钢铁化学成分分析精选(十四篇)

序言：作为思想的载体和知识的探索者，写作是一种独特的艺术，我们为您准备了不同风格的14篇钢铁化学成分分析，期待它们能激发您的灵感。

篇1

关键词：钢材；化学成分分析；允许偏差

钢材是一种应用范围十分广泛的材料。由于钢材的质量对人们的生活具有十分重要的影响，对钢材的性能必须进行全方位的把握。当前我国已经针对钢材检测方面提出了相应的规范，对整个钢铁化学成分分析的过程进行规定，做到每个分析数值都有对比值。通过大量的操作实践得出最为常用的两种钢铁分析方法是成分分析法和熔炼分析法，这两种方法在操作过程上以及分析的数值都存在着一定的差异。成分分析法的数值在规定的范围内，而熔炼分析法的数值则可能会超出标准，针对这种情况，就在规定中设置了一个允许数值，也可以称之为允许偏差。

1钢材化学成分分析允许偏差简析

对于钢材化学成分分析，主要包括“熔炼分析”与“成品分析”两种，其中GB699《优质碳素结构钢技术条件》与GB700《碳素结构钢》等标准中规定钢材的化学成分由熔炼分析获取。而所谓的熔炼分析，即在钢材浇注过程中采取样锭，并对其进行化学分析，最终获取的分析结果主要表明同一炉或者同一罐钢液的平均化学成分。另外成品分析则是指在经过加工后的成品钢材上进行取样，并对样品进行分析。但是因为钢材在加工处理过程中，钢液结晶时产生的元素排布并不均匀，最终会导致成品分析与熔炼分析结果存在一定差异。一般情况下当熔炼分析值在规定范围内时，成品分析因为结晶环节影响最终分析值要大于标准值，这就需要对超出的范围进行一定的规定，则为允许偏差。新标准的出现规定成品分析可以代替熔炼分析，主要应用在未取得熔炼分析试样或者熔炼分析试样不正确导致分析结果不可靠的情况下，并且成品分析结果要负荷熔炼成分规定。

2钢材化学成分分析允许偏差应用分析

我们根据大量的实践经验进行总结，下面就对钢材化学成分分析的允许偏差进行分析，具体包括以下几个方面。

2.1允许偏差规定变化

随着生产技术水平的不断提高，钢材化学成分分析的允许偏差值也随之发生了变化，相关的规定也会根据外界环境的变化以及生产实际需求的变化做出修订。新标准规定对允许偏差值进行了不同程度的修改。主要体现在元素化学成分分档与允许偏差值发生变化，其中非合金钢与低合金钢中C、P、Ti等元素允许偏差规定有了变化，而对合金钢中允许偏差的规定变化比较大，其中对C、Mn、Si、Ni、Cr等元素允许偏差都存在较大的变化。而对于不锈钢与耐热钢等允许偏差规定变化比较小，只对少数元素规定发生了变化。从整体上来看，无论是针对哪种钢材的允许偏差值进行改变，修改后允许偏差值都要小于修改前数。

2.2成品分析取样原则

对钢铁成品的取样需要按照相关的标准，主要遵循代表性取样原则。通常来讲，在选取样品时，应该查看所选取的样品是否是同一个熔炉内的，如果不是需要按照相应的号码进行标记。取样位置尽量选择在钢材的横截面位置，如果没有横截面，那么需要对钢材外表面的垂直中心位置进行取样，对于大型的钢材则需要选择钢坯轴心的位置。通过合理的取样过程就能够避免因为不同位置的化学元素对检测结果的影响，减少了取样检测的误差。此外，由于取样的时候可能会对操作人员的安全造成威胁，所以必须做好个人的防护工作，同时也应该保证设备以及检测仪器的安全。我国相关的检测标准已经对操作人员的安全问题进行了详细的规定，生产单位需要给人员提供相应的检测服装，避免在取样以及检测的过程中给人员造成身体上的损害，根据实际情况选择是否采取呼吸方面的防护措施。总之，检测的整个过程都应该严格地按照国家规定进行。此外，在做完化学成分分析之后，可能会引起质量上的纠纷问题，为了公平起见，就需要仲裁试验。检测部门应该提供化学成分分析结果的相关依据，并且整个检测的过程都需要由参与检测的双方共同来完成，在制作的过程中使用到的检测器具必须经过双方检查确认之后才能使用，而且对于检测的试样需要一起封存，每一步骤的检测结果都需要双方认可之后才能进行下一步计算，同时一起把检测试样封存起来。检测完成之后，把试样以及检测设备都交给第三方负责人来保存。这些都体现出了新标准中仲裁公平性原则。

2.3准确使用化学成分允许偏差表

在新出台的规定中已经提出了钢材化学成分检测分析的允许偏差，在具体检测的过程中应该尽量保证测试结果的误差值在这个范围内。在使用的时候需要注意以下几方面。第一，针对同一种类钢材的化学成分分析的允许值只能参考同一个表，不能多个表混合参考。第二，尽量保证钢材化学成分分析所得的值接近允许偏差值范围的上限，这样能够减少误差值给试验造成的不良影响。例如某一优质碳素钢成品分析碳含量检测值为0.52%，显示检验结果为合格，应确定此项化学成分在优质碳素钢中规定的最小范围，经验证后得出碳含量单位为0.42~0.50%，证明此钢材含碳量已经超出最大范围，判断结果不能成立。但是在查找对应允许偏差表后，得到规定化学成分范围≤0.50%优质碳素钢上偏差为0.01%，则此材料碳含量0.52%＞0.50%+0.01%，不符合标准。但是在实际检验过程中，存在部分检验人员，在检测出碳含量为0.52%后，就以此数值来查表，而0.52%＞0.50%，按照此数值对应的允许偏差为0.02%，最终得出此钢材碳含量为0.52%=0.50%+0.02%符合标准要求结论，影响材料检验结果的准确性。

3结束语

通过对钢材进行化学分析能够得到相关的数据，帮助我们更好地了解钢铁生产的情况。由于分析的方法不同，所以分析结果得出的数据就不相同，所以我们能够合理运用允许偏差。根据大量的生产实践并结合相关的理论知识，通过对允许偏差的细致分析，能够了解钢材在生产的过程中发生了怎样的变化，并根据实际的需求来更正这种变化，进一步提高钢铁生产质量，得到质量合格的钢铁。

参考文献

[1]刘新华，李龙春，李平.浅议钢材化学成分分析中的允许偏差[J].机械工业标准化与质量，2005，5：32.

[2]王开远.钢的成品化学分析允许偏差及试样制取方法新标准[J].机械工业标准化与质量，2008，5：33-37.

篇2

关键词：钢渣 生产厂家 化学成分 矿物组成

中图分类号：TG115 文献标识码：A 文章编号：1672-3791（2014）09（a）-0094-02

钢渣是炼钢的副产品，每生产1吨钢可产生0.15～0.20 t钢渣。我国是世界第一大产钢国，2008年我国钢渣年产量已达5000多万吨，积存钢渣已有2亿多吨[1]。在国外一些发达国家，钢渣的综合利用已接近或达到排用平衡，而我国钢渣的综合利用率约为40%[2]。大量堆积的钢渣，不仅污染了环境，也造成了巨大的资源浪费。

制约钢渣大宗利用的关键问题是：钢渣中含有一定量的高温煅烧的f-CaO、方镁石和RO相，这些组分在水泥硬化后能继续与水发生水化反应，从而使固相体积增大97%和218%[3，4]，造成构件的膨胀开裂。

本文以不同厂家、不同粒径及不同颜色的钢渣为研究对象，通过对比方法，研究了钢渣化学成分和矿物组成的变化规律。

1 试验原材料和试验方法

1.1 原材料

钢渣分别取自武钢、邯钢、湘钢和韶钢四个钢厂，为经过破碎磁选的尾渣，其中武钢和邯钢的钢渣为转炉自然冷却渣（简称自然渣），另外两种渣为经热泼工艺处理的转炉钢渣（简称为热泼渣）。钢渣取回后剔除大于9.5 mm的颗粒，晒干并经人工选铁后，装袋备用。

1.2 试验方法

X射线荧光光谱分析：利用初级X射线光子激发待测物质中的原子，使之产生荧光（次级X射线）而进行物质成分分析和化学态研究的方法。当原子受到X射线光子（原级X射线）的激发使原子内层电子电离而出现空位，原子内层电子重新配位，较外层的电子跃迁到内层电子空位，并同时放射出次级X射线光子，此即X射线荧光。较外层电子跃迁到内层电子空位所释放的能量等于两电子能级的能量差，X射线荧光的波长对不同元素是特征的。因此，采用粉末压片法，用AXiOS advanced波长色散型X射线荧光光谱仪对钢渣等原材料进行化学成分分析。

XRD-X射线衍射法：利用XRD对钢渣矿物相进行定性分析。用玛瑙研钵在无水乙醇中将钢渣试样研细至0.063 mm以下，压入样品凹槽内，采用日本理光（Rigaku）公司生产的D/MAX-IIIA型X射线衍射仪进行测试，仪器参数为：铜耙（Cu K a），石墨单色器滤波，加速电压为37.S kV，电流为40 mA，最大功率3 kW。

2 试验结果和分析

运用XRF分析测试技术，分析了四个厂家钢渣的化学成分，见表1。

从表1中可以看到，四种钢渣的主要化学成分是CaO、SiO2、FeO/Fe2O3和MgO，占总量80%以上，四种钢渣的CaO含量在40%左右，SiO2含量在10%～18%，氧化铁的含量在20%左右，FeO的含量均在10%～15%之间，相差不大，但是MnO含量相差较大，最小为武钢钢渣的1.24%，最大是韶钢钢渣高达3.3%，两者相差超过170%；武钢自然渣的MgO含量最高，高达10.88%，而其它三种钢渣的含量相差不大，都在5%～6%之间。此外还有少量的Al2O3和P2O5等，P2O5含量在1%～2%，Al2O3含量相差较大，湘钢钢渣砂的高达5.55%，而韶钢的仅为1.57%。

分别选取四种钢厂的钢渣试样进行XRD测试，测试结果见图1。

分析可见，四种钢渣的主要矿物成分较相似，主要矿物是Ca（OH）2、CaCO3、C3S、C2S、C2F和RO相，RO相为FeO、MgO和MnO形成的连续固溶体。从XRD衍射峰强对比分析可知，武钢钢渣中的Ca（OH）2量最少，CaCO3量较多；湘钢中Ca（OH）2量最多，CaCO3量较少；邯钢中的Ca（OH）2和CaCO3量均不多；韶钢中的Ca（OH）2和CaCO3均较多。Ca（OH）2和CaCO3属低温矿物，是钢渣在水冷却和存放过程中f-CaO水化或水化产物碳化生成的。

具有潜在水硬活性的矿物主要是C3S和C2S，由于两者的衍射峰重叠较多，不易区分相对数量。湘钢钢渣中Al2O3组分较多，因而其XRD射中可见铁铝酸四钙的特征衍射峰。

3 结论

从上述研究中，可得出以下结论：不同生产厂家钢渣的化学成分主要是Ca（OH）2、CaCO3、C3S、C2S、C2F和RO相；矿物组成也基本相似。不同厂家钢渣的化学成分和矿物的含量存在差异。

参考文献

[1] 朱桂林，孙树杉.加快钢铁渣资源化利用是钢铁企业的一项紧迫任务[J].中国废钢铁，2006，12（6）：33-42.

[2] 朱桂林.中国钢铁工业固体废物综合利用的现状和发展[J].中国废钢铁，2003，9（3）：34-41.

篇3

【关键词】加法再制造；连杆；检验鉴定

再制造机械产品加工技术门类十分广泛，大体可分为三类：第一类是加法再制造，即在零件表面添加一层材料，覆盖由于磨损、腐蚀等造成的材料表面缺陷，以获得所需的材料表面性能，常用到的表面处理技术有高速电弧喷涂技术、纳米复合电刷镀技术以及微脉冲冷焊技术等；第二类是减法再制造，即对旧零件几何尺寸进行修正，去除表面的损伤部分，然后换用相应尺寸的零件重新配合；第三类是替换法再制造，即把已损件用新品替换。再制造产品进入中国市场和中国的再制造技术产品进入国际市场是必须面对的课题，如何对再制造机械产品进行检验鉴定显得至关重要。加法再制造机械产品的特征是：其配合接触面不是新的机械加工面，没有金属光泽，而工作面是经过机械加工的新表面，它的尺寸没有发生变化，但工作面的化学成分发生了变化，从而会进一步引起显微组织和表面硬度也发生变化，因而可以采用化学成分分析、金相检验和硬度检测等方法对加法再制造产品加以鉴别。笔者以经过电刷镀镍处理的50Cr钢汽车连杆为例，对加法再制造机械产品的检验鉴定方法进行了探讨。

一、试样制备与试验方法

加法再制造所用试样为某公司生产的卡车用50Cr钢连杆。在长期的服役过程中，该连杆的大圆端与曲轴相连，由于长时间的摩擦，使得大圆端内孔表面发生磨损。首先对连杆的大圆端内孔进行预处理，包括表面修整、表面清洁、电净处理和活化处理；随后采用特定的工艺对其进行电刷镀技术修复，分别通过化学成分分析法、金相检验法和硬度检测法对连杆的表面镀层进行分析。在化学成分分析法中，采用X荧光分析仪和移动式直读光谱仪分别对表面和基体的化学成分进行检测；金相检验法则是将小块剖面试样镶嵌、磨抛后通过MM6光学显微镜进行截面形貌观察；硬度检测法是将抛光后的金相试样用MH-3型显微硬度计进行测试，载荷为0.098 N，以试样最表面为起点，向基体内部逐点测试，至硬度趋于平稳。

二、试验结果与讨论

（一）化学成分分析法

对经过电刷镀处理的卡车用50Cr钢连杆大圆端内孔表层的镀层进行X荧光分析，结果（质量分数/%，下同）如下： 1. 0Co，87. 52Ni，1. 16Cu，0.08Mo和0.22Pb。磨去表面镀层后，对连杆基体的化学成分进行直读光谱检测，结果如下：0.48C，0. 34Si， 0. 026S， 0. 017P， 1. 08Cr， 0. 71Mn和0.11Ni。对比可以发现，连杆大圆端内孔表层的主要元素成分为镍，而连杆基体中的镍含量非常低，两者存在很大的差别，这与采用以镍为主的电镀液有关，连杆大圆端内孔表层经过电刷镀技术修复，其面形成了一层比较耐磨的镍基合金层，经机械加工到原来的尺寸后，换上新的内衬，连杆的加法再制造就完成了。因此在了解了机械零件的配合接触面和工作面的表面情况及尺寸变化的基础上，结合采用化学成分分析法就可以方便地鉴别出该零件是否经过了加法再制造处理。

（二）金相检验法

由显微镜可以看到，上部灰色部分为连杆基体显微组织，而下部的白亮金属层就是电刷镀镍层，平均厚度在40Lm左右，最厚处可达到70Lm，该镀镍层与连杆基体的组织和性能完全不同。在基体的表面形成一层新的金属耐磨层，不但可以修复旧的零件，而且还可以提高零件的耐磨性。由此可见，在了解了机械零件的配合面和工作面的表面情况及尺寸变化的基础上，采用金相检验法同样可以检测出零件是否经过了加法再制造。

（三）硬度检测法

连杆大圆端内孔表面电刷镀镍层的硬度高达1 000 HV左右，明显高于基体的硬度400 HV，并且表层与基体之间有比较好的过渡。由此可见，在了解了机械零件的配合面和工作面的表面情况及尺寸变化的基础上，硬度检测法也可以作为鉴别加法再制造产品的一种参考方法。

（四）三种方法的结合使用

鉴于上述三种方法都有各自的优缺点，如能将其结合使用，便可以更加准确地对产品是否经过了加法再制造进行评判。例如上述金相检验法的测试结果显示镀层最厚处可达到70Lm，与硬度检测法的检测结果相吻合，因此将两者结合可以更加肯定该产品经过了镀镍处理。而在有些情况下，表面涂镀层非常薄，有时只有几微米，采用金相检验法尽管可以看到表层与基体有差别，但无法肯定是否涂有镀层，此时可结合化学成分分析法，分别对表层和基体的化学成分进行检测。

（五）讨论

加法再制造的工件多为钢铁件，通常在其表面增加一些与基体不同的材料，如镍、铬等，来改善产品性能，由于新材料与母材存在一些差异，因此可以采用化学成分分析法、金相检验法和硬度检测法来判断产品是否经过了加法再制造。化学成分分析法是采用X荧光分析仪或便携式直读光谱仪对工件表面和基体材料分别进行化学成分分析。由于加法再制造后有新的材料附加在原有的基体上，其表面与基体的成分必然存在很大区别因此可以从成分的不同来进行检验。该方法采用的设备为便携式的，方便用于现场检验，零件的破坏性也相对较小，且可以判断再制造表层的成分，见是一种较为理想的检验方法。

金相检验法是利用加法再制造产品的表层和基体材料不一致的原理，对于同一材料，于采用了一定的热处理或表面处理工艺，微观结构也会存在着明显差异，如晶粒的大小，影响区及显微组织的变化等，过这些差异可以鉴别出零件是否经过了加法再制造。该检测结果更加直观，且可以测出再制造表层的厚度，是制样比较麻烦，且所用试样必须从原零件上切割下来，于破坏性检测。由于加法再制造可以增加零件的耐磨性，因此再制造表层的硬度相对基体硬度更高。但是考虑到导致零件表面硬度提高的外来因素较多，此硬度检测法仅仅可以作为一种参考的方法。

三、结论

对于加法再制造机械产品，以采用化学成分分析法、金相检验法和硬度检测法等方法加以鉴别；种方法都有各自的优缺点，以根据实际情况选择适当的检测方法；若将其综合利用，对加法再制造机械产品的鉴别效果会更好。

参考文献：

篇4

（中国核电工程有限有限公司，福建 福清 350300）

【摘　要】某核电厂PTR系统冷却水泵法兰运行过程中产生大量缺陷，发生了硼泄漏，对核安全造成威胁。通过化学成分检验、力学分析、组织结构分析等手段对法兰进行取样失效分析。试验发现法兰本体材料以及焊接热影响区域组织晶粒粗大，非金属夹杂物在管内晶界处连续分布。冷却水泵运行引起管道以及法兰的振动峰值速度提高。在存在非金属夹杂物的情况下，在管材内壁的非金属夹杂物处产生了疲劳裂纹，并不断向外扩展，最终导致法兰的泄漏。

关键词 失效分析；法兰；PTR系统；核电站

作者简介：唐世延 (1982—)，男，安徽砀山人，工程师，毕业于西南交通大学，研究方向为核电站新技术研究及管理。

0　引言

反应堆换料水池和乏燃料水池冷却和处理系统(简称：PTR系统)是反应堆中的重要系统，它为核燃料厂房的乏燃料水池和反应堆厂房的反应堆换料水池服务，以保证乏燃料元件贮存池的持久冷却和反应堆换料水池的注水、排水和净化。

某核电厂PTR系统在运行过程中发现PTR003VB法兰发生泄漏，外表面出现硼结晶体。液体渗透检查发现在近焊缝处存在多处长约3~5mm线性缺陷显示，缺陷位于管道内壁且距离焊缝边缘约0.3mm的焊接热影响区。PTR系统其它同类法兰经液体渗透检查发现，8片法兰中有7片法兰存在线性缺陷显示。为保障核电站反应堆冷却介质的状态，确保核电站安全运行，防止后续类似事故发生，非常有必要对PTR系统失效法兰开展失效分析，判断其失效性质并分析失效原因。

1　试验方法

采用液体渗透探伤、材料化学成分分析（EDS, FEI NANO400）、材料力学性能测试（电子万能试验机，WDW-100C）、基材及裂纹截面金相分析(OM,Olympus OLS4000)、裂纹断口扫描电镜及能谱分析（SEM/EDS，FEI NANO400）等方法进行失效分析。

2　试验结果与分析

2.1　化学成分分析

失效法兰的材质为304L奥氏体不锈钢,为验证材料化学成分是否符合标准要求，从失效的法兰上截取试样进行化学成分分析，分析结果表明，化学成分符合规范的技术要求，但成分分析中发现存在较高含量（0.07%）的Al。

2.2　力学性能分析

根据GB/T228.1对失效法兰材料进行力学性能测试，结果表明，该材料的屈服强度，抗拉强度和伸长率指标均符合标准要求。

2.3　显微组织分析

对失效法兰母材与热影响区金相组织进行对比，发现焊接热影响区晶粒尺寸较大，这与焊接过程中热输入有关。

对失效法兰母材的晶界结构进行扫描电镜分析，发现夹杂物主要沿晶界分布。能谱分析结果表明夹杂物中含有Al2O3、MnS夹杂物以及Al2O3-SiO2-CaO 系复合夹杂物，上述夹杂物中以含Al的夹杂物居多。根据GB/T10561对法兰基体材料进行了夹杂物评级，评级结果为1.0~1.5级。

2.4　裂纹分析

对裂纹断口的全貌进行分析，在内壁附近可以观察到端面呈现一系列相互平行的条纹，略微弯曲，呈波浪状，并与裂纹微观扩展方向垂直，裂纹的扩展方向均朝向波纹凸出的一侧，此为疲劳裂纹的典型特征。在裂纹断口上还发现各种形态的夹杂物，EDS检测结果表明这些夹杂物为富含Al、S的非金属夹杂物。

通过扫描电镜观察管壁局部微裂纹的形貌，在微裂纹中间部位可观察到条状夹杂物，能谱分析显示含有较高含量的Al，这进一步证实了含Al夹杂物对于该法兰失效起到了至关重要的作用。

3　讨论

扫描电镜及能谱分析结果表明，材料中存在大量的含铝相非金属夹杂物。化学成分分析结果证实Al含量高达0.07%，较高的Al含量与材料的冶炼、铸造和加工过程有关。Al2O3为钢中较为常见的夹杂物，Al2O3可以有许多种形态，由于它的熔点高（2050℃），所以它往往以初晶刚玉析出，刚玉是六角形且可以与其他三价M2O3类氧化物完全互溶[1]。Al2O3的来源主要有两类：其一是将铝加入钢中脱氧时生成的，其尺寸为1~4μm左右；其二是来自耐火材料。文献[2-3]曾对304不锈钢中的夹杂物来源进行过分析，发现冶炼过程中耐火砖材料是Al的主要来源，夹杂物的主要种类是Al2O3-SiO2-CaO系复合夹杂、Al2O3夹杂、Al2O3-SiO2系硅酸盐夹杂以及SiO2夹杂。

钢中非金属夹杂物的存在降低材料的塑性、韧性和疲劳性能，尤其当夹杂物以不利的形状和分布特征存在时，对材料的力学性能影响更为严重[4-5]。危害性最大的夹杂物是来源于炉渣和耐火材料的外来氧化物，它们尺寸大、形状不规则、分布集中并且变形性差。这些夹杂物塑性很差（MnS除外），与基体相属于非共格关系，结合力较弱，其存在往往成为潜在的裂纹源，特别容易引起部件的早期疲劳破坏[6]。同时，铝硅钙夹杂物具有较高的熔点和硬度，其硬度随Al2O3含量的增加而升高，变形量小，当压力加工变形量增大时，铝硅钙被压碎并沿着加工方向呈串链状分布，严重地破坏了钢基体均匀的连续性。

钢中非金属夹杂物的变形行为与基体之间的关系，可用夹杂物与基体之间的相对变形量来表示，即夹杂物的变形率V。夹杂物的变形率可在0~1范围变化，若变形率低，钢经加工变形后，由于钢产生塑性变形，而夹杂物基本上不变形，便在夹杂物和钢基体的界面处产生应力集中，导致在钢与夹杂物的界面处产生微裂纹。在交变载荷的作用下，非金属夹杂物便成为构件在使用过程中引起疲劳破坏的隐患。

疲劳裂纹起裂于不均匀局部滑移而形成的微裂纹，主要方式为表面滑移带形成、第二相、夹杂物或其界面起裂，晶界或亚晶界起裂、各类冶金缺陷和工艺缺陷的起裂等。工程金属疲劳裂纹的萌生多发现于第二相、夹杂物处，这些部位在较低的应力下就会出现应力应变集中，裂纹易于萌生并扩展。因此，在疲劳应力作用下，疲劳易于在材料中含有上述非金属夹杂物处开始萌生和扩展。失效的管道法兰所属管道所处位置靠近水泵，该泵正常运行时为常开状态，水泵运行时的振动通过管道传导至失效的法兰，从而提供了法兰产生疲劳失效的交变载荷。

由于法兰在焊接部位为壁厚4mm的薄壁管，较多的含Al非金属杂物较多，晶粒粗大，且失效法兰所属管道的平均振动幅度为PTR系统中最大的等因素叠加使得法兰以疲劳方式失效。

4　结论

焊缝热影响区以及母材晶粒粗大，非金属夹杂物在管内壁断口区域连续分布，裂纹萌生于管材内壁的非金属夹杂物处，在疲劳载荷作用下不断向外扩展，最终导致法兰以疲劳方式失效。

参考文献

［1］董履仁,刘新华. 钢中大型非金属夹杂物[M].北京:冶金工业出版社,1991.

［2］张雅丽,王建军,罗林根,郭上型,孔辉,周俐.304奥氏体不锈钢铸锭中非金属夹杂物研究[J].安徽工业大学学报,2011,28(4):350-354.

［3］李双江,李阳,姜周华,李伟坚.304奥氏体不锈钢夹杂物的冶金行为[J].东北大学学报:自然科学版,2010,31(3):402-405.

［4］曾光廷,李静缓,罗学厚.非金属夹杂物与钢的韧性研究[J].（下转第334页）（上接第291页）2000,18(2):87-91.

［5］许忠波,EL.Gammal.钢中夹杂物含量及其形态对钢力学性能的影响[J].钢铁研究学报,1994,6(4):18-23.

篇5

关键词：液氨管道；不锈钢三通；应力腐蚀裂纹；失效分析

中图分类号：TQ53 文献标识码：A 文章编号：1671-2064（2017）12-0072-03

1 概述

某电厂氨区液氨管道不锈钢三通发生开裂泄漏，不锈钢三通规格为Φ108×4mm，材质为SA-213TP304H，运行介质为氨蒸汽，运行温度约200℃，运行压力小于1MPa，运行时间约15000h。

2 检验内容

2.1 宏观检查

对发生开裂的不锈钢三通进行宏观检查，宏观照片及取样位置示意图如图1所示。

宏观检查发现，三通本体两侧各有一条裂纹，一侧裂纹长约90mm，另一侧裂纹长约55mm，两条裂纹形态均为平直型，裂纹开口较小，没有明显的宏观塑性变形。三通外表面腐蚀不明显，但剖开后发现内表面有较多的腐蚀产物。

2.2 化学成分分析

对不锈钢三通取样钻取铁屑，利用PerkinElmer Optima210 0DV电感耦合等离子体发射光谱仪和C、S分析仪，依据GB/T 20123-2006《钢铁 碳硫含量的测定 高频感应炉燃烧后红外吸收法》及GB/T 223《钢铁及合金化学分析方法》进行化学成分分析，成分分析结果见表1。

化学成分结果表明，三通取样的C含量低于GB5310-2008中对07Cr19Ni10（TP304H）钢C含量规定的下限值，但仍在允许的偏差范围内，而P含量高于标准规定的上限值，Cr含量低于规定的下限值，P和Cr的含量已超出标准允许的偏差范围。

2.3 室温拉伸试验

依据GB/T228.1-2010《金属材料拉伸试验 第1部分：室温试验方法》，对三通取样进行室温拉伸试验，拉伸试样采用弧线试样，保留原表面，使用设备为日本岛津AG-IC 100kN精密电子万能材料试验机。试验结果见表2。

室温拉伸试验检验结果表明，三通取样的室温抗拉强度和屈服强度显著高于GB5310-2008中对07Cr19Ni10（TP304H）钢规定的上限值，而延伸率则明显偏低，不到标准规定下限值的一半。

2.4 金相检验

采用ZEISS AXIOVERT 200 MAT研究级倒置万能金相显微镜，依据GB/T 13299-1991《钢的显微组织评定方法》对三通本体断面处取样1#、三通本体裂纹尖端处取样2#和直段母材取样3#进行观察和检验，金相检验照片见图2～图4，金相检验结果如下：

由图2金相组织照片可以看出，三通本体断面处取样1#的金相组织为奥氏体组织，基体内存在大量的形变孪晶，晶粒有明显的拉长变形特征，晶粒度为5～6级。断面处呈沿晶断裂特征，可见二次裂纹。

由图3金相组织照片可以看出，三通本体裂纹尖端处取样2#的金相组织为奥氏体组织，基体内存在大量的形变孪晶，晶粒有明显的拉长变形特征，晶粒度为5～6级。裂纹有明显的分叉，裂纹以沿晶型开裂特征为主。

由图4金相组织照片可以看出，直段母材取样3#的金相组织为孪晶奥氏体组织，晶粒度为6～7级，组织正常。

2.5 非金属夹杂检验

采用ZEISS AXIOVERT 200 MAT研究级倒置万能金相显微镜，依据GB/T 10561-2005《钢中非金属夹杂物含量的测定标准评级图显微检验法》对三通取样进行非金属夹杂物检验，检验照片见图5，检验结果见表3。

非金属夹杂物检验结果表明，各位置取样的非金属夹杂物等级满足GB5310-2008的要求。

2.6 维氏硬度试验

对各位置取样的金相样品表面进行维氏硬度检验，维氏硬度检验依据GB/T 4340.1-2009《金属材料 维氏硬度试验 第1部分：试验方法》标准，在金相检验面进行，测试设备为HV-50Z型自动转塔数显维氏硬度计，试验力为10kgf，试验力保持时间10s。维氏硬度检验结果见表4。

三通取样的维氏硬度检验结果表明，三通本体取样的硬度值显著高于GB5310-2008中对07Cr19Ni10（TP304H）钢规定的上限值，直段母材取样的硬度值满足标准要求。

2.7 扫描电镜微观观察及能谱分析

依据JY/T 010《分析型扫描电子显微镜方法通则》，对三通断口取样进行扫描电镜微观观察及能谱微区成分分析，结果见图6和图7。

通过对三通断口的扫描电镜观察及能谱分析可以看出，断口由内壁侧启裂向外壁侧扩展，整个断面均为冰糖块状的沿晶型断裂特征，断面上覆盖有较多的腐蚀产物，内壁侧启裂区尤为明显，且有较多的腐蚀坑。对腐蚀产物的能谱分析发现，腐蚀产物中有一定量的Cl、S等腐蚀性元素。

3 分析与讨论

综上理化检验结果分析，三通强度和硬度显著高于标准的规定值（抗拉强度均值是标准规定下限值的2.2倍，屈服强度均值是标准规定下限值的4.8倍，硬度均值是标准规定上限值的2.2倍），且金相检验发现三通本体基体内存在大量的形变孪晶，晶粒有明显的拉长变形特征，这些特征表明，三通在加工完成后没有进行固溶处理，形变硬化程度较高，内应力没有消除。

其次，宏观检验发现三通内表面有较多的腐蚀产物，断口扫描电镜观察发现断口由内壁侧启裂向外壁侧扩展，整个断面均为冰糖块状的沿晶型断裂特征，断面上覆盖有较多的腐蚀产物，内壁侧启裂区尤为明显，且有较多的腐蚀坑。对腐蚀产物的能谱分析发现，腐蚀产物中有一定量的Cl、S等腐蚀性元素。同时，金相检验发现，裂纹有明显的分叉，裂纹以沿晶型开裂特征为主。以上特征表明，该三通裂纹具备应力腐蚀裂纹的特征，且运行环境中存在Cl等腐蚀性元素。

再者，对三通的化学成分检验发现，取样的P含量高于标准规定的上限值，Cr含量低于规定的下限值。过高的P含量易引起P元素在晶界偏聚，弱化晶界，而过低的Cr含量会降低不锈钢的耐蚀性能。

因此，综合分析，该三通未进行固溶处理，强度过高，韧性不足，存在较大的内应力，同时，运行环境中存在Cl等腐蚀性元素，导致该三通发生了应力腐蚀开裂，而P含量过高，Cr含量过低进一步加速了应力腐蚀裂纹的萌生和扩展，最终引起泄漏失效。

4 结论及建议

液氨管道不锈钢三通的裂纹为应力腐蚀裂纹，造成三通开裂的主要原因是该三通未进行固溶处理，且运行环境中存在Cl等腐蚀性元素，而三通材质P含量过高，Cr含量过低促进了应力腐蚀裂纹的萌生和扩展。针对以上结论，建议如下：

（1）对制造三通的原始材料进行理化性能检验，确保各项性能满足相关标准的规定；

（2）三通制造成型后及时按标准进行固溶处理，充分消除加工引起的形变硬化和内应力；

（3）对运行环境进行筛查，避免Cl元素等不锈钢应力腐蚀开裂敏感性元素进入运行环境中。

参考文献

篇6

关键词：矿渣微粉混凝土石灰石

中图分类号： D922 文献标识码： A 文章编号：

矿渣微粉是指以粒化矿渣为主要原料，可掺加少量石膏，采用适宜的粉磨技术磨制到一定细度的粉体。由于矿渣微粉的生产成本低，并且可以作为高性能混凝土的优质原料，可等量或超量代替高能耗生产的水泥，也适用于大型的商品混凝土搅拌站，同时矿渣微粉还可作为混凝土的改性剂，可以明显改善混凝土的性能，因此利用矿渣微粉具有良好的经济效益和社会效益。

1 矿渣微粉的特点

由于矿渣与水泥熟料相比具有玻璃体含量高，易碎难磨的物理特性，和水泥熟料一起粉磨时，其比表面积为300㎡/kg左右，难以磨得更细，影响了其潜在活性的发挥。研究表明：矿渣比表面积达350㎡/kg以上时，活性才能得到激发，且比表面积越大，活性越好，甚至可以超过水泥的活性。如果将矿渣进行单独粉磨，由于其比表面积达到400㎡/kg以上，则其活性可以得到充分发挥。

高活性指数的矿渣微粉应用到混凝土可等量替代大量水泥，并且能够提高混凝土的综合性能。矿渣微粉掺入混凝土后，可以降低混凝土集料(沙、石等)热化反应引起的混凝士体积膨胀开裂；矿渣微粉内较多的钙矾石结晶，能降低混凝土的孔隙率，降低氯离子的渗透，形成对钢筋的防腐保护层；降低水泥中的铝酸三钙及可溶性氢氧化钙的含量，减小由于硫酸盐等的侵蚀引起的混凝土膨胀，从而改善混凝土的泵送、坍落度损失等工作性，提高混凝土的后期强度，具有良好的耐久性、耐蚀性和耐磨性。

矿渣微粉的价格较低，具有经济性，适合在集中搅拌的商品混凝土中使用。矿渣微粉与水泥、石子、黄沙搅拌成的混凝士，具有后期强度高、水泥水化热低、耐磨性好、与钢筋粘结力好等优点，特别适用于高层建筑、大坝、机场、大型深基础及水下工程。这种混凝土，与现在水泥厂生产的按水泥国家标准规定的允许掺有20％～70％高炉矿渣的矿渣硅酸盐水泥有很大区别。

2 矿渣微粉的生产

2.1 矿渣微粉的技术要求

各钢铁企业的高炉矿渣，其化学成分虽大致相同，但各氧化物的含量并不一致，因此矿渣有碱性、中性、酸性之分，以矿渣中碱性氧化物和酸性氧化物含量的比值M大小来区分。

M〉1为碱性矿渣；M

K值应≥1.2。K值越大，则矿渣的质量越好，活性越高。

2.2 矿渣的成分分析

生产所用的原料主要是粒化高炉矿渣，主要来源于韶关钢铁集团公司、福建三明钢铁集团以及揭阳市泰都钢铁厂。其化学成分的分析根据《GB/T 203用于水泥中的粒化高炉矿渣》以及(GB 176-2008水泥化学成分分析方法》标准中的方法进行。各成分质量百分含量及主要技术指标如表l所示。

由表l可以看出，所用的粒化高炉矿渣属于碱性矿渣，其胶凝性较好，通过粉磨后其活性可得到更充分的激发。

2.3 矿渣微粉其他成分的掺加

2.3.1 矿渣微粉中掺加粉煤灰

粉煤灰，是从煤燃烧后的烟气中收捕下来的细灰，是燃煤电厂排出的主要固体废物。粉煤灰的主要氧化物组成为：SiO2、A1203、FeO、Fe2O3 、CaO、TiO2等。粉煤灰是我国当前排放量较大的工业废渣之一，并在逐年增加粉煤灰中富含球状玻璃体，在矿渣粉磨的同时掺入一定量的粉煤灰，对粉磨过程能起到“作用”和“助磨作用”，其结果是磨机产量有所提高。另一方面，粉煤灰的活性不及矿渣高，为保证原矿渣微粉活性不降低，粉煤灰掺量则不能过大，应控制在10％以内。在混凝土中掺加粉煤灰，具有节约水泥和细骨料用量；减少用水量；改善混凝土拌和物的和易性；增强混凝土的可泵性；减少混凝土的徐变；减少水化热、热能膨胀性；提高混凝土抗渗能力；增加混凝土的可修饰性等优点。

矿渣与粉煤灰的复掺，可达到两种材料的火山灰效应、形态效应和微集料效应相互叠加，形成“工作性能互补效应”和“强度互补效应”，使混凝土具有良好的抗渗性和可泵性。掺入一定量的粉煤灰，可增大拌和料的流动性，减小泵送阻力，改善由于矿渣微粉的掺入所导致的混凝土粘聚性提高、沁水性增加的趋势，使新拌混凝土得到最佳的流动性和粘聚性。二者复合使用还可以兼顾混凝土早期强度与后期强度：在水泥水化早期，由于粉煤灰的火山灰效应滞后于水泥熟料水化，此时发挥矿渣微粉的火山灰效应，改善浆体和集料的界面结构，增加混凝土早期强度；后期发挥粉煤灰的火山灰效应所带来的孔径细化作用以及未反应的粉煤灰颗粒的“内核作用”，使混凝土后期强度持续得到提高。

2.3.2 矿渣微粉中掺加石灰石

石灰和石灰石大量用做建筑材料，也是许多工业的重要原料，其主要成分是碳酸钙(CaCO3)，经煅烧后各成分的含量大致为：二氧化硅0.07％～1％、三氧化二铝0.02％～1％、三氧化二铁0.03％～1％、氧化钙48％～55．22％、氧化镁0.O8％～1％；烧失量为40.79％。石灰石最常见的用途是生产硅酸盐水泥。一般石灰石经过破碎、粉磨后均能达到水泥原料的要求。随着对外开放、国民经济建设的加快，水泥工业发展迅速，据估计国内未来20年左右仅水泥工业一项将需求石灰石290亿吨。在矿渣中掺入少量的石灰石，不仅增产效果显著，同时能有效地提高矿渣微粉的7d活性。一定量(不超过8％)的石灰石微粉有利于提高混凝土早期水化速度，促进其早期强度的发展；同时对水泥需水量的降低有促进作用。

2.4 矿渣微粉的粉磨

矿渣粉磨不仅是使其细度减小的过程，同时也是对矿渣进行机械活化的过程。因为矿渣在粉磨过程中，随其比表面积的增大，晶格键能迅速减少，从而产生晶格位错、缺陷、重结晶，在表面形成易溶于水的非晶态结构，其与水反应能力大大提高。另一方面，矿渣属于较难磨细的物质，其比表面积越高，台时产量越低，电耗越高。实践证明，矿渣细度达到400～450m2/kg时，其矿渣微粉的综合性能最为适宜。我公司2008年从德国引进莱歇立磨生产线4条，其型号为LM56.3+3S，和球磨机相比，该磨的主要优点是：具有更高的研磨效率，工艺流程大大缩短，电耗降低，物料的研磨在限定压力下进行，台时产量最高可达到190t/h以上。

3 结论

水泥工业是消耗能源大而且对环境污染严重的工业。如何在保证、改善、提高混凝土的质量和性能的前提下，减少水泥用量是当前研究的一个重点。在混凝土中掺加矿渣微粉，并通过与一定量的粉煤灰、石灰石进行复合，不但改善矿渣微粉的性能指标，等量取代水泥能配制出性能良好、质量稳定的混凝土，而且这也将是大量工业废渣消纳的大趋势。具有明显的质量效益、经济效益和环境效益，在水泥与混凝土工业中具有巨大的推广意义。

参考文献：

[1]蒋家奋．矿渣微粉在水泥混凝上中应用的概述[J]．混凝土与水泥制品，2002，3：3～6

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关键词：不锈钢 光亮马弗 国产修复 影响因素

中图分类号：TG155 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2014）08（b）-0073-01

近十年来，随着我国不锈钢消费市场发展，对不锈钢品质要求越来越高。同时随着环保的要求，绿色制造形成一种主流。不锈钢光亮退火炉就是一种新的绿色无污染生产宽幅不锈钢设备，国内各不锈钢生产企业纷纷投资建设不锈钢光亮退火线。马弗管式光亮处理炉作为生产光亮板带的关键技术装备，在高的工作温度、恶劣的使用条件下由于高温蠕变会引起多种缺陷，叶乃威，杨安，孙朝阳在不锈钢带钢光亮退火马弗炉缺陷分析及修复中已经描述了马弗的结构特征和多种马弗缺陷。由于缺陷的产生使得马弗管使用寿命短，其设计寿命仅为三年，同时由于马弗直径大，采购Inconel alloy601国外马弗材料价格高，交货周期长。目前，国内已经研制出可替代进口Inconel alloy601的产品。如果采用国产材料修复马弗，对于各大不锈钢企业来说有着长远的经济意义。为了确保马弗修复的质量，该文将对材料考察重点因素进行探讨。

1 材料成分

金属材料性能和质量主要决定于化学成分。Inconel alloy601被选择用于高温马弗管制作，主要由于该合金高温力学性能优良，同时其为Ni-Cr系面心立方的奥氏体固溶强化镍基合金，高的铬含量有利于腐蚀和高温环境，铝的加入提高了它的强度和抗氧化特性，并具有优异的高温抗氧化性。根据该合金的ASTM标准中对金属材料规定了必须保证的化学成分。因此，作为国产材料考量的时候，必须对材料的化学成分进行分析，甚至作为主要的质量指标。对于国产材料成分分析按照GB/T223-2000钢铁及合金化学分析方法，包括Ni、Cr、Si、C、Mn、P、S、Al、Co、Cu、O、N、Fe。然后对比进口材料标准，重要的Ni含量必须保证58～63，Cr含量必须保证21～25，其微量元素也是必须在标准之内，作为国产材料的控制以严于标准控制更可靠。化学成分可以通过化学的、物理的多种方法来分析鉴定，目前应用最广的是化学分析法和光谱分析法。

2 晶粒度

由于晶粒的大小对金属的拉伸强度、韧性、塑性等机械性质有决定性的影响，通常金相分析对金属性能测试是重要手段之一。进口的601材料晶粒度已经有标准图片，因此对国产材料601合金的晶粒度评定采用比较法，在光学显微镜仪器拍摄合金的内部组织图片，通过与标准图片对比进行评定。通过比对结果判定材料的物理性能、工艺性能及机械性能，在室温及高温下的机械性质。同时作为改善材料加工工序的途径之一，从晶粒度的大或小从浇铸工艺、冷热加工和退火温度等生产工艺方面改善。检测晶粒度分析标准可参考：GB 6359-2061金属的平均晶粒度评级，ASTM E112黑白相面积及晶粒度评级，ASTM E112-1996金属平均晶粒度测定方法。

3 常温机械性能

尽管马弗实际工作在高温环境，常规机械性能作为材料性能的测试必不可少。对于国产材料常规机械性能可按照GB/T 2975-1998检测抗拉强度Rm、屈服强度Rp0.2、断后伸长率A50%、硬度HB。参考值：抗拉强度必须大于550 MPa，屈服强度必须大于205 MPa，断后伸长率大于30%，固溶处理硬度小于220。

4 蠕变性能

蠕变是指固体材料在保持应力不变的条件下，应变随时间延长而增加的现象。它与塑性变形不同，塑性变形通常在应力超过弹性极限之后才出现，而蠕变只要应力的作用时间相当长，它在应力小于弹性极限时也能出现。由于实际马弗管在1150 ℃使用温度下长期运行，高温蠕变是其最主要的性能指标。马弗管在长时间高温烧嘴燃烧工作，而且自重达到20 t，尽管最重部分受到应力只有1.46 MPa，但是高温蠕变下，材料的承受应力将随着工作温度的升高而降低。在进行马弗国产材料修复的时候，要对国产材料展开高温下蠕变实验研究，蠕变试样尺寸规格和制作严格按照HB5151-96标准执行，高温蠕变试验选取3个温度点，分别是1095 ℃，980 ℃，870 ℃。以国产材料蠕变速率―应力关系图，并与国外IInconel alloy601的蠕变速率――应力曲线进行对比和评价。

5 高温持久性能

马弗管在长时间高温、自重因素作用下工作，高温持久强度也是一个评定指标。通过高温持久性能试验可获得指定温度和持续时间内引起断裂的最大应力值。与高温蠕变性能测试实验一样，选取1095 ℃，980 ℃，870 ℃测试温度点，将试样安装在持久实验机上，加热，等温度升高至要求温度，加载，保持温度和载荷不变，让试样持续拉伸，直至断裂，记录所加载荷和断裂时间。把实验结果与国外材料进行对比，分析国产材料的持久强度，评估使用性能，高温蠕变和持久性能研究可参照GB/T 2039-1997。

6 焊接评定性能

马弗本身为多段筒体焊接件，修复焊接性能的评定作为国产材料应用的重要指标。按照GB50236-98焊接工艺评定标准评定，焊接性能评定主要涉及国产材料与进口材料之间、国产材料与国产材料之间、新材料与使用过的材料之间，进口材料与进口材料之间四种焊接。通过对焊接接头宏观组织形貌、微观组织特征、硬度分布特征、常温力学性能、高温力学性能的研究，与进口材料数据的对比，用以确定国产材料可用性以及指定合理的焊接工艺参数。

7 结语

国产材料替代进口材料对重要设备的修复必须做好风险评估，只要对材料特性关键指标进行分析、对比、改进，使国产材料达到进口材料的相同性能，则实现国产化修复的风险就会降低，本文从马弗修复国产化材料需评估因素进行分析，为实践提供依据，为进一步研究提供基础。

参考文献

[1] 叶乃威，杨安，孙朝阳.不锈钢带钢光亮退火马弗炉缺陷分析及修复[J].冶金设备，2010（1）：40-45.

[2] 杨悦民，徐振高.INCONEL 601合金热加工性能的研究[J].钢铁研究学报，2002，14（5）：62-66.

篇8

【关键词】天然气管线；水流冲刷；失效分析

【Abstract】 A section of underground high-pressure natural gas pipeline in gas company broken. Failure causes were investigated by means of visual examination， SEM observation， chemical compositions analysis， metallographic examination， mechanical properties testing and simulation with Fluent software. The results show that the water pipeline， which was laid close and parallel to the gas pipeline， broke and leaded to spewing out of high speed water flow. High speed flow had a big scouring action on the gas pipeline and finally leaded to broken of it. Prevention measures and recommendations were proposed to prevent the similar failure.

【Keywords】natural gas pipeline； scouring action； failure analysis

0 引言

某燃气公司一段高压天然气输送管线中某处发现严重破损，造成该天然气管道出现一个长为200mm宽为135mm的不规则贯穿性破口。此段高压天然气管道于2008年铺设后，一直作为备用应急管道，从未正式使用过，但是会定期做氮气保护及增压保压检验工作。在2012年7月下旬的检测过程中，发现管线系统压力显示不正常，后经现场勘查发现管段存在破口，该部位恰好位于一条自来水管上方70mm处，该部位自来水管曾经发生过爆管，爆管部位已用管箍把紧处理。据调查，事发天然气管段采用GB/T9711.2～1999 L415MB的材料，对应的是美国石油学会标准API SPEC 5L X60材料。为分析破裂原因，作者对破口处管材进行了一系列的理化检验和模拟分析。

1.理化检验分析

1.1 现场勘察分析

从现场勘察得知，该破口天然气管段和自来水供水管道（ND250）上下并行铺设，两管线外表面平行距离约70mm；此处自来水供水管曾发生破裂，后用管箍修补，管箍与天然气管外表面平行距离约25mm，如图1。

现场观察发现，天然气管破口周边3层PE防腐层脱落；破口呈现船形，边缘厚度减薄，边缘圆滑，具有严重的冲刷宏观特征 [1]。

通过比对天然气管破口周边泥土、水源、环境差异性，综合分析天然气管、自来水管各部位形貌特征，初步判断事故原因为自来水管破裂未及时发现，高速水流直接冲击、冲刷天然气管道外表面，导致天然气管发生穿孔性破坏，破口逐渐扩大，直至水管堵漏为止。

1.2 破口宏观形貌分析

对该天然气管道破口进行宏观观察发现：破口呈不规则、近椭圆形状；破口周边发生从外壁向内壁的壁厚减薄，最薄处壁厚约2～3mm；减薄形成的坡度变化范围为10°到85°，表明破口不同部位所受冲刷的角度存在差别；破口内壁可以观察到明显的气液分界线，破口内壁无明显的壁厚减薄；破口坡度陡峭处可观察到径向冲刷痕迹[2]。如图2。

宏观分析表明，破口陡峭处外壁受到了高压流体的正面冲击，冲击方向与管外表面接近垂直；在破口其它位置，流体流向与管外壁夹角逐渐减小；当天然气管出现破口后，部分高速水流冲入管内，形成了流痕与水线。

1.3 破口微观形貌分析

使用扫描电子显微镜（SEM）对破口周边外壁面进行微观观察发现，坡度平缓处外壁面具有相互平行的冲刷沟槽（图3a），属于典型的剪切冲刷痕迹；坡度陡峭处外壁面呈现蜂窝形貌[3]（图3b），其凹坑属高速流体垂直冲刷致使晶粒脱落形成的韧窝痕迹，个别凹坑沿冲刷方向有略微拉长现象。

微观分析表明，天然气管破口周边外壁面具有高速流体冲刷作用的微观形貌，其中破口平缓处受剪切冲刷左右，陡峭处受垂直冲刷作用[4]。

1.4 化学成分分析

在天然气管破口部位取试样进行化学成分分析，结果如表1。分析结果显示，破口段材料的各化学成分均符合标准指标的要求。

1.5 金相检验

在天然气管破口处制取金相试样，经磨抛腐蚀后，采用光学显微镜进行显微组织观察，如图4。

由破口段管材金相图观察可得，管材的基体为白色铁素体，在铁素体间分布着珠光体；管材的晶粒细小，排列规整，分布均匀，无偏析、渗碳等组织缺陷[5]。检验结果表明管材的金相组织正常，基体组织并未受高速水流冲刷作用影响。

1.6 力学性能检验

对破口段管材沿径向从外壁向内壁进行显微硬度测试，测试结果如表2。硬度测试结果表明，破口段管材硬度从外壁向内壁均匀分布，平均硬度为209.2HV。

对破口段管材分布制取标准拉伸样和冲击样进行拉伸和冲击试验，其测试结果如表3。测试结果表明破口管段的强度指标、塑性指标和韧性性能均满足标准要求。

2.Fluent模拟分析

为分析天然气管壁受到高速流体冲刷时流场压力分布及管壁周围流体的速度矢量分布，从视觉上更加直观地认识高速水冲刷管线的过程，根据破口管道现场环境，用Fluent软件对天然气管受到高速水冲刷进行模拟[6]。

模拟假定参数为：天然气管外径为711mm；水管爆口尺寸为长100mm，宽5mm；爆口长度方向和水管中心线平行，爆口深度方向和铅锤面成2°夹角；设定流体为水，设定水管中水的压力为0.6mPa；网格及边界条件设置如图5所示。

模拟结果如图6所示。由天然气外壁受流体作用压力分布图和冲刷流体压力分布图可以看出，正对着水管爆口的管壁所受压力最大，压力范围为0.0973mPa～0.109mPa；且天然气管外壁受流体作用冲刷严重处压力分布形态呈椭圆形，与实际破口形貌对应。由天然气管外壁表面冲刷流体速度矢量图和冲刷流体速度矢量图可以看出，正对着水管爆口的管壁受到流体冲刷的速度最大，流速范围为9.92m/s～11.9m/s，当水流冲击天然气管壁后流向突变，开始沿着管外壁周向冲刷，冲刷速度从爆口向四周逐步减小。

模拟结果表明，在破口，冲刷水流压力较小，流速较低，且方向呈切向，从而形成破口边缘平缓坡度；同时由于水管爆口方向和铅锤面呈一定角度的因素，最终形成该天然气管线破口特殊形貌，如图2（a）。

3. 结论及建议

依据上述现场勘察、系列试验及模拟分析可知：（1）天然气管线的材料满足相应标准指标，管材质量符合要求；（2）天然气管线破口产生的原因为，邻近天然气管线铺设的供水管道发生破裂，高速水流喷射在天然气管线表面而产生的长时间正面与切向冲刷作用。

为预防此类失效的重复发生，作者建议：（1）在规划、设计、铺设天然气高压管道时，要严格执行相关法规、标准、规范，严禁不同管道交叉和超近距离铺设；（2）加强管线的监控、巡线、检测与检验和维护，主动预防天然气管线的第三方破坏。

参考文献：

[1] 廖景娱，刘正义. 金属构件失效分析[M]. 北京：化学工业出版社，2003.

[2] 蔡峰，柳伟等. 流体喷射条件下金属材料冲刷腐蚀的研究进展[J]. 摩擦学学报，2011，31（5）：521-527.

[3] 韩顺昌.金属腐蚀显微组织图谱[M].北京：国防工业出版社，2008.11

[4] 赵会友，陈华辉，邵荷生，赵善钟等. 几种钢的腐蚀冲蚀磨损行为与机理研究[J]. 摩擦学学报，1996，16（2）：112-119.

[5] 任颂赞，张静江，陈质如等. 钢铁金相图谱[M]. 上海科学技术文献出版社，2003：29.

篇9

关键词：球墨铸铁；铋；微观组织；力学性能

中图分类号：TG255 文献标识码：A

厚断面球墨铸铁（简称球铁）由于冷却速度缓慢，共晶凝固时间长，易导致球化衰退和孕育衰退，使得铸件中尤其是厚壁中心或热节处出现球化不良、石墨畸变、球数减少、球径增大、成分偏析、晶间碳化物增多及缩松缩孔等等缺陷，特别是碎块石墨的出现，严重影响了铸件的综合性能[1-3].国内外有众多研究者发现，当球铁中某些微量元素（如Bi）与稀土元素以适当比例共存时，则会消除变异石墨，改善球铁性能[2，4-5].但该技术还不够成熟，国内多数铸造企业又没有掌握关键技术，如果直接用于生产，则会存在一定风险.

本文制定了严格而合适的化学成分和实验工艺， 通过添加不同质量分数的微量Bi和调整残余稀土量，研究了其对球铁心部碎块石墨的抑制作用以及对球铁组织和综合力学性能的影响，从而为获得更好的球铁组织和性能提供依据，为同行提供参考.

1实验方法

11化学成分

原铁液纯净度要高， 尽可能排除杂质等干扰因

素.遵循高碳， 低硅， 低锰、磷、硫的原则[6]，球铁主要化学成分范围见表1，其中碳质量分数为原铁水成分要求，其余为处理后要求.

采用300 kg 中频电炉熔炼，树脂砂造型，原材料采用本溪Q10生铁和废钢混合配比.熔炼过程中通过浇注白口试样进行光谱分析，并调整原铁液C和Si成分分别为：C 3.70±0.05%，Si 2.1±0.1%.出铁温度为1 500 ℃左右，采用冲入法球化， 球化时间控制在1～2 min，采用多次孕育工艺，孕育方法为包内孕育、浮硅孕育和浇口杯孕育， 孕育剂总量控制在0.6% ～ 0.8%.微量元素Bi的加入方式为在球化处理前埋入包中，与球化孕育剂机械混合.球化孕育处理后，对浇包中的铁水多次扒渣后浇注，浇注温度控制在1 340～1 350 ℃.在每个试样的几何中心放置一根镍铬镍硅热电偶，采用哈尔滨工业大学研制的8通道数据采集仪对凝固共晶冷却阶段进行温度采集.

2实验结果及分析

实验试块的化学成分检测结果见表3.铁液主要成分始终保持一致，因为检测条件有限，无法测定Bi元素含量，因此按其加入量分析，残余稀土与Bi质量分数的比值为

解剖试块后，其结果如表4所示，其中B3系列，A3试块心部只有局部含有少量粗短型的初生碎块石墨，对性能影响不大.A1和A2试块中均无碎块石墨.部分A3试块心部有灰斑区域，A4试块均有灰斑区域.

2.1微量Bi对球铁宏观组织的影响

两组实验主要成分相同，未添加Bi的碎块石墨区域为宏观黑斑，而添加0.010%Bi后的碎块石墨区域从宏观黑斑淡化到宏观不易观察到的灰斑，需要通过显微镜观察才能确定其范围.

从表4所示的解剖结果中可以看到，当球化剂为1.6%，Bi加入质量分数为0.005%～0.014%时，A4试块宏观碎块石墨灰斑区域的直径随着Bi加入量的增加，呈现先减小后增加的变化趋势，直径从220 mm降到160 mm，再升至200 mm.A4试块碎块石墨灰斑直径变化如图3所示.表明0.012%为Bi加入量的极限值，此时对碎块石墨的抑制作用最强.

综上所述，对于A4试块，添加微量Bi可以有效地抑制碎块石墨的产生，使宏观黑斑淡化到宏观不易可见的灰斑.随着Bi加入量的增加，其对碎块石墨的抑制作用，先是增强然后再减弱，Bi加入量为0.012%时，灰斑区域最小.

图4所示为实验试块心部的试样经3%硝酸酒精溶液腐蚀后的典型微观组织形貌.对比图4（a）与图4（b），观察到加入微量Bi后的石墨球径更加细小，石墨球数显著增加，并且球的圆整度和组织均匀度也相应得到改善.对比图4（c）与图4（d），加入0.012%Bi元素后，球铁的A3试块微观组织从大片的碎块石墨变成了正常的球铁石墨组织，表明对于A3试块，加入元素Bi后可以明显消除其碎块石墨.而图4（e）显示，本实验中加入微量Bi却未能明显消除A4试块中的碎块石墨，只是在一定程度上减小了碎块石墨的大小、破碎程度和范围，宏观组织图图2可以印证这点.

表5为加入不同Bi量时各组实验中A4试块的力学性能检测结果.图5为实验试块力学性能随Bi加入量的变化情况.可见，随着Bi加入量的增加，布氏硬度值变化不大，为130 HB左右，而抗拉强度、伸长率及低温冲击功呈先增加后下降的趋势.其中未添加Bi实验的抗拉强度、伸长率分别为319 MPa，4.9%，是所有实验中的最低值，但其布氏硬度却最高，达到了133.8 HB.当Bi加入量增加至0.008%时，抗拉强度为342 MPa，是所有试样中的最高值.随后试块的抗拉强度呈现下降趋势.当Bi加入量继续增加至0.010%和0.012%时，试块的伸长率和低温冲击功分别达到最大值，伸长率为10.5%，而低温冲击功为10.5 J，随后都逐渐下降.综合对比各项数据，加0.010%Bi实验试块的综合力学性能最好.

2.3微量元素铋的作用

由图4（a）和图4（b）可知，加入元素Bi后，球铁组织石球墨大小从6级细化成7级，球数也由80～100个/mm2增加至225～250个/mm2，圆整度、组织均匀度和石墨球化率也有相应增加.

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篇10

介绍了钢渣的形成和性质，分析了钢渣热焖的基本原理，钢渣热焖的工艺流程及技术特点，钢渣热焖技术应得到推广。

关键词：

钢渣；钢渣热焖；推广

中图分类号：

TB

文献标识码：A

文章编号：16723198（2014）06019201

1 钢渣的形成和性质

1.1 钢渣的形成

钢渣是炼钢过程中为了去除钢中杂质而副产的物质。它包含脱硫、脱磷、脱氧产物及因之而加入的造渣剂，如石灰、萤石、脱氧剂等；金属料中带入的泥砂；铁水和废钢中的铝、硅、锰等氧化后形成的氧化物；作为冷却剂或氧化剂使用的铁矿石、氧化铁皮、含铁污泥等；炼钢过程中侵蚀下来的炉衬材料等。

1.2 钢渣的性质

1.2.1 钢渣的物理性质

碱度较低的钢渣呈黑灰色，碱度较高的钢渣呈褐色、灰白色。钢渣密度为3.1～3.6g/cm3；转炉渣粉的体积密度为1.74g/cm3。含水率为3%～8%，容重1.32～2.26t/m3，抗压强度高达300MPa，冲击强度为15次，莫氏硬度为5～7。

1.2.2 钢渣的化学成分

钢渣的化学成分主要为：

2 钢渣热焖技术基本原理

钢渣热焖技术就是通过向加盖的热焖渣池中喷水，有效利用液态钢渣所含的余热，将水变成蒸汽，并产生饱和蒸汽压，蒸汽在一定的压力下与钢渣充分接触，由于发生了游离氧化钙和游离氧化镁水化以及硅酸二钙晶形转变，体积增大，产生的巨大的膨胀力使钢渣开裂、粉化，实现渣钢分离。经热焖技术处理后的钢渣，游离氧化钙、游离氧化镁和C3S通过各自反应生成稳定产物。钢渣膨胀机理分为以下两种状况：

（1）钢渣中氧化镁和氧化钙不能与二氧化硅等充分反应，形成了游离氧化镁和游离氧化钙，这两种物质化学性质不稳定，遇水即发生如下反应：

（2）钢渣中C3S冷却到一定温度下分解，反应式如下：

式（3）反应过程中，钢渣体积也发生膨胀.其生成的游离氧化钙又可与水发生式（1）的膨胀反应。

3 钢渣热焖工艺流程

钢渣热焖工艺流程为：转炉倒渣渣罐渣车运输到渣跨起重机吊运渣罐焖渣坑倒渣挖掘机翻渣盖焖渣盖喷水热焖揭盖出渣。

焖渣处理后，钢渣冷却到50℃用铸造起重机将热焖渣盖移至焖渣盖支架后，焖渣坑开始出渣，用挖掘机将坑内炉渣抓起装车外运。清理完后，渣坑需干燥3.5小时，再重新铺底装渣热焖。

钢渣经过热焖处理后，由于游离氧化钙和游离氧化镁含量的降低，提高了钢渣粉的稳定性，有利于钢渣粉的后续综合利用。

4 钢渣热焖技术特点

（1）由于转炉溅渣护炉技术的广泛应用，渣中MgO含量得以增加，这使得钢渣粘度相应提高，流动性也随之下降。钢渣热焖工艺对任何种类和各种流动性的钢渣均适用。此工艺可实现100%处理率。

（2）通过高强度密封锁紧装置、泄爆阀和蒸汽压力调节装置控制热焖池中的蒸汽压力，生产安全，解决了热态钢渣处理的安全隐患问题，同时能保证蒸汽保持一定压力与钢渣充分接触，使钢渣粉化彻底。钢渣粉化效果较好，钢渣粒度小于20mm的可达到80%以上，如果热焖效果比较好时小于20mm的钢渣比例可达到90%以上，废钢与渣分离好，易于回收金属料。

（3）处理后的钢渣游离氧化钙含量低于3%，钢渣膨胀性小，性质稳定，可直接用于建材和钢渣的后续综合利用。

（4）处理过程中环境污染物排放水平小，钢渣转运时间短，整个处理过程在热焖池中进行，消除了粉尘污染，改善了劳动环境。通过废水回收系统收集产生的废水和蒸汽冷凝水，处理后循环使用，节约了大量水资源。

（5）机械化程度高，劳动强度低。

（6）焖渣坑壁采用废连铸坯固定，保证热焖坑可长期稳定运行，降低了设备运行和维护费用。

5 结论

（1）钢渣热焖技术生产工艺先进、可靠。实现了钢渣中的渣、钢高效分离。消解了f-CaO和钢渣粉化效果稳定，实现了炼钢钢渣资源回收与综合利用的目标。

（2）钢渣热焖技术处理过程节约水、环境污染物排放少、处理系统安全安全系数高。

（3）钢渣热焖技术处理后的钢渣可直接装车外运用于水泥建材行业，减少了钢渣存放用地，消除了因钢渣自然堆放而产生的扬尘污染和河道水源污染等，经济效益、社会效益和环保效益显著。

综上所述钢渣热焖技术在钢铁企业中做为钢渣处理的一项技术应该得到推广并被广泛的应用。

参考文献

[1]张文霖.主成分分析在SPSS中的操作应用[J].市场研究，2005，（12）：3134.

[2]王绍文等.固体废弃物资源化技术与应用[M].北京：冶金工业出版社，2003：342359.

篇11

关键词：水冷壁 氧腐蚀 氢腐蚀 停炉保护

某电厂#3炉为WGZ-200/9.8-4型高温高压固态排渣锅炉，1995年投运。锅炉采用膜式水冷壁，前后墙各94排，左右墙各80排，规格：Φ60×5mm，材质：20G。2011年8月至10月，连续3次在喷燃器标高上下1m附近发生爆管事故，对该锅炉爆管事故进行了取样分析。

1、试验方法与分析

1.1 宏观检查

取样两根水冷壁管，一根外壁存在破裂开口，一根外壁无可见损伤。两根内壁均有红黑色沉积物，向火侧沉积物较厚，并有点状或块状的堆积凸起，尤其在鳍片附近的向火侧，堆积凸起更多更高。两根均可见的腐蚀坑，腐蚀为局部腐蚀，形态为溃疡状，横截面观察腐蚀坑呈碗状，深度在1-3mm不等。个别腐蚀坑端面可见明显分层，外层砖红到褐色，为Fe2O3，内层黑色，实际上是Fe3O4和贴近金属基体的FeO。破裂就发生在向火侧碗状腐蚀坑最深处，破口长50mm，破口边缘粗钝且不减薄，呈脆性断口，破口边缘未见细小群裂纹。破口旁边另有两条裂纹，一条长30mm，裂纹深3mm；一条长20mm，裂纹深2.5mm，裂纹由内壁往外壁发展，管段无明显变粗。

（a）破口外壁侧宏观形貌 （b）破口内壁侧宏观形貌 （c）破口横截面宏观形貌

图1 破口形貌

1.2 壁厚测定

游标卡尺测定厚度如下：

表1测厚数值（单位：mm）

注：1：向火侧2，3：腐蚀坑4：背火侧

1.3 金相组织分析

破口附近有两条长裂纹，破口附近及长裂纹两侧存在多条微裂纹，裂纹由内壁向外壁发展。破口和裂纹的组织存在明显的分层，管外壁组织为铁素体加珠光体，珠光体球化2级，组织正常。见图2（b）和图3（b），管内壁组织绝大部分是白色的铁素体，几乎没有珠光体存在，脱碳现象集中在破口与裂纹的内壁周围，由管内壁向管外壁逐渐减轻，脱碳层厚度较小，最严重的地方在1.5mm左右。脱碳区内，小裂纹联通形成大裂纹或孔洞，见图2（a）和图3（a）。（a）图中黑色部分为主要为裂纹，沿铁素体晶界分布，这些沿晶微裂纹破坏了金属晶粒之间的联系，致使金属的强度和塑性降低[1]。

（a）破口近内壁组织：300× （b）破口近外壁组织：300×

图3 破口处金相组织

1.4 力学性能试验

在破口向火侧与背火侧各取一组进行拉伸试验，数据见表2。

表2 拉伸试验数据

从试验数据看，抗拉强度及伸长率均符合GB5310-2008《高压锅炉用无缝钢管》的要求，背火侧抗拉强度略高于向火侧。

1.5 钢材化学成分分析

对破口试样母材取样进行化学分析，数据见表3 。

表3 化学成分%

化学成分符合标准GB5310-2008《高压锅炉用无缝钢管》的要求。

1.6 氢含量测定

外委钢铁研究总院测定含氢量。对外壁损伤管段取样进行测定，破口处含氢量高达8.9PPM，裂纹处含氢量达8.3PPM，背火侧无腐蚀坑位置处仅0.62PPM，含氢量相差10倍以上，说明破口及裂纹处存在氢腐蚀。另一根外壁无可见损伤管材，腐蚀坑较浅，腐蚀坑处氢含量为0.65PPM，无腐蚀坑处为0.67PPM，含氢量正常。

2、原因分析

#3机组在2007年至2009年间停运，未做停炉保养，水冷壁管内形成氧腐蚀。近年来#3机组停运时间较多，机组停运期间，内既有充足的水分又有充足的空气，其表面非常容易发生氧腐蚀，停运时间越长，腐蚀越严重。锅炉启动后，停运腐蚀的部位会进一步发生运行中腐蚀并容易产生沉积物。形成水冷壁管停运腐蚀、运行中腐蚀、结垢的恶性循环。

经过氧的一二次腐蚀过程，炉管减薄，炉管内表面生成氧化铁，炉水进入后疏松氧化铁一部分脱落，导致炉水含铁量增大，进入炉水中铁化合物形态主要是带正电的胶态氧化铁，炉管局部热负荷高导致该部位金属表面电子集中而带负电，正电的胶态氧化铁受负电金属表面吸引造成聚集并覆盖在原有未脱落的氧化铁上，在热负荷高的区域使氧化铁垢增厚。氧化铁垢层的形成造成垢下腐蚀，浅腐蚀坑处氢含量正常，金相组织正常，氧腐蚀是减薄的主要原因。而对破口和裂纹，金相分析发现，破口及两条裂纹内壁侧均明显脱碳，但脱碳层较浅，集中在深腐蚀坑底部，所以氢腐蚀相对较弱且位置集中，故未出现常见的“窗口”爆裂[2]，而是条状的破口和裂纹，为非典型的垢下氢腐蚀。

综上所述：氧腐蚀是造成腐蚀坑的主要原因，主要由停炉保养不到位或水质控制不过关引起。氧腐蚀深度较大的地方形成垢下局部氢腐蚀，导致水冷壁管破口和裂纹的产生。

3、处理方案

根据上述情况，制定综合性的处理方案。（1）对后墙标高6-10米的位置进行重点割管，按每10根间隔割一根进行割管检查，其他三面墙割管各抽查2根。（2）根据割管情况，初步判断腐蚀情况。腐蚀严重时，采取超声波测厚结合漏磁腐蚀检验技术进行普查，必要时配合内窥镜检查，查找壁厚减薄严重的管子并进行更换。（3）更换管子后对锅炉进行酸洗，在管壁钝化形成保护膜。（4）切实加强机组的停用保护工作，减轻停用期间的腐蚀。（5）加强水汽品质检测，及时调整水汽品质。保证水质良好尤其是锅炉刚启动的一段时间。（6）进行空气动力场测试，调整燃烧器角度，保证锅炉火焰中心的正确位置。运行中及时调整锅炉燃烧工况，保证燃烧工况良好，不发生偏燃。对壁厚减薄严重部位管子的汽水循环性进行分析，是否存在影响汽水循环的不合理结构。

4、情况跟踪

电厂进行了割管检查和漏磁腐蚀检查，对标高5-20米部位进行了集中排查，腐蚀主要集中在后墙，其余三墙也有零星的几根。说明腐蚀具有区域性，并不具有整体性。

考虑到垢下氢腐蚀的严重性，厂家决定对后墙5-10米腐蚀严重区域外扩5排作整体更换，更换58根。再更换其他三墙个别管子。更换结束后进行空气动力场测试，调整燃烧器角度，重新找回火焰中心，使偏燃得到纠正。

处理结束后开机运行，运行过程中加强水汽品质检测，水汽品质正常。三个月正常运行无爆管。

参考文献

篇12

【关键词】 混凝土结构；耐久性；高强钢筋；钢筋锈蚀；力学性能

中图分类号：TU375 文献标识码：A 文章编号：

1.高强钢筋的成分及性能分析

按生产方式不同钢筋可分为转（平）炉钢筋、电炉钢筋和再生钢筋等。转（平）钢筋是由铁矿石经高炉、转（平）炉冶炼获得的钢材轧制而成。电炉钢筋由废钢铁经电炉冶炼后轧制而成。再生钢筋是由旧钢材直接轧而成。我国的钢筋主要是转（平）炉钢筋。我国建筑用钢筋分别按《钢筋混凝土用热轧带肋钢筋》、《钢筋混凝土用热轧光圆钢筋》、《低碳钢热轧圆盘条》和《预应力混凝土用热处理钢筋》等标准生产。钢筋的产品标准确定了钢筋的品种、制造方法、化学成分、机械性能、外观、尺寸、允许误差、试验和检验方法等。

HPB235 的屈服强度为 235MPa，抗拉强度为 410MPa，伸长率（A10）为 23％。钢筋混凝土用热轧直条光圆钢筋 R235 的屈服强度为 235MPa，抗拉强度为 370MPa，伸长率（A10）为 25％。上述两类钢筋都是由 Q235 碳素结构钢轧制而成的，强度较低，但具有塑性好、伸长率高，易于弯折成型，容易焊接等特点，可用于中、小型钢筋混凝土结构的主要受力钢筋及构件的箍筋等。

钢筋混凝土用热轧带肋钢筋按照其强度可分为HRB335、HRB400和HRB500三级，屈服强度分别为 335MPa、400MPa 和 500MPa，抗拉强度分别为 490MPa、570MPa 和 630MPa，伸长率（A5）分别为 16％、14％和 12％，其强度高，塑性和可焊性均较好，可作为混凝土结构的主要受力钢筋。HRB335 和 HRB400 以硅、强化锰为主要固熔元素，提高其强度；HRB500 除以硅、锰为主要合金元素外，还加入了钒或钛作为固熔弥散元素，在提高强度的同时保证其塑性和韧性。

1.1高强钢筋的化学成分分析

钢筋的力学性能是其化学成分和组织结构在一定外界因素（如荷载性质、应力状态、工作环境和环境介质）作用下的综合反映。钢筋的化学成分、组织结构和晶粒大小等是钢筋力学性能的内部依据，而力学性能则是钢筋化学成分和组织结构的外部表现。外部因素如荷载（静荷载、冲击荷载、交变荷载）、应力状态（拉、压、弯、剪、扭、接触应力及各种复合应力）、温度等都会对材料的力学性能产生很大影响。因此，在影响高强钢筋力学性能的各内外因素中，化学成分、组织结构、晶粒大小、轧制工艺是重要的内部因素，加载速度和环境腐蚀等是重要的外部因素。

钢的基本元素为铁（Fe）（普通碳素钢中铁约占 99％，低合金钢中铁约占 95％）；此外还有少量碳（C）、硅（Si）、锰（Mn）等有利元素，硫（S）、磷（P）、氧（O）、氮（N）等不利元素，及钛（V）、钒（Ti）等固熔弥散元素，这些元素的含量较少，但对钢材的力学性能影响较大。下面分别介绍钢材中各元素对钢筋材性的影响。

1.2 高强钢筋的力学性能

金属材料的力学性能是指金属在外加荷载（外力或者能量）作用下或荷载与环境因素（温度、介质和加载速率）联合作用下所表现的行为，力学性能又称为力学行为，宏观上表现为金属的变形和断裂。

由于承载条件一般用各种力学参数表示，工程中将表征金属材料力学行为的力学参量临界值或规定值称为金属力学性能指标。金属材料力学性能的优劣就可用这些指标的具体数值来衡量。

钢筋的力学性能主要有抗拉、冷弯、冲击韧性和耐疲劳性能等。混凝土结构对高强钢筋的力学性能的要求主要有：

①强度 钢筋强度是决定混凝土构件承载力的重要因素，但并非强度越高越好。由于钢筋弹性模量变化不大（Es＝2.0×105MPa），高强钢筋在高应力下会引起构件过大的变形和裂缝。

②延性 延性是钢筋变形、耗能的能力，与钢筋强度有同等的重要性。许多钢筋混凝土结构事故的原因，都是钢筋的延性不足而非强度缺乏。钢筋的均匀伸长率能客观反映钢筋的变形能力。

③锚固性能 钢筋混凝土结构中钢筋与混凝同受力，锚固作用是钢筋与混凝同承载的基础。锚固作用是由钢筋表面的化学胶着力、钢筋与混凝土接触面上的摩擦力及钢筋表面横肋与混凝土间的机械咬合力三部分组成。

2.高强钢筋的锈蚀

2.1 高强钢筋的锈蚀机理

混凝土结构中的钢筋锈蚀可分为电化学锈蚀和杂散电流锈蚀。国内外学者对钢筋混凝土的锈蚀机理做了大量研究，普遍认为：混凝土中钢筋的锈蚀机理主要为电化学过程。

新鲜的混凝土呈碱性，钢筋表面被氧化，形成致密的保护膜――钝化膜，使钢筋处于钝化状态，即使在有水分和氧气等利于锈蚀产生的条件下钢筋也不会发生锈蚀。

碳化是大气环境中的二氧化碳侵入混凝土并与其中的碱性物质发生反应使混凝土 PH 值下降的过程。当 PH 值降至 11.5 左右时，钢筋表面的钝化膜不再稳定，当 PH 值降至 9～10 时，钝化膜被完全破坏，钢筋处于脱钝状态，也就具备了发生锈蚀的条件。

氯离子可通过混凝土内部的空隙和微裂缝体系，从周围环境向混凝土内部渗透，当钢筋表面混凝土空隙液中游离的Cl 浓度超过一定值时，即使在碱度较高如 PH 值大于 11.5 的情况下，Cl也能破坏钝化膜使钢筋发生锈蚀。

脱钝后混凝土中的钢筋锈蚀是一个电化学过程，根据金属锈蚀电化学原理和混凝土中钢筋受钝化膜保护的特点，混凝土中钢筋发生锈蚀要具备以下三个条件：①钢筋表面钝化膜被破坏，钢筋处于活化状态；②钢筋表面存在电位差，构成腐蚀电池；③钢筋表面存在电化学反应和离子扩散所需的水和氧气。

2.2 钢筋锈蚀的影响因素

影响钢筋锈蚀的因素很多，可分为内部因素和外部因素。内部因素主要有：钢筋的类型、直径、水泥的品种、水灰比、外加剂和外掺料、混凝土的密实度、混凝土保护层厚度等；外部因素主要有：混凝土的浇筑质量和养护质量、环境温度、湿度、二氧化碳浓度、氯离子浓度等。

2.3 锈蚀对钢筋力学性能的影响

锈蚀会对钢筋的力学性能产生一定的影响。

首先，钢筋发生锈蚀后，铁原子离开原有晶格，发生氧化反应，变成离子，进入周围水溶液，钢筋表面出现锈坑，使钢筋产生截面损失，钢筋的有效截面面积减小。

其次，钢筋的锈蚀通常是不均匀的，局部的锈坑会导致钢筋在拉伸过程中产生应力集中，锈蚀率越大，锈坑越深，越容易导致应力集中的现象。由于发生应力集中，钢筋薄弱部位的应力大于其他部位，在其他部位应力较小，尚未发生足够变形时，该部位已经因应力过大而提前屈服、甚至达到极限强度。因此，随着钢筋锈蚀率的增加，钢筋的强度下降，伸长率也随之下降。

2.4 钢筋锈蚀对结构性能的影响

钢筋锈蚀会对结构性能产生多方面的影响，具体表现为以下三个方面:

（1）钢筋锈蚀的直接结果是钢筋的截面面积减小，不均匀锈蚀导致钢筋表面凹凸不平，产生应力集中的现象，使钢筋的力学性能发生退化，强度降低、脆性增大、延性降低，结构承载力下降；

（2）钢筋与混凝土之间的粘结是保证钢筋与混凝土两种不同材料共同工作的前提，钢筋与混凝土间的粘结作用主要由三部分组成，即：钢筋表面的化学胶着力、钢筋与混凝土界面上的摩擦力以及钢筋表面横肋与混凝土间的机械咬合力组成。锈蚀发生后，钢筋表面的锈蚀产物质地疏松，对钢筋与混凝土的界面产生作用，加之钢筋表面横肋锈损，都会使钢筋与混凝土之间的握裹力下降，钢筋与混凝土粘结性能退化；

（3）钢筋表面的锈蚀产物发生体积膨胀使钢筋混凝土产生环向拉应力，当环向拉应力达到混凝土的抗拉强度时，在钢筋与混凝土界面处会出现径向裂缝，随着锈蚀的加剧、锈蚀量的增加，径向内裂缝向混凝土表面发展，直到混凝土保护层开裂产生顺筋方向的锈胀裂缝，严重时保护层剥落，严重影响混凝土结构的正常使用。

3.结论

（1）钢筋的化学成分是影响钢筋性能的内因，钢筋的各组成元素对其性能会产生不同的影响，钢筋的力学性能是各组成元素综合作用的结果。

（2）钢筋的力学性能是影响钢筋混凝土结构性能的重要因素，钢筋的力学性能可由钢筋拉伸试验的结果反映。

（3）大气环境下钢筋的锈蚀机理多为电化学锈蚀，其锈蚀机理为混凝土碳化或氯离子侵入后，钢筋表面原有钝化膜破坏，在氧与水的共同作用下发生电化学反应。

（4）锈蚀发生后，钢筋因其截面面积减小及锈坑引起的应力集中而发生力学性能的退化。钢筋混凝土构件或结构因钢筋强度的下降、钢筋与混凝土间的粘结破坏及钢筋锈胀而发生承载能力下降。

参考文献

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篇13

关键词： 不锈钢；复合板；晶间腐蚀敏感性；焊接工艺附加评定

中图分类号： TG442

0前言

在现行焊接工艺评定标准NB/T 47014―2011《承压设备焊接工艺评定》中，焊接工艺评定主要是以焊接接头力学性能准则评定焊接工艺，只规定了针对焊接接头的力学性能、弯曲性能、堆焊层的化学成分、换热管与管板之间焊接接头剪切强度的评定方法。而对于不锈钢复合板的试件，有时还需要对其覆层的化学成分和晶间腐蚀敏感性等附加特性进行测定或检验，试件附加特性的影响因素与力学性能的影响因素是不相同的，而NB/T 47014―2011《承压设备焊接工艺评定》等标准只规定了以力学性能为准则的评定规则及要求，但没有涉及到这方面的内容。

在JB 4708―2000《钢制压力容器焊接工艺评定 标准释义》的“二、标准原理”中提到：“当按照焊接接头力学性能准则评定焊接工艺时，如果产品有其他使用性能要求，则由焊接工艺人员按照理论知识和科学实验结果来选择条件并规定焊接工艺适用范围。” （虽然JB 4708―2000标准已换版更新，但其评定思想未改变，判定准则依然未变。）

为此，施工单位还需要在锅炉压力容器监督检验机构的监检与帮助下，制定出专门对此的焊接工艺附加评定方法。依据NB/T 47014―2011和GB/T 21433―2008《不锈钢压力容器晶间腐蚀敏感性检验》，并结合其它相关标准规范，编写了下述方法，作为工程实践的探讨，对于不锈钢复合板焊接接头要求附加特性（在本方法指覆层的化学成分和晶间腐蚀敏感性）时，对焊接工艺附加评定的规则、评定方法、检验方法和结果评价等作出了明确规定。

1适用范围

本方法规定了不锈钢复合板制压力容器的对接焊缝和角焊缝、耐蚀堆焊焊接接头附加特性（在本方法指覆层的化学成分和晶间腐蚀敏感性）焊接工艺附加评定的规则、评定方法、检验方法和结果评价。不锈钢制压力容器可参照对于覆层的相应评定要求进行焊接工艺附加评定。

本方法所适用的不锈钢包括奥氏体不锈钢、铁素体不锈钢、奥氏体-铁素体双相不锈钢，但不包括马氏体不锈钢、沉淀硬化不锈钢。

2总则

不锈钢复合板制压力容器的设计文件中规定有其它特殊检验要求时（在本方法指覆层的化学成分测定和晶间腐蚀敏感性检验），则必须在进行焊接工艺评定同时，增加焊接工艺附加评定；未规定有其它特殊要求时，则视为设计不要求，可只进行焊接工艺评定，不需进行焊接工艺附加评定。

不锈钢复合板制压力容器的焊接工艺附加评定，除遵守本方法规定外，还应符合压力容器产品相关标准、技术文件和设计文件的要求。

焊接工艺附加评定的评定方法，应根据产品结构特点及技术要求，按照NB/T 47014―2011及其它相应标准、技术文件和设计文件制定，并取得有关质量监督部门的认可。

本方法中所提到基层和覆层焊缝金属厚度都以母材中基层和覆层各自厚度为准。

3附加评定因素

3.1 影响覆层化学成分的因素

影响覆层化学成分的因素按照NB/T 47014―2011中表16“各种焊接方法的堆焊工艺评定因素”的规定执行。

3.2影响覆层晶间腐蚀敏感性的因素

影响覆层晶间腐蚀敏感性的因素分重要因素、规则因素和次要因素，见表1。

4附加评定规则

4.1覆层化学成分附加评定规则

覆层化学成分附加评定规则按照NB/T 47014―2011中“7 耐蚀堆焊工艺评定”的规定执行。

以母材覆层厚度作为适用于焊件覆层的最小评定厚度，以试件覆层焊缝金属厚度作为适用于焊件覆层焊缝金属的最小评定厚度。

5评定方法

5.1分别评定

按照NB/T 47014―2011的规定进行焊接工艺评定。依据对接焊缝试件评定合格的焊接工艺，编制焊接工艺附加评定的焊接工艺卡。

按本方法规定，对焊接工艺附加评定的焊接工艺卡进行附加评定。在保证焊接接头力学性能基础上，获得晶间腐蚀敏感性符合规定的焊接工艺。

5.2合并评定

在同一试件上将焊接工艺评定与焊接工艺附加评定合并进行。

焊接工艺评定规则应按NB/T 47014―2011的规定；焊接工艺附加评定规则按照本方法中的规定执行。

6试件的形式与尺寸

焊接工艺附加评定采用对接焊缝全焊透试件，可采用单条焊缝、T字形焊缝或十字形交叉焊缝试件。试件的形式、数量与尺寸应当满足制备试样的要求，并应当符合NB/T 47014―2011和GB/T 21433―2008的规定，且应同时满足设计文件和相应试验标准的规定。试件形式与尺寸见图1。

试件焊缝断面形式如图2所示。

7.1外观检查

外观检查不得有裂纹。

7.2无损检测

无损检测（按JB/T 4730）不得有裂纹，检测方法应采用射线检测和渗透检测。

7.3化学成分测定

板状试件在焊接接头长度方向中间位置，或力学性能试验和弯曲试验取样后的备用位置进行化学成分测定。

直接在覆层焊接接头焊态表面上进行测定，或从焊接接头表面制取屑片。 测定部位应包括焊缝区、熔合区，各取一处。

覆层熔敷金属的主要合金元素的含量不得低于覆层材料标准规定的下限值，并且同时满足设计文件的规定，若无规定时应当符合焊材标准要求。

7.4晶间腐蚀敏感性检验

覆层晶间腐蚀敏感性检验按照GB/T 21433―2008的规定执行。

试样的截取与试样的数量、形式、尺寸、受检试样状态、加工方法、检验方法选择以及检验结果的评定应当符合GB/T 21433―2008的规定，不锈钢晶间腐蚀试验方法应符合GB/T 4334―2008《金属和合金的腐蚀 不锈钢晶间腐蚀试验方法》的要求，且应当同时满足设计文件和相应试验标准的规定。8结论

压力容器产品焊接的基础质量是焊接接头的使用性能和焊接缺陷，当进行不锈钢复合板焊接时，覆层的化学成分和金相组织是保证耐蚀性能的基础，只有通过相应的焊接工艺控制，才能保证焊接接头性能达到耐蚀要求。有了正确的评定方法，才能预防焊件产生不良的后果，就能很好地保障产品的焊接接头性能和质量。本方法以国家现行标准规范为依托，根据不锈钢复合板的特性与焊接工艺特点，针对化学成分和晶间腐蚀敏感性两方面，提出了焊接工艺附加评定方法，这也是对实践应用的探讨，希望能经得起实际工程的检验。

参考文献

[1]全国压力容器标准化技术委员会，GB/T 21433―2008 不锈钢压力容器晶间腐蚀敏感性检验[S].北京：中国标准出版社，2008.

[2]中国石油化工集团公司施工技术淄博站，SH/T 3527―2009 石油化工不锈钢复合钢焊接规程[S].北京：中国石化出版社，2010.

[3]全国压力容器标准化技术委员会，NB/T 47014―2011 承压设备焊接工艺评定[S].北京：新华出版社，2011.

[4]中国机械工程学会焊接学会.焊接手册（第3版）・第2卷 材料的焊接[M].北京：机械工业出版社，2007.

[5]（美）利波尔德（Lippold，J.C.），（美）科特基（Kotecki，D.J.）著，陈剑虹译.不锈钢焊接冶金学及焊接性[M].北京：机械工业出版社，2008.

[6]韩丽娟，范绍林，税小勇.16MnR+0Cr18Ni9不锈钢复合板的焊接[J].现代焊接，2008（5）：43-45.

收稿日期： 2013-11-09

韩丽娟简介： 1968年出生，工程师，本科学历，主要从事压力容器与钢结构焊接制造的相关质量管理和培训工作。压水堆蒸气发生器横向支撑墙体托架焊接工艺及实践

解天俊，张荣俭，郑东宏（国核工程有限公司，山东 海阳 265116）

0前言

蒸气发生器（下文中简称SG）是压水堆主设备，起到了核能和热能的交换作用，其横向支撑主要有上、中、下三套，如图1所示，每套支撑均由托架与蒸汽发生器房间的墙体进行焊接连接。蒸汽发生器在工作状态下通过焊缝传递载荷至墙体，托架按照设计分级，属于质保等级、安全等级、抗震等级均为1级的核级支承件。

SG托架母材设计材质为ASTM A588 Gr.A或Gr.B，属高强度低合金可耐大气腐蚀结构钢。托架母材的厚度分别为4 in（101.6 mm）、2.5 in（63.5 mm）、3 in（762 mm），设计图纸标明上部托架为角焊缝，中部和下部托架为全熔透焊接接头。中部和下部托架受现场安装位置限制，坡口形式只能加工成单边V形，熔敷金属填充量大，焊接作业周期长。

为确保托架焊接质量，合理的焊接工艺和现场实施方案是关键，本文重点介绍SG托架焊接工艺的技术准备和现场焊接工艺及产生问题的分析和处理。图1蒸气发生器上、中、下横向支撑示意图

1焊接性分析

SG托架制造厂商制作原材料选用了ASTM A588 Gr.B，表1和表2为A588 Gr.B的主要化学成分和力学性能指标。

A588中含有一定量的P，尽管P对提高耐大气腐蚀能力有一定的积极作用，但P会导致裂纹敏感性增加，出现内裂；P还会恶化钢的韧性，特别是限制降低钢的冲击韧性[1]。美国标准材料在国内核电站应用不多，可借鉴的案例经验不多，制定焊接工艺除考虑材料本身的焊接性能外，相关的核电站建造标准的执行也须综合考虑。表1ASTM A588GrB的化学成分（质量分数，%）CSiMnPSCrNiVNbCuTi0.120.281.330.03520.00250.410.410.0380.0230.290.007

表2ASTMA588GrB的力学性能抗拉强度

Rm/MPa屈服强度

Rel/MPa断后伸长率

A（%）冲击吸收能量

（-10℃）Akv/J54039233166，166，167 2焊接工艺评定

SG墙体托架为核1级设备的支承部件，焊接工艺焊条评定必须遵循ASME B&P IX―2010[2]和ASME B&P Ⅲ Subsection NF―2010[3]。选用电弧焊方法，根据ASME第九卷，工艺评定过程中的试验件、评定范围、检验和试验方法应遵循QW-450的要求，QW-253列出了影响工艺评定的因素，在工艺评定准备阶段重点分析影响力学性能的焊接条件的变化，要求完成后的工艺评定可完全覆盖SG架现场焊接的所有焊接接头，主要有以下几点：

（1）QW403.5材料组号。按照ASME第九卷材料的分组，A588材料分组是P-No.3，组号是1。对于铁基材料，焊接工艺评定应使用和蒸汽发生器托架相同的P-No.和组号，方可覆盖托架母材的P-No.和组号，因此工艺评定材料选用A588Gr.B。

（2）QW403.6 试件厚度的范围。评定的母材最小厚度为试件厚度或16 mm，取两者中的最小值。托架母材最大厚度是101.6 mm，结合QW451.1的要求，焊接试件厚度不少于38 mm，那么可覆盖母材厚度最大值为200 mm，则工艺评定所用母材厚度选用38 mm，即可覆盖现场托架焊接，也可减少评定时熔敷金属量。

（3）QW403.9 对于单道焊或多道焊，其中任一焊道的厚度大于13 mm，厚度的增加超过试件评定厚度的1.1倍。托架焊接采用多道多层焊，必须控制任一焊道的厚度不得大于13 mm，不超过工艺评定的覆盖范围。

（4）QW404.4、QW404.5和QW404.12填充金属从某一F-No.、SFA或A-No.改变为另一F-No. 、SFA或A-No.，或改变为ASME中未列出的任何其它填充金属。为不改变填充金属的F-No.、SFA分类号和A-No，并根据A588的材料力学性能和化学成分，工艺评定所用材料可从现场库存的焊接材料中选择，填充材料选用E7018，E7018分组号为F-No.4，ASME标准号为SFA-5.1，化学成分分类号为A-No.1，如表3～表4为ESAB生产的E7018焊条的化学成分和力学性能。

表3ESAB公司生产的E7018焊条主要化学成分（质量分数，%） CSiMnPSCrNiVMoCo0.0680.501.310.0110.0070.040.050.020.010.01

表4ESAB公司生产的E7018焊条的力学性能抗拉强度

Rm/MPa屈服强度

Rel/MPa断后伸长率

A（%）冲击吸收能量

（-10℃）Akv/J55444637145，153，130

（5）QW404.30焊缝熔敷金属厚度的变化超过工艺评定的厚度范围，则需重新评定。工艺评定的试件采用全熔透焊缝，保证工艺评定熔敷金属厚度可覆盖托架的厚度。

（6）QW406.3 最大层间温度比工艺评定记录值高56℃，则评定不可覆盖托架的现场焊接。在工艺评定焊接过程中，须记录层间温度值，以限制SG托架焊接过程的层间温度。

（7）QW407.1 P-No.3材料如果工艺评定改变焊后热处理条件，或不进行焊后热处理，则不可覆盖产品焊接。根据ASME-NF-4622的要求，蒸汽发生器托架焊接需在595～675℃之间进行焊后热处理，则工艺评定试件焊后也须在此温度范围内进行热处理。

（8）QW407.2 工艺评定试件在热处理温度下的累计时间不得少于产品所用时间的80%，但可在一次热循环中完成。SG托架厚度最大为101.6 mm，焊后热处理的恒温时间根据ASME-NF-4622.1规定不得少于2.5 h，考虑到如果施工中出现返修，补焊后仍需要重新进行热处理。因此工艺评定试件焊后热处理恒温时间延长为5 h，保证工艺评定热处理循环可覆盖托架焊接及返修工艺。

（9）QW409.1 产品热输入的增加超过评定值，金属的力学性能产生变化。工艺评定过程的电特性应进行记录，计算热输入的最大值限制SG托架焊接过程的参数。

3主要施工工艺

3.1加设防焊接变形工装

SG托架现场安装的技术要求精确，角度变形值均不得超过±1°，焊接变形的控制必须非常严格。为防止焊接角变形，保证安装的精度，中部和下部SG托架焊接前加设工装进行刚性固定。SG托架工装由中部工装和侧部工装构成，如图2所示，在车间加工完坡口后加装中部工装包裹住托架，在核岛蒸汽发生器房间墙体上现场进行定位后，调整托架位置使其满足安装要求，再加装侧部工装，使托架牢固固定在测量定位的位置。图2SG托架墙体工装示意图3.2根部衬垫和引弧、息弧板

按照ASME标准的要求，焊条电弧焊的全熔透焊缝必须在根部设置衬垫，这点和国内的焊接相关标准有所区别，国内标准允许焊条电弧焊单面焊双面成形。SG托架板与板之间的间距不到200 mm，加设了工装后如果根部使用钢制衬垫，焊接完成后衬垫无法按设计要求磨除。现场进行根部焊接时，使用了陶制衬垫，既可保证根部焊缝质量，也可方便去除衬垫，满足了设计要求。

为避免引弧和收弧时的缺陷，现场在SG托架坡口上端和下端设置了引弧板和息弧板，将引弧时的焊缝端部和收弧时的弧坑引到焊件外。按照ASME-NF要求，临时附件的焊接也必须经过工艺评定合格，材料与被焊材料相容，焊缝按NF-4620要求进行热处理。引弧板和息弧板材料选用A588 Gr.B，在施工逻辑上需要注意引弧板和息弧板设置和磨除的时间点，在SG托架加热达到预热温度后，再定位焊引弧板和息弧板，焊接完成后整体进行热处理后再用机械方式磨除引弧板和息弧板。

3.3焊后热处理

为了消除由于焊接过程引起的残余内应力，托架焊后须按照ASME-NF要求进行去应力退火热处理，需要注意的是焊后热处理必须在蒸汽发生器房间墙体自密实混凝土浇筑前进行，以避免对混凝土造成不利影响；焊缝每侧受控加热带的最小宽度应为焊缝或50 mm两者中的较小值。表5是托架热处理的技术参数。

表5SG托架焊后热处理参数项目名称恒温温度T/℃恒温时间t/min425℃以上的加热和

冷却速率v/（℃・h-1）焊缝两侧加热最小

宽度范围B/mm下部托架620±1015056110中部托架620±101358580上部托架620±106056504焊接缺陷的产生及原因分析

中部和下部SG托架焊接完成后，进行最终的无损检测，包括VT、UT和PT。在UT检测时，发现了线性缺陷，验收不合格，开列了不符合项NCR进行返修，耽误工期近20天。因此必须对返修的原因进行分析，防止托架的后续焊接出现缺陷，影响焊接质量，延误现场施工进度。以下是根据现场施工的全过程，从人员、材料、机具、规范标准等方面进行了原因分析，找出的SG托架焊接产生线性缺陷的重要影响因素。

4.1预热温度

按照批准的焊接工艺规程要求，托架焊接预热温度不得低于110℃，施工过程监控记录实际预热温度为120℃左右。托架母材厚度均超过60 mm，且支架板长度最长为1.5 m，预热温度接近下限值致使熔敷金属部位和近焊缝区母材温度梯度大，焊缝及母材散热过快，导致内应力加大，焊缝的淬硬倾向加大。A588Gr.B本身存在一定的裂纹敏感性，内应力过大致使焊缝产生内裂。

4.2焊后处理

SG托架焊接由于熔敷金属填充量大，焊接周期长，难以连续不断地完成焊接。按照设计要求，SG托架根部焊缝必须进行PT检测，而PT检测需待焊缝冷却至50℃方可操作。这些因素都导致SG焊接过程不可避免地出现中断，在SG横向支撑焊接过程中断后和焊接完成后，也未有效采取保护措施，如消氢处理等。焊缝中扩散氢在焊接中断后由于焊缝快速冷却未能及时逸出，与此同时SG托架被防变形工装刚性固定，拘束应力较大，最终焊缝层间产生线性缺陷。

SG托架焊接完成后，为保证安装精度，在可执行的方案中要求复测，复测完成后再进行热处理，焊后和热处理存在较长的间歇期，焊缝中残余了较大的拘束应力，同样也存在导致焊缝层间被撕裂的风险。

5工艺改进

根据以上原因分析，后续的SG托架焊接改进了工艺措施，对施工工序重新进行了调整：

（1）提高预热温度。设定实际预热温度到最小180 ℃，增大加热宽度至150 mm，并在SG托架两块支架板中间填塞保温材料，焊接全过程采用电脑控温型热处理设备进行跟踪恒温，以防止母材散热过快导致预热和层间温度偏低。

（2）增加消氢处理。根据NRC美国核管会导则RG1.5推荐的P-No.3材料消氢处理温度范围232～315 ℃，在根部焊接完成后和焊接工作中断间隙，将焊缝立即升温至265 ℃，恒温至少4 h，从根本上消除扩散氢的影响，防止焊缝出现内裂。

（3）重新调整施工工序。在焊后先进行退火热处理，后进行SG托架位置的复测，及时消除焊缝中的残余应力，防止因残余应力产生内裂。

6结论

后续SG托架焊接通过改善工艺，提高预热温度、增加消氢处理和调整施工工序，有效地防止了焊接线性缺陷的产生，同时把工艺方法固化到程序中，程序化、标准化后续施工，为后续主设备的安装工作的顺利开展，奠定了坚实的基础。 此外，对于类似A588的其它低合金钢在焊接时，也应把焊接工艺和安装工序作为整体进行考虑，针对现场实际施工特点，灵活调整施工工序，避免其它工序对焊接质量造成有害影响。

参考文献

[1]温东辉.高韧性耐候钢厚板的开发[J].世界钢铁，2009（5）：8.

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1.热模拟试验技术

1.1.主要功能热模拟试验机拥有高效和多样化的冶金过程工艺研究手段,是当前广泛应用的先进的动态热模拟试验设备,由计算机控制并且配有数据自动采样和处理系统,功能齐全、可以完成包括轧制锻压工艺、连铸冶炼工艺、焊接工艺、金属热处理工艺、机械热疲劳等内容在内的动态过程模拟试验,可以测定金属高温力学性能、金属热物性及CCT曲线、应力应变曲线等。具有试验精度高,重复性好,能够为试验者制订和改良其生产工艺提供可靠的实验依据。通过热模拟,新材料的开发和冶金过程工艺的改进可在实验室内进行,并可将结果直接应用到现场生产中。

1.2应用领域

1.2.1材料试验研究各种不同几何尺寸的热拉伸试验;热压缩试验,如:单向流变应力试验、平面应变压缩试验、应变诱导裂纹扩展试验等;熔化和凝固试验;零强度温度/零塑性温度确定;热疲劳/热机械疲劳试验;热循环/热处理;相变、TTT/CCT/CHT曲线测定;裂纹敏感性试验;形变热处理,如:应力松弛析出试验(PPT图测定)、蠕变/应力破坏试验等;液化脆性断裂研究;固/液界面研究;固液两相区变形行为研究。

1.2.2冶金过程模拟铸造和连铸;固液两相区加工过程;热轧;锻压;挤压;焊接;板带热处理;金属材料热处理;粉末冶金/烧结等。

2.X射线衍射(XRD)实验技术

2.1基本原理X射线衍射手段在许多学科和经济建设的各行各业都获得了广泛的应用。一是由于固态物质内部组织绝大部分都是以晶体形式存在,应用范围十分广泛。二是以晶体分析见长的XRD手段既能解决物质的名称、化学式、物相结构等物质认识的基本问题,又能解决物质结构与制备工艺、材料性能相互联系的深层次问题。固态物质按元素的种类、含量、结合键、原子排列方式及显微分析几个层次逐渐认识。基于原子内层电子的激发或吸收建立的各种光谱、能谱分析方法,是分析物质内所含元素的种类和含量,却无法判定元素的价态和结合方式。元素只见的结合构成物质的动力主要是外层电子的相互作用,XRD正好满足这种要求,它直接面对的是物质的本身,确定样品是单质、化合物、固熔体还是混合物,测定其排列结构和化学式。即确定元素存在的形式和状态。与光谱分析相互依存和补充。由于化学键的作用,使得原子之间近有斥力远有引力,最终只能束缚在网络结构中形成晶体,这在强相互作用的离子键、金属键、原子键、共价键更显突出。晶体空间点阵是最小单元晶胞的重复排列,晶胞三个轴长abc为晶格常数,它及其之间的夹角,构成了四方、立方、斜方、单斜、三斜等各种可能的晶系。

不同晶面之间最大的区别在于晶面距d不同,它是晶体物质的客观特征,它反映了元素之间结合方式和状态,构成了检验物质的“指纹”特征。简单的说,X射线衍射(XRD)分析正是基于这一“指纹”特征,利用具有特征波长和固定方向的X射线,以和样品表面成θ角入射,探头在和入射线成2θ处接收,这样从低角度到高角度扫描出的谱线即为X射线衍射峰。

2.2应用领域无机物、有机物物相的定性、定量测定;钢中残余奥氏体、残余应力的测定;点阵参数的测定;材料织构分析等。

3.金属原位分析技术

3.1工作原理利用火花直读光谱仪的原理,进行金属材料中大面积范围内的成分及状态定量分布的快速分析,具备元素偏析度分析、夹杂物的定量分析与分布分析、金属表面疏松度分析以及成分分析四大基本功能。与传统技术比较,具备制样简单、定量准确、分析速度快的特点。

3.2关键技术

3.2.1连续激发同步扫描定位技术全数字式交流伺服驱动;扫描范围:250×250mm;位置重复精度:±0.1mm

3.2.2单次火花放电高速采集技术高速数字式记录单次火花放电的全峰形;自动甄别夹杂物的异常火花;噪音自滤波功能,提高信噪比,实现纯金属分析

3.2.3火花光谱单次放电数字解析技术(SDA)利用扫描平台夹持试样,实现连续移动激发,由高速数据采集系统采集每次放电火花的谱线强度与位置,以数字方式实事记录,通过统计解析从而进行样品的成分分析、元素分布分析(偏析度分析)、疏松度分析以及夹杂物分布分析。

3.3.应用领域

3.3.1元素成分分布分析和偏析度分析中心线、对角线快速扫描分析;各元素沿线含量分布图;强度与浓度自动转换;面扫描分析;各元素二维等高分布图;自动计算偏析度;动态显示每点的各元素含量;色标定量指示成分高低;三维立体分布图;立体旋转功能。

3.3.2样品成分统计分布分析对样品表面一定区域内的元素成分进行区间统计分析,快速、准确、定量、全面表征元素偏析状况。