双相不锈钢的火工工艺研究

2014-07-31蔡贝云魏礼纶王旭东

江苏船舶 2014年3期

关键词：火工双相板材

蔡贝云，魏礼纶，王旭东，李波

(南通明德重工有限公司，江苏南通226361)

双相不锈钢的火工工艺研究

蔡贝云，魏礼纶，王旭东，李波

(南通明德重工有限公司，江苏南通226361)

以30 000t不锈钢化学品船为研究对象，对2205双相不锈钢材料火工进行了理论分析，在双相不锈焊接试样的火工试验中，对火工试样进行铁素体含量、硬度测量和点腐蚀含量的测试，试验结果均在要求范围内，从而得出在双相不锈钢2205上进行火工矫正局部变形是可行的。同时，也给出了相关的施工工艺和要领。

化学品船；双相不锈钢；火工；残余应力

0 引言

30 000 t不锈钢化学品船所有货舱内壁均采用2205双相不锈钢材料建造。考虑到对不锈钢材料的保护，货舱区分段建造时将分段制作流程划分为碳钢分段制作和不锈钢分段制作2个独立的流程。对双层底分段、舭部分段和舷侧分段考虑在碳钢分段车间内将除不锈钢以外的碳钢结构均装配、焊接完成后，再送不锈钢车间进行贴覆货舱内壳不锈钢板材。对槽型、底墩和甲板分段，这些分段不涉及碳钢分段车间的作业，将碳钢小组件和分段散装件直接送不锈钢车间进行分段制作。

国际船级社协会(IACS)对船体结构变形控制有具体的要求：槽深的标准误差≤3 mm，极限误差≤6 mm；纵向型材间的板材变形标准误差≤6 mm，极限误差≤8 mm。双相不锈钢材料本身具有较高的强度、较大的热膨胀系数和较低的热传导系数，这些特点使此材料在焊接过程中容易产生较大的焊接残余应力，从而产生较大的焊接收缩变形。双相不锈钢船舶建造时为了最大程度的减小焊接变形，除了对焊接工艺、焊接顺序进行优化以外，还需要使用很多控制变形的工装、治具来确保船体结构在焊接时的变形。即便如此，还是有局部区域的结构焊接变形会超出规范许可的范围。

1 理论基础

通常情况下，对小件的双相不锈钢结构均采用固熔后退火的方法消除焊接内应力，方便成型加工，并消除升温后产生的有害金相，然后通过迅速冷却工件防止有害金相的再次形成，从而得到所需要的成品零件。但是对船舶建造而言，这样做的实际可操作性比较小，成本较高。

双相不锈钢材料本身的机械性能和耐腐蚀性能的改善，是通过改变双相不锈钢两相比例、两相中的合金成分及消除其他析出相来实现的。双相不锈钢材料中添加了氮元素，提高了奥氏体的稳定性，在较高的温度加热仍能保持一定量的奥氏体。

双相不锈钢的等温转变动力学曲线见图1[1]。从图1可以看出，2205双相不锈钢在650～950 ℃温度区间，可析出碳化物、氮化物和金属间相x、σ等，特别是在800～850 ℃，这些脆相在几分钟内即可析出。只要适当控制火工的温度和在此温度下停留的时长就可以有效的防止有害金相的形成，证明在2205双相不锈钢材料上进行火工也是可行的。双相不锈钢船体结构的火工矫正可以被看作是一种去应力退火的热处理方式。

图1 2205双相不锈钢等温析出动力学曲线

2 现场试验

试验用2205双相不锈钢板材均由日本新日铁住金不锈钢有限公司(NSSC)提供。试验选用的不锈钢焊材均由瑞典Avesta焊材厂提供。

火工用喷嘴为2号嘴，热源为天然气和氧气的燃烧火焰。试验采用公司统一配送的管道气体，其中天然气的压力为0.12～0.15 MPa，氧气压力为0.5～0.6 MPa。试验时试板的温度测量均采用JM 426接触式温度仪进行测量。为了防止测量点受火焰温度的影响，测量位置均在火口后10 mm处。

传统烘枪为单喷嘴结构，热量较集中，不利于双相不锈钢板材的火工作业。为此，试验前对传统的烘枪做了适当的改进，即将烘枪更改为三喷嘴烘枪。这样既可以有效提高火工效率，又能够在控制局部温度过高的前提下得到更好的矫正变形的效果。

火工开始前需要将火焰调整为中性火焰，防止氧化型火焰和渗碳型火焰对板材造成污染。3个火口的间距需控制在10～15 mm。火焰焰心(白点)距板材的高度约为0～3 mm。

2.1 火工对板材和焊缝性能的影响

火工试验的试样为焊接“T”字型全焊透角焊结构，其长度为350 mm。“T”型面板宽度为150 mm，腹板宽度为120 mm，板材厚度均为14 mm。试验时的环境温度为27 ℃。火工前，将“T”字试板两边各采用2只3 t千斤顶顶实，对火路区域的板材表面进行抛光处理。

现场测得火工平均速度为171 mm/min。火工后采用接触式测温仪随即测得火口后10 mm处试件表面平均温度为350 ℃。火工前的焊接角变形平均值为6 mm，火工之后的平均角变形值为2 mm。

从试验样本发现，对双相不锈钢进行火工，对母材的主要影响在析出相对其抗腐蚀性能、硬度和金相比例的影响，因此，考虑对火工试板进行铁素体含量、硬度和点腐蚀试验的测试。针对火工试板在火口下方，背面角焊缝熔敷金属上和焊接热影响区分别取试样进行铁素体测量及点腐蚀试验。采用ASTM G48 Method C对试样进行试验。点腐蚀深度测量仪器为深度表，型号为0～1 mm。从实验报告的数据来看，火工后试样母材、焊缝、焊缝热影响区的板材的铁素体含量均在船级社规范要求的30%～70%的范围内。同时，试样临界点腐蚀温度点母材为35 ℃，焊缝熔敷金属区为20 ℃，这与钢板厂家和焊材厂家提供的产品例值完全吻合。试验测得试样的硬度范围在252～286 Hv，满足船级社规范小于420 Hv的要求。

2.2 实例分析

此船舶在横向与纵向槽型交叉处有2个从甲板到底墩的通道，板材厚度为13～16 mm。在此通道箱体的角焊缝焊接时，由于此处的焊接均为全焊透角焊缝，且坡口设计为单边坡口，坡口方向朝货舱面。虽然在此结构焊接过程中采用的外力进行控制，但是TB08通道“T”字全焊透角焊缝焊接后的变形仍然较大，货舱内宽150 mm的自由边角变形范围在8～12 mm。现场通过火工进行了矫正(2次火工)，矫正后的角变形在2～4 mm范围内，完全满足结构精度的需求。

为了调整拼板焊接产生的变形，实际生产中也有采用二次焊接的方式来进行调整的，即将已经焊接好的焊缝进行返修，二次焊接。通过此方式调整变形，虽然熔敷金属温度较高，但是焊丝中含有相应的合金元素来调整焊接后板缝的质量。双相不锈钢的焊接主要通过焊接的热输入值来控制相平衡，热输入值过大一定程度上影响了双相的比例，也增加了焊接变形。双相不锈钢的焊接热输入值需要控制在0.5～2.5 KJ/mm之间[2]。采用此种修复焊接变形的方式对焊缝热影响区的产品质量有一定影响，不能反复使用，同时此方案的经济性较差。

温度沿板厚方向形成梯度分布从而导致热塑变形的梯度分布，即形成角变形。对板的角变形的矫正，千万不要烧透，否则削弱梯度分布，影响矫正效果[3]。双相不锈钢与低碳钢的热膨胀系数虽接近，但双相不锈钢的热导率要远远低于低碳钢，因此，对双相不锈钢进行角变形的火工矫正，在板材厚度方向更容易形成这种梯度热塑变形。虽然这一特性增加了结构焊接变形，但是它同时也增强了火工对结构变形矫正的效果。