羅軍，熊建坤，黃麗

（東方電氣集團(tuán)東方汽輪機(jī)有限公司，四川 德陽(yáng)，618000）

0 前言

電力是支持人類經(jīng)濟(jì)和社會(huì)發(fā)展的基礎(chǔ)能源，雖然已經(jīng)可以將水能、風(fēng)能、太陽(yáng)能、地?zé)崮?、生物質(zhì)能等清潔能源轉(zhuǎn)化為電能，但燃煤依然是世界電力的主要供應(yīng)方式。然而，NOx、SOx、COx以及粉塵的大量排放使得燃煤發(fā)電對(duì)環(huán)境造成了嚴(yán)重污染[1]。已有研究表明在相同的排放量下，提高燃煤機(jī)組蒸汽參數(shù)可有效提升熱效率值，因此如何提高燃煤機(jī)組蒸汽參數(shù)成了研究的焦點(diǎn)。20世紀(jì)末，歐美、日本等先進(jìn)發(fā)電技術(shù)掌握者先后提出了蒸汽參數(shù)高達(dá)700℃/35 MPa[2]的超超臨界燃煤機(jī)組研究計(jì)劃。對(duì)機(jī)組高溫部套的用材提出了更嚴(yán)苛的要求，特別是材料的高溫強(qiáng)度、蠕變特性、抗氧化性等。因此高溫材料是700℃機(jī)組發(fā)展的基礎(chǔ)。本文綜述了歐美、日本等針對(duì)700℃超超臨界燃煤機(jī)組用鎳基高溫合金的發(fā)展及其焊接研究進(jìn)展。

1 鎳基高溫合金的發(fā)展

700℃超超臨界燃煤機(jī)組高溫部套用材料主要由鐵素體鋼、奧氏體鋼及鎳基高溫合金構(gòu)成，其中鎳基高溫合金具有很高的蠕變強(qiáng)度，對(duì)于700℃及其以上溫度而言鎳基高溫合金的綜合性能優(yōu)于鐵素體鋼和奧氏體鋼。但鎳基高溫合金焊接性能、機(jī)械加工性能較差，且行業(yè)內(nèi)缺乏高溫條件下長(zhǎng)期應(yīng)用的經(jīng)驗(yàn)。

歐洲AD700項(xiàng)目對(duì)617、740、263等合金進(jìn)行了焊接性能和機(jī)械加工性能研究，并在100 MPa/750℃的條件下進(jìn)行了持久強(qiáng)度及熱疲勞性能研究[3]。對(duì)比分析后選擇了617作為700℃機(jī)組中鍋爐過(guò)熱器、再熱器、主蒸汽管道和集箱[4～5]等高溫部套的用材。617含有較高的Mo使得耐煙氣腐蝕能力不足，在服役過(guò)程中材料持久強(qiáng)度未達(dá)標(biāo)。通過(guò)改良，獲得了617B（CCA617、617 mod）和617BOCC （optimised chemical composition） 。CCA617大厚壁件在焊接過(guò)程中易產(chǎn)生再熱裂紋[6]，導(dǎo)致將其用于主蒸汽管道的計(jì)劃失敗。日本的700℃用鍋爐候選材料為617、740、263、CCA617及Haynes230等[7]。617、625、718在750℃蒸汽和空氣環(huán)境中通過(guò)了斷裂韌性試驗(yàn)，且未在617和625的四點(diǎn)彎曲試樣表面發(fā)現(xiàn)裂紋，718在蒸汽環(huán)境中四點(diǎn)彎曲試樣表面開裂[8]。通過(guò)焊接性能、力學(xué)性能、機(jī)械加工性能及抗蒸汽氧化性能等的對(duì)比試驗(yàn)，美國(guó)學(xué)者認(rèn)為740在抗腐蝕性能方面比CCA617及Haynes230有優(yōu)勢(shì)[3]。后續(xù)研究表明：740在800℃長(zhǎng)期時(shí)效過(guò)程中存在組織不穩(wěn)定的問(wèn)題，在厚壁件的焊接中熱影響區(qū)晶界處會(huì)出現(xiàn)液化微裂紋，為此開發(fā)了改進(jìn)型合金740H。

2 鎳基高溫合金的焊接

在700℃等級(jí)的超超臨界發(fā)電技術(shù)的推動(dòng)下，鎳基高溫合金的焊接獲得了廣泛研究。617作為AD700的主要研究對(duì)象，在各方面均有豐富的研究數(shù)據(jù)；而740的改進(jìn)型合金740H在焊接方面取得的突破性進(jìn)展是近幾十年來(lái)鎳基高溫合金焊接的重大研究成果。因此，本文將以617和740H的焊接研究進(jìn)展為基礎(chǔ)對(duì)鎳基高溫合金的焊接研究進(jìn)行介紹。

2.1 焊接方法

鎳基高溫合金對(duì)雜質(zhì)敏感，黏性較大、流動(dòng)性差，焊接易產(chǎn)生氣孔、裂紋等缺陷。作為700℃超超臨界燃煤機(jī)組用鎳基高溫合金的典型材料，617和740及其改進(jìn)型合金的焊接性能被國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究。主要的焊接方式為：（熱絲）鎢極惰性氣體保護(hù)焊、熔化極氣體保護(hù)焊、埋弧焊及手工焊條電弧焊等。在焊接時(shí)應(yīng)仔細(xì)清理待焊區(qū)及附近的油污、水分、氧化物等雜質(zhì)，采用小規(guī)范焊接電流，減小停留時(shí)間，控制層間溫度，減小熱輸入量以獲得與母材相當(dāng)?shù)木Я６取?/p>

2.2 焊材

617和740及其改進(jìn)型合金均為固溶強(qiáng)化合金，其焊材的化學(xué)成分與母材相同或相近。表1為617、740及其改進(jìn)型合金化學(xué)成分，表2為617焊絲的化學(xué)成分，表3為117焊條[9]（焊617用）化學(xué)成分，表4為282焊絲和740H焊絲化學(xué)成分。

表1 617、740及其改進(jìn)型合金化學(xué)成分wt%

表2 617焊絲化學(xué)成分wt%

表3 117焊條化學(xué)成分wt%

表4 282焊絲和740H焊絲化學(xué)成分wt%

2.3 617合金的焊接研究

考慮到617合金的工程應(yīng)用性，學(xué)者們采用617焊絲作為填充材料，對(duì)617合金的GTAW焊接進(jìn)行了廣泛研究。Totemeier T等采用617焊絲對(duì)20 mm厚的U型坡口617合金試板進(jìn)行了焊接試驗(yàn)[10]，層間溫度＜150℃，接頭無(wú)裂紋、氣孔等缺陷，接頭力學(xué)性能與母材相當(dāng)。Young Su Park等采用Ar+H2（2．6%）作為保護(hù)氣體用617焊絲對(duì)617合金進(jìn)行了GTAW焊接[11]，熱影響區(qū)晶粒度與母材相當(dāng)，焊縫處晶粒較大，焊縫的力學(xué)性能稍低于母材。E Farahani等用12 mm厚的617合金試板進(jìn)行了直流GTAW焊接和脈沖GTAW焊接的對(duì)比試驗(yàn)[12]，結(jié)果表明脈沖GTAW焊接的熱輸入小，能獲得更小的晶粒。另外，Jalilian F等采用Ni-4．5%Si-3%B作中間層，對(duì)617合金進(jìn)行了瞬間液相擴(kuò)散連接（TLP），并對(duì)接頭處的析出物進(jìn)行了分析[13]。

AD700項(xiàng)目對(duì)617管接頭進(jìn)行了長(zhǎng)時(shí)蠕變斷裂試驗(yàn)，蠕變強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求，但在3年的現(xiàn)場(chǎng)掛爐試驗(yàn)中焊縫及附近處出現(xiàn)裂紋，如圖1所示，分析認(rèn)為裂紋產(chǎn)生的主要原因是焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力[14]。另，對(duì)運(yùn)行20 000 h后出現(xiàn)裂紋的617厚壁管件進(jìn)行了取樣分析，在晶內(nèi)和晶界析出γ'相和碳化物[15]，因此需要對(duì)補(bǔ)焊工藝中是否進(jìn)行焊前熱處理加以研究。不同補(bǔ)焊工藝對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果表明，焊前進(jìn)行1 160℃/1 h熱處理并采用半自動(dòng)TIG焊接的接頭能獲得良好的組織，如圖2所示。

圖1 617管道裂紋

圖2 不同補(bǔ)焊工藝的接頭組織金相照片

617合金的焊接性能良好，但現(xiàn)場(chǎng)掛爐試驗(yàn)失敗表明合金的抗蠕變能力有待改善。在合金中加入了20ppm～50ppm的B元素，提高了合金的抗蠕變能力，嚴(yán)格控制雜質(zhì)含量并優(yōu)化Mo、C及B的含量，最終得到617B OCC改進(jìn)型合金[14]，但包括焊接性在內(nèi)的性能研究有待進(jìn)一步開展。

2.4 740H合金的焊接研究[16]

740合金是1種Ni-Cr-Co沉淀強(qiáng)化型合金，作為先進(jìn)超超臨界技術(shù)的主要候選材料之一，740合金在760℃/34．5 MPa的條件下較其他材料表現(xiàn)出了最好的高溫強(qiáng)度和抗腐蝕性能。740合金對(duì)應(yīng)力-時(shí)效裂紋和高溫失塑裂紋均不敏感，甚至目前的研究認(rèn)為對(duì)服役中的應(yīng)力釋放裂紋也有較好的抵抗能力。但含Si（0．50wt%）、Nb（2．0wt%）、B（0．004wt%）的740合金在焊接熱影響區(qū)以及焊件超過(guò)12．7 mm的焊縫中對(duì)液化裂紋特別敏感，在76．2 mm焊件的熱影響區(qū)和焊縫區(qū)均出現(xiàn)了大量裂紋，如圖3所示。

圖3 76．2 mm厚740合金焊接接頭液化裂紋金相

經(jīng)過(guò)大量試驗(yàn)研究，獲得了含Si（0．20wt%）、Nb（1．5wt%）、B（0．001wt%）的740改進(jìn)型合金740H。采用282焊絲和740H焊絲進(jìn)行多種厚度的焊接試驗(yàn)表明，該合金任何厚度的焊接件都對(duì)液化裂紋不再敏感，如圖4所示。γ'相強(qiáng)化合金在強(qiáng)度和塑性間有著不可調(diào)和的矛盾，因?yàn)橹灰?jīng)過(guò)充分的時(shí)效處理，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度能很容易地達(dá)到母材的最小抗拉強(qiáng)度值，但長(zhǎng)時(shí)間的時(shí)效處理會(huì)使γ'相粗化、長(zhǎng)大，這就很難滿足彎曲試驗(yàn)中的“小”半徑要求。綜合考慮強(qiáng)度和塑性，采用800℃/4 h的時(shí)效處理方案獲得了較好的綜合效果，但未能通過(guò)ASME第IX卷的相關(guān)要求[17]：（1）740H焊絲焊接的試件經(jīng)800℃/4 h時(shí)效處理后室溫強(qiáng)度為母材最低抗拉強(qiáng)度的98%（拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)見(jiàn)表5），側(cè)彎試驗(yàn)的最小彎曲半徑為2．5倍板厚，如圖5所示；（2）282H焊絲焊接的試件經(jīng)800℃/4 h時(shí)效處理后室溫強(qiáng)度為母材最低抗拉強(qiáng)度的99%，拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)見(jiàn)表5，側(cè)彎試驗(yàn)的最小彎曲半徑為3倍板厚，如圖6所示。

表5 740H合金GTAW接頭全板厚室溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果

圖4 76 mm厚740H合金不同焊絲GTAW接頭金相

圖5 76 mm厚740H合金740H焊絲GTAW接頭時(shí)效后彎曲試驗(yàn)試樣

圖6 76 mm厚740H合金282焊絲GTAW接頭時(shí)效后彎曲試驗(yàn)試樣

在282焊絲和740H焊絲的GTAW接頭進(jìn)行的橫向和全焊縫金屬高溫拉伸試驗(yàn)中，740H焊絲的焊件力學(xué)性能低于母材[18]，282焊件的力學(xué)性能與母材相當(dāng)，見(jiàn)圖7～10。在圖9～10中，700～800℃附近塑性降低現(xiàn)象與γ'相強(qiáng)化合金在高溫階段失塑的結(jié)論相符。

圖7 焊縫截面試樣高溫（500～950℃）拉伸試驗(yàn)結(jié)果

圖8全焊縫試樣高溫（500～950℃）拉伸試驗(yàn)結(jié)果

圖9焊縫截面試樣高溫（500～950℃）延伸率試驗(yàn)結(jié)果

圖10全焊縫試樣高溫（500～950℃）延伸率試驗(yàn)結(jié)果

David C Tung[19]等發(fā)現(xiàn)，采用740H焊絲焊接的焊件在進(jìn)行蠕變?cè)囼?yàn)和時(shí)效處理后在焊縫組織晶界均出現(xiàn)了γ'貧化區(qū)（如圖11所示），這將嚴(yán)重影響抗蠕變性能。Al、Ti是γ'相的組成元素，在焊縫凝固末期Nb、Ti元素與C元素形成碳化物，使得Ti元素偏析導(dǎo)致晶界碳化物區(qū)出現(xiàn)γ'相貧化。

圖11焊縫組織中晶界γ'貧化

3 結(jié)語(yǔ)

提高火電機(jī)組發(fā)電效率的強(qiáng)烈訴求極大地推動(dòng)了高溫材料的發(fā)展，歐洲、日本和美國(guó)對(duì)以617、740及其改進(jìn)型合金為代表的鎳基高溫合金進(jìn)行了大量研究。617合金具有良好的可焊性，其改進(jìn)型合金617B OCC的性能還有待于長(zhǎng)期試驗(yàn)的驗(yàn)證。740的焊接性較差，740H的焊接性雖有所提高但γ'相的貧化現(xiàn)象將嚴(yán)重影響及接頭抗蠕變性能，針對(duì)740H用的焊絲還有待進(jìn)一步研究。