步通过脆化温度，造成加速脆化的条件，使其在较短时间内材料脆化量更大。 , J5 u7 ]4 n2 `9 X* w" I
1 V1 q( r% O0 n) s2 Z
! g* g6 N7 i9 d. l0 k' B- _. y+ B+ `+ R. f+ M
9 B2 k1 ?2 q. a4 l图3 步冷处理(SC)曲线& T( r, f* T( d
- ?5 c6 x7 l, ?( v Cr-1Mo材料回火脆化的塑脆转变温度应满足下式要求：
3 x& i" W& R1 f% ?5 r6 m9 J
" k/ f& _7 ]# G" lvTr54+KΔvTr54≤38 ℃ (4)8 S5 w( h8 d- U9 D
6 j" ~/ ^9 Y' s* _式中，ΔvTr54=vTr′54-vTr54,vTr54为回火处理(SR)后54 J冲击功时的转变温度；vTr54为回火处理加步冷处理(SR+SC)后54 J冲击功时的转变温度；K为增强系数，这里取2.0。
! G9 s# ]: {/ ~! a# C, K7 @5 T 将710 ℃下2 h高温回火(SR)的焊接试样和回火后再经步冷处理 (SR+SC) 的试样，分别在20～－60 ℃下作焊缝和热影响区的V型缺口冲击试验，其塑脆转变温度曲线见图4和图5。 可以看出焊缝和热影响区SR后54 J冲击功的温度为-56 ℃和-54 ℃， 焊缝脆化前后温度增量约5 ℃，于是Tr54+2ΔvTr54=-46 ℃,所以热影响区脆化前后温度增量约为8 ℃，则Tr54+2ΔvTr54=-38 ℃，这两个结果均远低于控制指标。* m: J' h9 E3 E) t, k
& C w o; i; d# M# t2 [
4 l8 s$ o( p# @" ?6 K2 ?2 \: _2 [- o" M' G
5 N6 `- F( ^ U' b
1 ~7 E2 c+ r/ W* N; m# H2 o) F图4 焊缝脆化前后转变温度曲线9 A$ u: U1 ~9 n8 Q+ t4 s
+ l+ |' f7 K5 k" O- d
+ D" q9 W) K5 s* f( h+ i" M
E. K( d8 f/ U/ s: p: _" E
2 l. h) k- e! n* ] [; m: e# J( m9 W& m0 }% R
图5 热影响区脆化前后转变温度曲线- C3 y# J. M. N: W7 c$ I
! g0 u7 h1 e" t7 [2 N. n8 k3 I5 J8 D& o# X. [/ d
4 结 语
) X7 V/ W0 ?* A \% y8 F4 f ①对于厚壁炉管焊接，焊前预热是必需的，当预热温度控制在200 ℃左右时，能有效地防止冷裂纹的产生。②对于炉管水平固定加障碍位置的焊接，焊接线能量下限控制在10 kJ/cm左右，能获得满意的焊缝根部成型。对于填充焊道和盖面，随着线能量上限值的增大，焊层减少，接头常温力学性能变化不明显，而-50 ℃冲击韧度则呈明显下降趋势。为保证接头具有可靠抗断裂韧度，线能量控制在20 kJ/cm较为合适。③厚壁炉管焊接接头常温和425 ℃高温短时拉伸强度，随回火温度的提高均有明显下降。而-50 ℃冲击功则在710 ℃，即［P］=20.0时显示了最高值，为保证接头的综合力学性能，合理的热处理规范为［P］=20.0，即回火温度710 ℃，保温2 h。④选用TGS-2CM焊丝，焊缝的脆化敏感性系数均低于控制指标，焊接线能量控制在10～20 kJ/cm，回火参数［P］取20.0时，焊缝和热影响区的塑脆转变温度低，接头步冷处理后脆化温度增量小，接头韧度贮备大，抗回火能力强，因此在高温下使用其安全裕度大，不会发生脆性断裂。 |
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