41-超(超)临界锅炉用新型铁素体耐热钢的焊接-86

超（超）临界锅炉用
新型铁素体耐热钢的焊接
杨富1赵建仓2李为民3任永宁3
（1.中国电力企业联合会，北京，100761；2.苏州热工研究院，江苏苏州，215004；
3.北京电力建设公司，北京，100024）
摘要：本文分析了超临界、超超临界锅炉件用新型耐耐热钢的焊接性，对电力行业焊接典型的新型耐热钢SA335-P91的经验进行了总结，提出了我国发展超临界、超超临界机组锅炉面临的新型耐热钢及其焊接的技术问题及解决思路。

关键词：超（超）临界新型铁素体耐热钢焊接
1 前言
随着超（超）临界火电机组锅炉蒸汽参数的提高，所用钢材逐渐变化，级别逐步提高，仅以受热面管、主蒸汽管为例：由含Cr≤3％的低合金耐热钢→含9%～12%Cr的铁素体（含珠光体、贝氏体、马氏体）耐热钢→含18%～25％Cr的奥氏体耐热钢，钢材的合金含量逐步提高。

对于Cr≤3％的低合金耐热钢，如：12CrMo、15CrMo、12Cr1MoV、10CrMo910、钢102钢等的焊接技术，在电力行业已有50余年的历史，积累了宝贵的经验。

目前12%Cr的F11、F12钢在大机组锅炉中已不采用，但由于20世纪60年代国产125MW、300MW机组的主蒸汽管选用的是F11、F12钢，故F11、F12钢的焊接技术已被电力行业有关单位掌握。

为适应今后300MW至1000MW级的亚临界、超临界和超超临界压力机组焊接技术的发展需要，T23/P23、T24、T/P91、T/P92、T/P122等新型铁素体耐热钢成为焊接主要钢种。

2 电力行业焊接P91新型铁素体耐热钢的历史回顾
对9％Cr的新型铁素体耐热钢T91/P91的应用和焊接，在电力行业，是自1996年原电力部电力规划设计总院管道小组提出“关于我国火电厂主蒸汽管道采用P91钢的建议”开始的[1]，至2000年短短的5年，新建和扩建的火力发电机组中，P91钢被用作主蒸汽管道的已超过20台机组。

进入21世纪之后，使用量则迅速增加。

从早期20余台机组的P91钢焊接工艺评定结果看，施工单位无论是采用了国外引进还是自行研制的焊接工艺，均存在手工电弧焊焊缝金属室温冲击韧性低、且数据分散、高低相差较大的问题[2][3]。

为此，原国家电力公司电源建设部于1999年10月在山东日照召开了“P91、15X1M1Ф钢焊接技术研讨会”,会后以火质[1999]33号、34号两个文分别印发了会议纪要和颁发了“T91/P91钢焊接暂行规定”，对P91钢焊缝的冲击功暂规定为Akv≥27J、Aku≥49J。

诚然，广大电站焊接工作者，在实践中认识到“暂行规定”对P91钢焊缝冲击功规定≥27J偏低。

于是中国电机工程学会电站焊接专委会西北工委和陕西电力公司渭南焊接培训中心、北京电机工程学会焊接专业委员会和华北电力集团公司焊接技术培训中心，分别于2000年和2002年编印了“电站及锅炉用新钢种焊接论文集”和“新型9%~12Cr%系列耐热钢焊接技术资料选编”，两本论文集收集了国内外有关P91钢性能及其焊接的论文71篇，并分别在渭南、北京举办了“P91钢焊接技术研讨班”。

通过学习了解到，美国橡树岭国家试验室（ONRL）
研究的P91钢SMAW焊缝热处理后A kv=81J~122J；美国ASME第三卷核压力容器标准中规定冲击功A kv为50ft-1b（68J）；日本神钢提出的开发目标是焊缝室温A kv≥68J；欧洲BSEN1599（1997）标准则要求热处理后20℃时P91焊缝金属最低平均冲击功A kv≥47J，最低单个冲击功不得低于38J；德国DIN32525规定壁厚大于25mm的P91焊缝金属的A kv值为40J~50J；瓦鲁瑞克和曼内斯曼公司规定P91焊缝金属A kv≥68J；德国蒂林公司、瑞士奥林康和英国曼彻特焊材公司规定的焊缝金属韧性必须达到欧洲EN标准，即A kv≥47J。

可见，在P91钢焊缝韧性方面，“暂行规定”与国际标准相比有一定的差距。

从1999年颁发“暂行规定”至2002年的3年间，电力行业施工单位、科研单位通过大量的试验和工程实践，反复修改P91钢焊接工艺评定方案，终于使P91钢焊缝的冲击功达到A kv≥47J的标准[4][5]。

为此，原国家电力公司电源建设部于2002年10月以电源质[2002]100号文颁发了“T91/P91钢焊接工艺导则”，导则中规定P91钢焊缝冲击功最低不得低于41J，致此，使我国电力行业P91钢焊接技术标准与国际标准基本接轨。

从1996年至2004年，在我国火电厂主蒸汽管道采用P91钢的8年中，经过广大电站焊接工作者的共同努力，在P91钢焊接技术方面取得了丰硕成果。

但是在某些施工单位，没有认真贯彻学习“T91/P91钢焊接工艺导则”，未注重焊接技术人员和焊工的知识更新学习，在P91钢焊接中出现了质量事故。

如2003年8月某发电厂300MW机组安装中，P91主汽管弯管配管焊缝中出现了超标面状缺陷，致使全部焊缝返修。

又如某热电厂142MW机组在2001年6~7月机组大修间，发现抽查的P91主汽焊缝50%存在着超标缺陷，最后割除三道有超标缺陷的焊缝，重新配管，采用新的焊接工艺焊了六道口。

综上所述，在今后相当长一段时间内，电力行业的各级焊接领导及广大电站焊接工作者，应进一步重视P91钢焊接技术的发展，认真执行电力焊接标准，注重焊接人员知识的不断更新，为即将安装的超超临界机组中使用的T23/P23、T92/P92、T122/P122等钢的焊接技术奠定坚实的基础。

3 新型铁素体耐热钢的焊接性
新型铁素体耐热钢主要指T23/P23、T24/P24、T91/P91、T92/P92（E911、NF616）、T122/P122等钢。

这类钢的焊接性的主要问题是：焊接冷裂纹、焊缝韧性低、热影响区软化及Ⅳ型裂纹。

无论是试验研究还是生产制造、安装，都表明这类钢的热裂纹和再热裂纹不敏感。

3.1 焊接冷裂纹
3.1.1 冷裂纹敏感性
这类钢的C、S、P等元素含量低，且具有晶粒细、韧性高的特点，其焊接冷裂纹倾向大为降低。

但除T23/T24钢之外，其余的钢具有一定的冷裂纹倾向，焊接时必须采取一些必要的预防措施。

图1、图2、图3分别给出了：T23（HCM2S）、P91（Mod、9Cr-1Mo）和P22（2.25Cr-1Mo）；P122（HCM12A）和P91；P92（NF616）钢焊接接头斜Y型坡口试验裂纹率与预热温度间的关系。

由图1、图2、图3试验结果可知，它们的冷裂纹敏感性均低于P22钢，并按照T23→P92→P122→P91→P22的顺序增高；而合金含量是按P22→T23→P91→P92→P122的顺序增加的。

显然这与采用传统碳当量评估冷裂纹结果完全不一致。

所以，无论是国际焊接学会（IIW）推
荐的碳当量公式还是其它的那一种碳当量公式对这类钢都不适用。

图1 T23、P91、P22钢焊接接头斜Y 型坡口
试验裂纹率与预热温度间的关系
3.1.2 防止产生冷裂纹的措施
(1) 严格控制预热温度和层间温度
参照图1的试验结果，结合工程实践经验，P91钢焊接的预热温度和层间温度宜控制在
200℃~300℃范围内，钨极氩弧焊打底时可适当降低至150℃~200℃。

(2) 严格控制焊缝的含氢量，防止氢致延迟裂纹的产生
要选择低氢型碱性T/P91钢专用焊条（丝），严格按照焊条（丝）说明书上的规定烘焙，施焊时，应放入80℃~120℃的便携式保温筒内随用随取。

如焊后不能及时进行热处理时，要进行后热消氢处理。

(3) 减少焊接缺陷，降低焊接接头应力状态
焊接缺陷会引起应力集中，致使应力成倍增长，引起冷裂纹产生，故应尽量减少焊接缺陷。

拉伸拘束应力的存在是产生冷裂纹的充分条件。

拉应力大，冷裂倾向大，因此，要避免强行对口。

3.2 焊缝金属韧性低 3.2.1 焊缝韧性低的原因
采用现今的电弧焊接工艺焊接P91这类钢，焊缝是由温度非常高的熔融状态冷却下来的铸造组织。

不可能由此获得以极细颗粒弥散析出的Nb 、V 碳氮化合物和高度细化了的晶粒，即不具备细晶强韧化的条件，相反，由于熔池的高温以及快速的凝固冷却，熔敷金属中的Nb 、
图2 P122（HCM12A ）、P91钢焊接接头斜Y 型坡口 图3 P92（NF616）钢焊接接头斜Y 型坡口
试验裂纹率与预热温度间的关系 试验裂纹率与预热温度间的关系
V等微合金化元素可能仍大部分固溶在金属中，不仅难以细化晶粒、韧化焊缝，反而通过固溶强化而降低焊缝韧性。

其焊缝韧性低的根本原因，即现代的电弧焊技术还不可能使这种钢的焊缝韧性达到和母材相当的水平。

我国在采用P91钢管作为主蒸汽管焊接过程中也遇到了焊缝韧性劣化问题，并引起电力行业广大焊接工作者的关注，通过大量的试验研究，这个问题已得到初步解决。

3.2.2 影响P91钢焊缝金属韧性的因素及改善途径
(1) 焊接方法的影响
焊接方法对焊缝金属韧性有一定的影响。

由表1美国ORNL的试验结果可知，钨极氩弧焊（GTAW）焊缝的冲击韧性已超过P91钢母材的韧性，熔化极氩弧焊（GMAW）焊缝金属的冲击韧性数值分散，手工电弧焊（SMAW）焊缝金属的冲击韧性已满足ASME和EN标准要求，而埋弧焊（SAW）焊缝金属的韧性最差。

表1 焊缝金属与P91常温力学性能比较[6]
我国焊接工作者采用小线能量TIG热丝全位置焊接P91厚壁管，取得了良好的焊缝韧性，如表2所示。

这是由于TIG
接方法，据有关资料介绍，焊缝金属韧性与其含氧量有关，降低焊缝的含氧量可以改善焊金属缝韧性。

目前电力行业焊接P91钢主汽管采用的是TIG打底SMAW填充盖面。

如果焊接材料选择正确，焊接及热处理工艺合理，P91钢焊缝金属的韧性低的问题会得到解决。

表3是西固热电有限责任公司于2001年对142MW机组主蒸汽管返修时，对Ф323.9×36mm的P91钢管模拟焊接头的试验结果。

从表3可知，模拟焊接的2G、5G试样焊缝金属的冲击试验结果A kv≥96J，达到并超过了有关国际标准。

(2) 焊缝金属化学成分的影响
早期的研究工作发现，当焊缝金属成分与母材成分完全一致时，其冲击韧性较低。

这是因为P91钢中Cr、Mo、V、Nb等铁素体形成元素较多，若焊缝与母材的化学成分相同，那么在焊缝冷却凝固过程中，在焊缝中很容易形成δ-Fe。

为了保证P91钢焊缝金属得到单一的回火马氏体组织，这一组织可通过控制铬当量得到，铬当量公式是美国CE公司指出的：Cr eq=Cr+6Si+4Mo+1.5W+11V+5Nb+9Ti+12Al-40C-30N-4Ni-2Mn-1Cu[6](1)
[8]注：W-焊缝；HAZ-影响区；M-母材
当Cr eq ≤10时，不会出现δ-Fe ；Cr eq ≥12时，出现δ-Fe ；Cr eq 值越高，δ-Fe 的含量越高。

当10< Cr eq <12时，组织不能简单预测。

在同时保证P91焊缝金属的高温蠕变性能和Cr eq <10的前提下，对焊缝的化学成分作如下调整：
a) 铌（Nb ）：Nb 含量减少到低于母材含量水平（即0.06%~0.1%）可有效地提高焊缝金属的韧性。

但是为了不降低抗蠕变性能，焊缝金属的铌含量为0.04%~0.08%是最佳范围。

b) 镍（Ni ）：
Ni 的加入有利于提高焊缝冲击韧性，主要是因为Ni 能够降低材料的A C1温度，从而提高材料的回火反应程度，同时Ni 还能降低δ铁素体形成的敏感性，而δ铁素体的存在对焊缝性能有害。

但Ni 含量过高（>1%）则会过分降低材料的A C1，使其低于焊后热处理温度，这将导致冷却后新的未回火马氏体的生成，所以焊缝含量Ni 量一般控制在0.4%~1.0%之间。

c) 锰（Mn ）：一般认为适当的比母材高一些的锰可以促进焊缝金属脱氧从而确保焊缝质量，但Mn+Ni 的总含量不许超过1.5%，以避免在最高的焊后热处理温度下重新形成奥氏体。

d) 硅（Si ）：适当降低Si 含量则有利于提高焊缝金属的韧性，所以硅含量需低于0.30%。

总之凡是能够防止δ铁素体形成而保证焊缝为全马氏体组织的成分都有利于优化焊缝金属韧性。

表4是P91/T91/F91钢纯焊缝金属的技术条件[9]。

表4 P91/T91/F91钢纯焊缝金属的技术条件
按技术条件规定的P91钢纯焊缝金属化学成分（表4），算出铬当量值，即：Cr eq =7.75%~7.4%，显然该化学成分的焊缝金属不存在δ-Fe ，焊缝金属韧性符合标准要求。

综上所述，选用一种既保证常温和高温强度，塑性和韧性又好，并且含氢量低，操作性能好的焊接材料至关重要。

(3) 预热、层间温度的影响
预热温度和层间温度是通过降低焊接残余应力，减缓马氏体转变时的冷却速度，防止生成粗大的马氏体，而达到防止焊缝产生冷裂纹的目的。

为了防止冷裂纹，P91钢的预热温度和层间温度为200℃即可，考虑到壁厚的影响，控制在200℃~300℃。

为宜。

如图4焊接热循环曲线所示，P91钢的M S点为380℃，在200℃~300℃预热、层间温度下，焊缝金属发生马氏体转变时的冷却速度减慢，产生“自回火”现象，形成回火马氏体，既防止了冷裂纹的产生又提高了焊缝金属的韧性。

过高的预热温度和层间温度，对防止冷裂纹没有必要，而且还会因在焊接热循环的共同作用下，使焊缝金属在高温（1100℃以上）停留时间长，晶粒长大变脆，至使焊缝金属韧性降低。

(4) 焊接线能量的影响
我国的电站焊接工作者近年来对T91/P91钢的实践[2][4]，证实了焊缝金属的韧性对线能量和层间温度极其敏感。

采用大线能量、高的层间温度（60kJ/cm, 250℃~350℃）时焊缝金属韧性仅为3.9~19.5J/cm2，降低线能量和层间温度（25kJ/cm和220℃~250℃）时焊缝金属韧性达到73.2~113.6J/cm2。

焊接线能量大，焊缝金属在高温（1100℃以上）停留时间长，晶粒长大变脆，致使焊缝韧金属性降低。

图4 焊接热循环曲线
由线能量公式分析可以看出，因手工电弧焊均采用短弧焊，电弧电压一般为20V~24V不变，可假设电弧电压为常数。

降低焊接线能量，要综合考虑调节焊接电流和焊接速度两个参数，不能单纯的降低焊接电流。

若焊接电流降得过低，由于熔池的铁水粘度大，流动性差，易造成未焊透、未熔合、夹渣等缺陷。

焊接电流应控制在保证铁水良好的流动性，熔池清晰，熔合良好，在此前提下，提高焊接速度，减少焊层厚度，达到降低焊接线能量的目的，因此焊层厚度
是焊接线能量的直观反应。

E=60UI / V （J/cm）(2)
(2)式中：
E—焊接线能量（J/cm），U—电弧电压（V），I—电流（A），V—焊接速度（cm/min）。

当I大，V小，焊接线能量E大，焊层厚；
当I大，V大，E较小，焊层薄；、
当I小，V大，E则小，焊层薄。

试验证明[4]：焊层厚度为4.1mm时A k =14~29J。

焊层厚度为2.8~3.0mm时A k = 58J。

这就是后一层焊道对前一层焊道的“回火效应”，如焊层厚，这种“回火效应”就不明显。

波兰焊接工作者同样得出这样的结论，如图5[10]，除了绘出t8/5对韧性的影响外，还表明了P91焊缝金属对第一次回火的温度敏感，它提示人们在工艺设计时应努力使先焊焊缝落在后焊焊道750℃以上的热影响区内，即每层焊层不能厚，防止焊态的熔敷金属经历温度低于750℃的第二次热循环或回火。

安徽电建二公司在安装上海外高桥电厂900MW超临界机组的P91主蒸汽管道焊接工艺评定中也证明这一规律，评定用P91钢管规格为Φ426×46mm，开双V坡口，从根部到表面共焊24层82道，每层焊缝金属厚度为 1.7mm~2.3mm。

层间温度200℃~300℃，线能量为17~22kJ/cm。

焊缝金属冲击功为：99J（上）、88J（中）、92J（根）。

(5) 焊后热处理规范的影响
焊后热处理温度和时间与P91钢焊缝的韧性密切相关。

焊后热处理规范要保证焊缝马氏体得到充分的回火而形成回火马氏体，从而保证焊缝的冲击韧性。

图5 P91模拟热循环试样韧性与t8/5的关系
图6为回火温度对焊缝冲击值的影响[18]。

从图6可知，保温2h回火温度应高于740℃才能得到表4所示的冲击值（41J），但不得超过780℃，否则有可能超过A c1b，就会形成新的未回火马氏体组织。

如果回火温度低于740℃，保温时间应延长。

对于单面导热的厚壁管的回火要特别注意，因为内外温差可达20℃~30℃，会使壁厚成为决定因素。

图6 在RT下纯焊缝金属PWHT条件（温度/时间）
对焊缝冲击韧性的影响
综合国内外经验，P91钢焊后热处理温度为760±10℃为宜。

图7[11]为曼内斯曼公司提供的延长焊后热处理时间对焊缝金属韧性的影响，无论是手工电弧焊还是埋弧焊延长热处理时间都显著的提高焊缝金属的韧性。

我国焊接工作者也证实了这一趋势，从表5看出，延长热处理时间，可明显提高P91钢焊接接头的冲击韧性。

图7 埋弧焊与手工焊热处理时间与焊缝金属韧性之间的关系
2
理时间的确定，不能简单的采用按壁厚确定热处理时间的方法，必须充分参考所选择的焊接材料说明书上提供的热处理时间，通过工艺评定来确定。

3.3热影响区软化及Ⅳ型裂纹
通过热处理强化的铁素体钢，由于低于临界温度的回火作用或在临界温度范围内微观结构的变化，在HAZ外端的硬度会下降，在对焊接接头进行高温持久强度试验时，往往断在这个部位，该部位称作软化带，焊接接头软化带的高温持久强度与母材同一温度的持久强度的比值称作热强系数。

热强系数的大小与材料有关，也与试验温度及试验时间有关。

合金成分愈复杂的钢，热强系数愈低。

试验温度愈高，试验时间愈长，热强系数愈低。

表6列出了P91钢焊接接头的热强系数。

[6]
P91这类铁素体耐热钢在高温长期运行中，往往在焊接接头的软化区发现裂纹。

英国人按裂纹产生位置分类方法，称这种裂纹为Ⅳ型裂纹。

如图8所示。

图8 焊接接头裂纹的分类[6]
为了防止产生Ⅳ型裂纹，焊接时在保证熔化良好，不生产焊接冷裂纹的基础上，应尽量不采用过高的预热及层间温度，不采用过大的焊接线能量，采取多层多道焊，焊层厚度为2~3mm，确保上层焊道对下层焊道的回火作用，尽力使热影响区软化带变得窄一些，软化带宽度越窄，其拘束强化作用越强，软化带的影响越小。

另外，还可以通过接头设计和制造过程中的一些措施得到缓解。

4 新型铁素体耐热钢焊接及焊后热处理工艺
本文以目前世界范围应用广泛的T/P91钢焊接工艺为主进行分析。

4.1 确定T/P91新型铁素体耐热钢焊接及焊后热处理工艺考虑的因素
1. 被焊结构\尺寸和厚度
2. 施焊环境和条件是工厂内施焊还是现场施焊。

3. 施工单位拥有的焊接及配套设备能力（焊接、热处理及加热、检测等工器具）。

4. 焊接工程师及焊工的经验与技术水平高低。

5. 具体采用的焊接材料的工艺性能、焊缝金属的冶金、力学性能及使用性能。

6. 施工生产条件焊缝（接头）力学性能，特别韧性的具体要求。

4.2 焊接工艺方法的选用
火电施工可选用的电弧焊工艺方法有TIG、MIG、SMAW、SAW等。

4.2.1 TIG（钨极氩弧焊）
(1) TIG主要用于小管焊及中、厚壁管的根层打底焊。

对防止冷裂纹、热裂缝均有利。

主要是TIG的惰性气体Ar保护，使焊缝金属中的有害杂质降低，使焊接性改善，预热温度可比SMAW降低50℃~100℃，改善了焊接条件。

(2) TIG焊据有关试验表明[12]，SMAW和TIG焊均可满足+20℃最低平均A kv47J的要求，但MIG和SAW焊缝则一般低于BS、EN标准所规定47J之要求：TIG焊缝金属+20℃平均A kv 达220J，是其它焊接方法5~10倍。

因此TIG焊对保证焊缝金属韧性有利（见文献[12]P250表16）。

(3) TIG焊接所得接头的纯焊缝金属、接头冲击值及其它方面的性能（如σb、σs）最高，这是因为TIG焊接要求焊丝含C量不能低于0.09%，但通过绕损，焊缝中的含碳量会低于0.080%。

在焊缝不同位置中（从焊根到盖面层）韧性值范围为162~227J（见文献[12]P269~270
表1、表2、表3）。

(4) 焊接方法对高温性能的影响
a) TIG所焊接的高温拉伸强度σ0.2最高，SMAW次之，SAW最低，断裂发生在母材的HAZ （见文献[12]P256图3）。

b) 抗蠕变性能，不同焊接方法所焊接头都显示了相似的变化规律，对抗蠕变性影响不明显（见文献[12]P256图3）。

c) “Ⅳ型开裂”，由于TIG焊接线能量易控制，HAZ窄，因此对降低“Ⅳ型开裂”有利。

(5) TIG焊钢背面充Ar保护是防止焊缝根部氧化的重要工艺措施。

4.2.2 MIG（熔化极气体保护焊）
(1) MIG焊是作为一种具有高生产率的工艺方法，采用MIG焊接T23/T24、T/P91、T/P92、T/P122钢等正受到越来越多的重视。

(2) MIG焊丝
a) 金属芯焊丝（MCW）是目前最具有吸引力的一种，其原因是这种焊丝在合金调整方面的灵活性及其较低的制造成本。

b) 实芯焊丝仍未能考虑，主要是现有焊丝的工艺性能还未达到满意的水平。

c) MIG药芯焊丝具有全位置及潜在的高生产率，对工厂特别是现场安装都具有重要意义。

(3) MIG焊保护气体
MIG焊接工艺最重要的是保护气体的选择，它直接关系MIG焊接工艺性能和熔敷金属的成分，并具有重要的影响。

一般，保护气体中含适当量的CO2有利于获得满意的工艺性能。

规律为：随着保护气体氧化性的提高，Si、Mn、Nb等元素的过渡效率降低；而焊缝金属的氧含量随保护气体氧化性的提高而增大CO2量以2.0%~2.5%为宜），过大会使焊缝A kv降低。

4.2.3 SMAW（手工电弧焊）
(1) SMAW是电弧焊中最简单和方便的一种工艺方法。

因此，仍被广泛用于新型铁素体等耐热钢工厂内制造及现场安装施焊。

(2) 电焊条要控制药皮中含水份量以防止氢致裂纹的产生。

(3) SMAW对焊缝金属性能的影响类似于TIG焊。

但SMAW比TIG焊缝金属性能差，对焊接工艺措施要求严。

4.2.4 SAW（埋弧自动焊）
(1) SAW是新型铁素体等耐热钢在有条件的接头位置焊接，是结构生产率最高、最具优势的一种工艺方法。

(2) SAW目前常用实芯焊丝，合金焊丝正在试验，要求焊丝成分中严格控制Si含量。

(3) 焊接接头韧性及抗裂性要求严格，因此须严格控制焊剂中的氢含量。

(4) 开发焊接该系列钢合适的焊丝和焊剂组合时最大的问题为：保证纯焊缝金属在最小回火时间(2h)内，有足够的A kv值，另一方面就是要求焊后焊缝金属含C量不低于某一值（如P91钢C≥0.08%）。

(5) HAZ比SMAW和TIG的宽，但在HAZ和母材过渡区硬度值的降低（减小）并不比SMAW多。

综上所述，用于新型铁素体等耐热钢的焊接方法其焊接接头性能优劣顺序为：TIG→SMAW→MIG→SAW。

4.3 焊工技术
由于T23/T24及改进型9%~12%Cr钢有相对低的含C量，焊接性良好。

但还是具有一定的氢致裂纹倾向，焊缝金属的韧性与焊接操作、焊层道厚度宽度及顺序关系很大。

因此必须严格控制预热和层间（道）温度，这就要求严格合理的焊接操作技术。

实际上，新型铁素体系2%~3%及9%~12%耐热钢与传统的低合金铁素体耐热钢（如P11、P12、P22）等材料的焊接技术有所不同。

因此在这种新型耐热钢焊接工艺评定合格的前提下，按相关标准要求对焊工进行培训及考核，上岗前经现场焊前练习，使焊工能独立地对新型耐热钢工件焊接操作。

4.4 焊接材料的合理选配
4.4.1 焊缝强度匹配原则
(1) 低强匹配由于P91钢在焊接接头存在“第四类”蠕变断裂（即“Ⅳ”型开裂）（除了一些非常高应力低周期试验以外），焊缝金属本身的蠕变强度则相对来说较次要。

只要其焊缝金属强度不低于HAZ的边缘，即“第四类”区即可，这就是低强匹配（即焊缝金属强度低于母材强度，与“第四类”区的蠕变强度相当）。

牺牲焊缝金属部分强度，采用高韧性的焊接材料以提高焊缝金属的韧性，对经济性及防止接头HAZ“第四类”蠕变断裂均有利（因焊缝金属冲击值低，且难以提高）。

(2) 等强匹配关于焊缝蠕变强度对接头蠕变强度性能的影响及如何优化焊缝金属的性能以尽量推迟Ⅳ型开裂，目前还有一种相反的观点：即认为相对较宽的焊缝区应与母材料强度相当，这样落在“第四类”区的应变量将会减小，断裂因此能够有效地被推迟。

英国曼彻特公司试验[20]证明并支持了焊缝蠕变强度应与母材一致且高于“第四类”区蠕变强度的观点。

但无论何种匹配，保证焊缝金属的化学成分与母材相近从而保证其组织和性能是基本的焊材选匹原则。

4.4.2 焊接材料生产厂家
目前国外如Böhler/Thyssen Welding、Metrode Winding、SAF/Oerlikon、air Liquide、Nippon steel、Babcock、Sumikin Welding等制造商已生产出各种焊接方法及规格的新型耐热钢焊接材料，并投入商业供应。

国内如上海电力修造厂、国电电建所等也研制生产了P91钢焊材。

在选用焊条牌号时，应在钢材匹配焊材焊接工艺评定合格的前提下择优选用，且不仅考虑使用性能，还应考虑工艺性能及经济性。

4.4.3 对焊条药皮含氢量的控制
(1) 焊条最好使用真空下压制，以减少加工过程中氢致粘拈。

(2) 焊条使用前按说明进行烘干，并放在保温筒中，随取随用。

(3) 包装内焊条药皮的含水量均低于0.15%（AWS A505标准），焊缝金属扩散氢含量低于5ml/100g。

4.4.4 SMAW电源极性
电源极性直流正、反接，英国曼彻特要求直流正接，一般采用直流反接。

4.5 坡口形状
4.5.1 U形坡口优点是根部宽，易于操作不产生夹沟，缺点是加工麻烦。

4.5.2 双V形坡口优点是易于加工，但根部偏窄，易产生夹渣。