我國壓力容器用高端焊接材料國產化現狀及發展趨勢

蔣軍，房務農

合肥通用機械研究院有限公司 安徽合肥 230031

1 序言

隨著我國石化產品的不斷升級，壓力容器呈大型化和高參數化的發展趨勢，工況運行條件也越來越惡劣，大量厚壁容器為實現輕量化，采用分析設計和高強材料，對配套焊接材料均提出了更高的要求。

我國壓力容器用鋼板的冶煉、軋制水平已位于世界前列，焊縫金屬韌性遠落后于母材，焊縫金屬已成為壓力容器最薄弱的環節。而我國鋼鐵材料與焊接材料分屬兩個不同行業，在對新研制的壓力容器用鋼板進行技術評審時，往往配套的國產焊材研發還尚未起步，我院就不得不被動地采用國外焊材。再如武鋼2014年研制的-50℃用WDL690D（抗拉強度≥690MPa）鋼板雖通過有關方面的評審試驗，但由于國內外均無合適的配套焊材，至今仍無法應用。

焊接材料屬焊接中的最前沿科學，涉及到焊接機理、焊接冶金及微觀組織等多領域研究，是一個國家焊接發展水平的標志[1]。因焊接材料在壓力容器中占的份額小，故在我國長期得不到重視。即使焊材企業花費大量人力、物力開發出高端的國產焊材，推廣應用也很受限。一旦發生國際貿易戰，將對我國壓力容器制造業產生嚴重威脅，且進口焊材技術條件、工期及價格均受制于人，同時妨礙了我國焊接材料研發技術的進步和行業的發展，因此實現其國產化已迫在眉睫。

經合肥通用機械研究院（以下簡稱“通機院”）針對壓力容器用焊材多次向全國鍋爐壓力容器標準化委員會呼吁，2019年終于實現重大突破，首次將焊接材料納入到GB/T ××××—20××《壓力容器—分析設計》標準材料篇[2]。同時，全國鍋爐壓力容器標準化委員會正在推行壓力容器用焊材安全注冊制度，重點培養一批壓力容器用焊材生產骨干企業。

2 07MnNiMoDR鋼制-50℃低溫球罐用GER-N27M焊條

在2007-2008年寶鋼首次實現了-50℃低溫球罐用調質高強鋼板的國產化，從此日本該品種鋼板在我國銷聲匿跡，但焊條還一直依賴日本神鋼。2012年昆山京群公司與通機院經過三年的艱苦努力，開發成功了07MnNiMoDR鋼制-50℃低溫球罐用GER-N27M焊條，各項性能與日本神鋼LB-65L焊條相當，打破了神鋼長期的壟斷地位。目前已應用于200多臺低溫球罐，且應用的首臺球罐開罐檢查后，安全狀況等級定為一級，該焊條于2018年取得了俄羅斯的HAKC認證，成功應用于意大利某公司總承包的俄羅斯3000m3低溫球罐。

GER-N27M焊條采用 CaO-TiO2-CaF2高堿度渣系，熔敷金屬擴散氫含量實測值通常低于2.5mL/100g，以Mn-Ni-Mo為合金體系，加以微合金化技術。Ni含量（質量分數，下同）在2.00%～2.75%，熔敷金屬隨Ni含量增加先共析鐵素體減少，針狀鐵素體增多，并使針狀鐵素體的長寬比發生改變，使板條變得更加多角化，有利于提高低溫韌性。Mn含量控制在0.80%～1.20%，與Ni含量范圍相匹配，保證了熔敷金屬的強韌性。Mo可形成一定數量的貝氏體，提高熔敷金屬的強度，且保證經較長時間熱處理后的強度，其含量宜控制在0.10%～0.30%。在Mn含量較高的焊縫金屬中，高Ni含量助長M-A形成，可能出現馬氏體島組織，必須添加適量的微合金元素抑制其生長，但如加入量過多，易形成夾雜物，形成上貝氏體組織，反而降低韌性；另外，微合金元素形成的氧化物夾雜可加速針狀鐵素體形核，細化晶粒，且可釘扎在晶界上，防止了晶粒長大[3]，從而降低焊縫金屬對焊接熱輸入敏感性，這對球罐現場立焊至關重要。

2.1 焊條的焊接工藝性能

GB/T 25776—2010《焊接材料焊接工藝性能評定方法》，采用2kg的鐵球，在離試板表面1.3mm高處以初速度為零的自由落體下落，連續錘擊焊縫五次后脫渣率見表1。由表1可見，該焊條全位置焊接脫渣性較好，焊縫成形美觀。

表1 焊縫金屬脫渣率

2.2 焊縫金屬再熱裂紋敏感性

07MnNiMoDR鋼制低溫球罐壁厚較厚，球罐組裝及焊接時接頭存在較大殘余應力，而高強鋼焊縫金屬中存在Cr、Mo、V等沉淀強化相元素，在焊后熱處理過程易產生再熱裂紋，采用插銷試驗方法來評判GER-N27M焊條焊縫金屬再熱裂紋敏感性。

插銷試樣是從48mm厚的07MnNiMoDR對接試板上切取，試樣端部由焊縫金屬組成，試樣采用深缺口，形狀及尺寸如圖1所示，缺口根部的應力集中系數高達3.991，已遠高于實際焊接接頭中的焊根、焊腳、未焊透及咬邊等部位三向應力。插銷底板采用20mm厚、φ100mm低碳圓鋼板，中心有一個φ8mm插銷安裝孔。

圖1 插銷試樣尺寸

本次試驗中采用“斷裂”準則，即試樣經一定時間不斷裂所承受的最大應力為焊縫金屬抗裂能力，試驗結果如圖2所示。由圖2可見，焊縫金屬再熱裂紋敏感溫度約為625℃。

圖2 焊縫金屬插銷再熱裂紋試驗結果

利用插銷應力松弛試驗測定出各種焊后熱處理溫度下焊縫金屬的臨界斷裂初應力值（見圖3）。由圖3可見，焊縫金屬在敏感溫度下的臨界斷裂初應力較高，表明該焊縫金屬再熱裂紋敏感性較低。

圖3 焊縫金屬再熱裂紋應力松弛曲線

2.3 焊后熱處理規范對焊縫金屬性能的影響

07MnNiMoDR鋼制球罐焊后熱處理溫度通常為（580±20）℃，保溫時間需按球罐上極帶考慮，遠長于標準規范要求，再考慮到球罐開罐檢查焊接返修后的熱處理，熱處理保溫時間更長。熱處理時間對立焊位置焊縫金屬性能的影響見表2。由表2可見，在580℃進行焊后熱處理，隨著保溫時間延長，焊接接頭強度、韌性均有所下降，但幅度不大，仍可滿足標準要求。

表2 熱處理規范對立焊位置焊接接頭性能的影響

2.4 焊接熱輸入對焊縫金屬韌性的影響

球罐為全位置焊接，立焊位置焊接熱輸入較大。焊接熱輸入對焊縫金屬低溫沖擊韌度的影響如圖4所示。由圖4可見，隨焊接熱輸入的增大，焊縫金屬的KV2（-50℃）下降，但幅度不大，表明焊縫金屬對焊接熱輸入敏感性較低，焊條有較寬的工藝規范范圍，完全適應球罐全位置焊接，只要焊接熱輸入控制在40kJ/cm以下，焊縫金屬韌性可滿足技術條件要求。

圖4 焊接熱輸入對焊縫金屬低溫韌性的影響

2.5 焊縫金屬系列溫度沖擊試驗

立焊位置試板焊后經（580±15）℃×6h的SR處理，焊縫金屬系列沖擊試樣位于1/4板厚處，試驗結果如圖5、圖6所示 ，由圖5、圖6得出焊縫金屬的韌脆性轉變溫度分別為-53.2℃、-51.7℃，表明該焊縫金屬低溫韌性優良，在-50℃設計溫度下不會發生脆性斷裂。

圖5 焊縫金屬KV2與溫度的關系

圖6 焊縫金屬剪切斷面率與溫度的關系

2.6 焊縫金屬落錘試驗

落錘試驗是將焊縫金屬的一組試樣（其試樣表面脆性裂紋源位于焊縫中心）分別在一系列溫度下施加單一沖擊（落錘）載荷，以測定標準試樣斷裂時的最高溫度，即無塑性轉變溫度（NDTT），它表征含有小裂紋的鐵素體焊縫金屬在動態加載屈服應力下發生脆斷的最高溫度。該試驗實際是一種裂紋傳播試驗，也可稱為止裂試驗。

立焊位置試板經（580±15）℃×6h焊后熱處理，制取落錘P2試樣。試驗結果見表3，表3中數據表明該焊縫金屬止裂能力較強。

表3 焊縫金屬落錘試驗結果

2.7 焊縫金屬斷裂韌性的試驗

試樣的預制疲勞裂紋位于焊縫金屬處，其軸線垂直于焊縫表面。對經580℃×4h焊后熱處理的焊縫金屬進行（-50℃）裂紋尖端張開位移（CTOD）試驗，試驗結果見表4。試驗結果表明，-50℃試驗溫度下該焊縫金屬CTOD特征值較佳，試樣均未脆性斷裂。

表4 焊縫金屬-50℃的CTOD特征值及其阻力曲線方程

3 09M n N i D R鋼制-70℃低溫球罐用W707DRQ焊條

2013年在首次建造09MnNiDR鋼制-70℃低溫球罐時，通機院采用哈爾濱威爾焊接材料公司在壓力容器上應用非常成熟的W707DR焊條，但在球罐現場焊接時出現很多問題。2014年威爾公司與通機院合作對W707DR焊條配方進行改進，在全位置焊接工藝性及對焊接熱輸入敏感性方面獲得了重大突破，成功研發了球罐專用W707DRQ焊條。到目前為止，采用該焊條建造了近40臺56～66mm厚的-70℃低溫球罐，均運行狀況良好。

4 12MnNiVR鋼制原油儲罐氣電立焊用JQ.YJL60G藥芯焊絲

目前，我國建設了約2000多臺10萬m3及以上的12MnNiVR鋼制原油儲罐，但氣電立焊用藥芯焊絲仍被神鋼DWS-60G和新日鐵EG-60壟斷。通機院與天津金橋焊材公司經過多年努力，研發出了12MnNiVR鋼氣電立焊大熱輸入（100kJ/cm）用國產JQ.YJL60G藥芯焊絲。

4.1 藥芯焊絲渣系及熔敷金屬擴散氫

采用以氟化物為主的酸堿性平衡渣系，即CaF2-SiO2-TiO2，極大程度地降低了焊縫金屬擴散氫含量，顯著減少焊縫中非金屬夾雜物，凈化焊縫組織。

藥芯焊絲熔敷金屬擴散氫含量及抗吸潮性試驗結果見表5，表明該焊絲只要保管及使用條件得當，焊縫中不會產生冷裂紋。

表5 藥芯焊絲熔敷金屬擴散氫含量及抗吸潮性試驗結果

4.2 造渣劑加入量試驗

在焊縫金屬化學成分相同的條件下，不同造渣劑加入量對焊縫金屬力學性能的影響見表6。

表6 不同造渣劑加入量對焊縫金屬力學性能的影響

從表6可以看出，1號試驗焊絲造渣劑比例過少，焊渣覆蓋不全，焊縫成形差。3號試驗焊絲造渣劑比例過多，焊接時電弧不穩，飛濺較大，焊縫金屬中有較多夾雜物，對低溫韌性造成較大的影響。2號試驗焊絲造渣劑比例適中，焊縫成形和焊縫金屬低溫韌性均較好。因此，最終確定造渣劑加入量為8%～12%。

4.3 藥粉烘烤試驗

根據原材料物理性質，分別采用高低溫烘烤技術，去除藥芯中水分，降低焊縫金屬氫含量，使片狀的金屬藥粉趨向球化（見圖7），增加了藥粉流動性，從而使成分更加均勻化。原材料未烘烤和經烘烤制成的藥芯焊絲焊縫金屬化學成分相同，力學性能差異見表7，由表7可看出烘烤是非常必要的。

圖7 藥芯粉料掃描圖

表7 不同狀態下原材料的藥芯焊絲焊縫金屬力學性能

4.4 焊接熱輸入對焊縫金屬低溫沖擊的影響

藥芯采用以Mn-Ni-Mo系為主的合金體系，并加入一定比例的稀土等微量元素，減少了焊縫金屬中的氧含量，細化焊縫組織，降低了焊縫金屬對大熱輸入的敏感程度（見圖8）。同時嚴格控制鋼帶中硫、磷、氧及氮等雜質組分，優選高純度礦物粉和金屬粉。

圖8 焊接熱輸入對焊縫金屬-20℃ KV2的影響

4.5 填充率及焊接工藝性能

1）氣電立焊藥芯焊絲填充率過低，不利于大電流焊接，影響焊接效率，但如過高，鋼帶外皮薄，在高速送絲過程中焊絲易被壓扁，將會影響送絲穩定性。我們根據鋼帶尺寸和藥粉目數，經多次試驗后最終確定填充率為24%左右。

2）控制造渣劑組分的比例和黏度，使焊渣均勻流出，保持熔池中熔渣均勻覆蓋在焊縫表面，保證焊縫成形美觀。

3）加入適量穩弧劑，如K、Na離子可提供電子，提高焊接過程中電弧的穩定性，降低焊渣熔點，減少飛濺。

氣電立焊后按GB/T 25776—2010進行試驗（見圖9），5次錘擊后，脫渣率達100%。

圖9 氣電立焊脫渣性試驗

4.6 氣電立焊焊縫金屬系列溫度沖擊試驗

氣電立焊焊接熱輸入為101kJ/cm。焊縫金屬沖擊試樣在位于1/4板厚處取樣，試驗結果分別如圖10、圖11所示。

圖10 焊縫金屬KV2與溫度的關系

圖11 焊縫金屬纖維斷面率與溫度的關系

由圖10、圖11可見，焊縫金屬延性斷裂與脆性斷裂過渡比較平緩，并得出焊縫金屬韌脆性轉變溫度分別為-64.6℃、-61.3℃，表明該藥芯焊絲用于12MnNiVR鋼氣電立焊，只要焊接熱輸入控制在適當的范圍內，就有足夠的韌性儲備。

4.7 焊縫金屬落錘試驗

12MnNVR試板進行氣電立焊，焊接熱輸入為114kJ/cm，制取P2落錘試樣。試驗結果見表8，焊縫金屬NDTT為-50℃，止裂能力很強。

表8 焊縫金屬落錘試驗

4.8 焊接接頭的金相組織

焊接接頭不同部位的金相組織如圖12、圖13所示，焊縫金屬組織以針狀鐵素體為主，有少量的先共析鐵素體和貝氏體；焊接熱影響區組織為貝氏體。

圖12 焊縫金屬（200×）

圖13 熱影響區（200×）

5 2.25Cr-1Mo（0.25V）加氫反應器用焊材

目前，以西冶、大西洋和哈威為代表的焊材企業，多年來為2.25Cr-1Mo（0.25V）加氫反應器用焊材國產化付出了巨大努力，所研制焊材熔敷金屬脫渣性好，成形美觀，高溫強度滿足標準要求，低溫韌性佳，步冷試驗結果良好，并在國內大型壓力容器制造廠進行了焊接性試驗，各項性能測試結果均較佳，與國外同類產品相當。

6 尚待開發的國產壓力容器用焊材

（1）11MnNiDR（暫命名）低溫調質高強鋼制-70℃壓力容器用焊材 由于09MnNiDR強度級別太低，南鋼公司2016年就擬開發強度為550MPa級別-70℃壓力容器用調質高強鋼11MnNiDR。通機院要求哈爾濱威爾焊材公司同步開發其配套焊材，開創了壓力容器用高端焊材研制的先河。

（2）3.5%Ni、5%Ni、7%Ni、9%Ni低溫Ni系列鋼用焊材 伊薩、林肯、伯樂及奧林康等公司的壓力容器Ni系列低溫鋼用焊材在我國形成了壟斷。目前，西冶、威爾焊材公司參與了中石化“9%Ni鋼焊接材料國產化”攻關課題，低溫Ni系列鋼用焊材國產化也指日可待。

（3）LNG儲罐用高錳鋼焊材 韓國浦項開發了Mn含量約為25%的LNG儲罐用-196℃鋼及焊材，目前應用于船罐，大西洋已參與了以725所為牽頭單位的LNG儲罐用高錳鋼焊材國產化的攻關工作。

（4）13MnNi6-3鋼、P460NL1鋼、SA537CL1（2）鋼 近幾年來，沿海一帶興建大批乙烷、丙烯及液化石油氣常壓儲存用低溫儲罐，常用歐洲牌號為13MnNi6-3鋼、P460NL1鋼、SA537CL1（2）鋼等，但焊材被伊薩、蒂森等公司所壟斷。

（5）超級奧氏體不銹鋼用焊材 以S904L、S254SMo為代表的超級奧氏體不銹鋼，因其良好的耐腐蝕性能，在我國壓力容器及管道上大量使用，但焊材均沿用國外的。

7 結束語

1）我國壓力容器用國產焊材水平遠滯后于鋼板，高端焊接材料基本依賴進口，實現其國產化有利于焊材行業的進步和發展。

2）GER-N27M焊條與日本神鋼LB-65L焊條相當，完全可用于07MnNiMoDR鋼制-50℃乙烯或丙烯球罐的建造。

3）W707DRQ焊條應用于09MnNiDR鋼制-70℃乙烯球罐已非常成熟。

4）JQ.YJL60G藥芯焊絲性能優良，與日本神鋼DWS-60G相當，完全適應大熱輸入焊接，可應用于12MnNiVR鋼制原油儲罐的氣電立焊。