中华不锈钢网方面获悉:氮奥氏体不锈钢主要是利用氮元素部分甚至完全代替合金元素镍以获得单相奥氏体组织的一类钢，利用氮进行合金化具有很多优点：①与碳相比，氮为更加有效的固溶强化元素，同时可以促进晶粒细化；②氮是强烈的奥氏体化形成元素，可以减少合金中的镍含量，降低铁素体和形变马氏体形成能力；③尽管氮对材料在酸中抗总体腐蚀性能没有明显的改善，但可以极大地提高材料抗点蚀和缝隙腐蚀能力。随着冶炼技术的进步，己能够生产含氮量高达1wt%的高氮奥氏体不锈钢，并且己可以进行商业化生产。
另一方面，高氮钢更广泛的应用在一定程度上取决于焊接加工后焊缝性能的优劣程度。高氮奥氏体不锈钢是利用高的固溶氮含量来获得材料的优良性能，尤其是抗点蚀和缝隙腐蚀性能，熔焊时，氮气孔的形成、气液界面处的氮溢出以及氮化物的析出都会造成焊缝的氮损失，固溶氮含量的减少，会直接造成接头性能下降，所以熔焊时必须采取措施避免形成氮气孔、降低氮逸出速率以及抑制氮化物生成，以达到降低焊缝氮损失目的。
而熔焊焊缝最终的氮含量受很多因素影响，如焊接时保护气体种类及压强、焊缝凝固模式、焊缝合金系统、焊接工艺参数、母材的原始氮含量等，为了更好地控制焊缝氮含量，本文将对这些影响因素进行阐述，以为后续研宄提供借鉴。以下的叙述对象是指高氮奥氏体不锈钢，氮主要以固溶态存在。
1保护气体目前针对高氮奥氏体钢焊接的保护气体种类繁多，作用也各不相同，但主要目的在于：一方面改善熔焊工艺性能，如容易引弧、维持焊接过程中电弧稳定性，如惰性气体Ar；另一方面，通常作为高氮钢焊接时的保护气体――氮气，它的使用不仅可以降低熔池中氮的析出速率以及最终的氮析出量，而且具有向焊缝中过渡氮的功能，增加焊缝中的氮含量；同时保护气体可以杜绝有害气体侵入熔池。
焊接工艺参数焊接电流/A电弧电压/V焊接道数极性16025-3070-80直流反接水轮机叶片在水下的工作条件十分恶劣，受力情况较为复杂，同时承受疲劳、冲击和振动载荷，根据叶片的作用条件及载荷特点，在评价修复焊接接头质量时，除了常规力学性能外，更重要的是必须对叶片修复焊接接头进行断裂韧性评定，这样才能对叶片修复焊接接头的作用性能做出全面、正确、可靠的评价。为此针对水轮机叶片的特点进行了ZG0Cr13MCu1水轮机叶片及低匹配焊接接头的动态断裂韧性的研究，并确定了合理的叶片焊接修复工艺。
1叶片材料焊接性分析及焊材选择1.1叶片材料焊接性分析叶片材料牌号ZG0Cr13MCu1，属于高铬多元合金强化的马氏体不镑钢，根据国际焊接学会（W）推荐的碳当量计算公式及冷裂纹敏感指数公式可以分别计算出叶片材料的碳当量w（C）eq=2.67%3.09%，而Pcm=0.78%-0.89%.可见该材料具有很高的淬硬性和冷裂纹敏感性，加之马氏体的导热性差，电阻率高，线膨胀系数较大，焊接残余应力大，对于厚大件的叶片焊接修复，具有大的冷裂倾向。另外，马氏体钢具有较大的晶粒粗化倾向，可能导致塑韧性下降。因此，在焊接工艺参数制定及焊接过程中应当充分考虑到叶片材料的上述特点。
1.2焊接材料的选择焊接材料的选择应从焊接工艺性和使用性能两个方面进行考虑。对于试验叶片材料来说，选用马氏体钢焊条时，由于焊缝成分与叶片材料的相近，焊接修复后随叶片进行正火、回火的热处理能获得与母材相同的金相组织、静载强度、疲劳强度及耐汽蚀性能，因而在制造厂内热处理前进行焊接修复时，选用同材质焊接材料较适宜。
但在叶片投入运行后，出现汽蚀及疲劳裂纹时，只能在电站条件下进行修复，由于叶片体积很大，在现场焊接修复时难以进行预热或焊后热处理，故必须考虑在电站条件下尽量选择冷焊及焊后不进行热处理的焊条及焊接工艺。因此采用奥氏体焊条进行焊接修复，形成低强匹配接头，此时焊缝为奥氏体组织，成分与母材相差很大，强度低于母材，但奥氏体钢组织具有较高的塑性，能够松弛部分焊接应力，有助于减小接头的冷裂倾向，同时对预热要求较低，易于在现场施焊。
中华不锈钢网方面获悉:基于上述分析，试验中选用了直径为3.2mm和4.0mm的E310-15（A407）焊条施焊，该焊条为低氢型药皮的Cr26Ni21纯奥氏体不镑钢焊条，焊前对A407焊条进行250*C>4h烘干处理。
2试验条件及试验方法2.1焊接工艺及参数坡口形式如所示。采用焊条电弧焊施焊，焊前坡口两侧各100mm宽度范围内去除油、镑及污物，所用焊接工艺参数见表1.在同一参数下，采用不同的工艺条件，探索其对修复焊接接头动态断裂韧性的影响。分别选择了以下7种工艺处理方式：①焊态；②焊后对焊缝表面进行锤击；③焊接时对每道焊缝进行锤击；④焊后进行氩弧重熔焊趾；⑤焊接时同③，焊后进行600*CX4h热处理；⑥焊接时同③，焊后进行650 *CX4h热处理；⑦焊接时同③，焊后进行700*CX4h热处理。
锤击焊缝时采用压缩空气锤，锤击程度应适中，以焊缝表面产生明显塑性变形为准。焊后先对试件进行外观检查，然后进行X射线探伤，无缺陷为合格。
2.2断裂韧性试验方法根据水轮机叶片的使用条件，选用多次冲击3点弯曲试验方法对母材及叶片修复焊接接头的断裂韧性进行评定，即测定其多次冲击断裂韧性或动态断裂韧性（KQ.实践证明，采用多次冲击加载方式的试验方法评定焊接接头的断裂韧性，简便易行，节约材料，试验结果可靠，对于筛选及对比不同处理方式的焊接接头各区与母材的韧性具有较高的实用价值，且试验结果可靠。
2.2.1断裂韧性试件断裂韧性试件预制裂纹长度a0=1.0mm.为了便于观察多次冲击试验过程中的裂纹尺寸及断裂后的裂纹扩展尺寸，试件的2个侧面需进行抛光。多冲试件经表面腐蚀后，分别在焊缝中部及熔合线处开缺口。考虑到叶片修复焊接部位表面受力最大，故多冲试件取自焊缝上部，每组试件为4个。
2.2.2试验设备及试验参数多次冲击试验有关试验参数如下：频率f=450cpm；应力比r=0；跨距S=8S（S为板厚）。
多冲试验示意图如所示。冲击疲劳试验在室温下进行。
2.2.3动态断裂韧性K的计算试验时裂纹尖端应力场强度因子变化幅值AKrKtmx-Ktmn，在多次冲击试验条件下，载荷谱属正弦波形，且KmQ，因而，当裂纹长度达到失稳扩展的临界值时，即由a0扩展到ac时，上述多次冲击条件下确定的Ki值可用来度量材料的断裂韧性。
本试验中，所得结果相当于加载速率K=9.8>405Nmm-3/2/s下的动态断裂韧性KH，即：当裂纹相对深度/w=0.3，。7范围内时，确定的心有效。
所示为值的确定方法，在大型工具显微镜下，读出aba2，a3值，则：a=（ai+a2+a3）/3.在试验前试件均经工具显微镜检查其缺口尺寸加工精度。
2.2.4疲劳裂纹扩展速率的计算根据试验结果得出载荷冲击次数（N）和裂纹扩展长度（a）关系，并根据N-a数据组，结合KH值可反映出裂纹扩展速率da/dN与AK的关系。
2.3其他试验内容除疲劳试验以外，还对修复焊接接头进行了光学金相分析，以探明在不同工艺条件下焊缝及热影响区组织变化规律。
3多冲疲劳试验结果及分析3.1疲劳寿命及动态断裂韧性根据试验数据经整理计算得到的值a，N0.2，Np，Nf及KH值见表2.表中a.为预制裂纹长度；a为裂纹失稳断裂时的临界裂纹长度；名义无裂纹疲劳寿命N0.2为裂纹初始扩展阶段中当裂纹长度为0.2mm时所对应的载荷循环次数，它近似地表征材料的抗疲劳裂纹启裂性能，Np则为裂纹亚临界扩展时所对应的载荷循环次数，它表征了材料抵抗裂纹扩展的能力，而Nf为材料的疲劳寿命，因此，表中数据均为各有效试验数据的算术平均值。
由试验结果可以看出，在焊接过程中采用适当的工艺措施有利于提高焊接接头的耐疲劳性能，与焊态时相比，焊接过程中对焊道进行锤击能够改善A407焊条焊缝金属的动态断裂韧性值，并有利于提高裂纹亚临界扩展能力Np，但对改善疲劳裂纹启裂寿命N0.2效果不明显。仅对表面焊缝进行锤击，能够提高A407焊条焊缝金属的Np和KH值，但对启裂寿命N0.2影响不大。
表2A407焊条焊接接头多冲疲劳试验数据序号工艺条件缺口位置焊态焊后锤击焊缝表面锤击焊道焊后TIG焊重熔焊趾锤击焊道焊后进行600C>4h热处理锤击焊道焊后进行650C>4h热处理锤击焊道焊后进行700C>4h热处理母材注：W-焊缝中心，B-熔合线表3焊接时锤击焊缝对焊缝金属耐疲劳性能的影响工艺条件a/awN0表4焊后热处理对A407焊条所焊接头疲劳性能的影响热处理工艺缺口位置a/awN0采用A407焊条施焊时，如焊接时对焊道进行锤击，即使以外，还有铁素体及少量残余奥氏体组织。
当缺口开在熔合线部位时，与同质焊缝的裂纹扩展路径不同，当采用同材质焊条焊接时，裂纹扩展途径将经过焊缝、熔合线及热影响区，裂纹亚临界扩展阶段将主要在热影响区中进行。而当焊缝为A407焊条的奥氏体组织时，由于焊缝强度较低，裂纹将沿熔合线焊缝金属一侧扩展，故熔合线处裂纹扩展时，不同焊条所焊接头焊缝金属与热影响区金属对耐疲劳性能的影响是不同的。对于A407焊条所焊接头而言，母材金属对熔合线处裂纹扩展行为影响不大。
焊后热处理能显着改善焊接接头的耐疲劳性能和动态断裂韧性，见表4.焊后热处理使接头各区域的裂纹稳态扩展寿命Np显着提高，表明焊后热处理有助于提高焊接接头抗裂纹扩展的抗力，虽然焊缝金属的裂纹启裂寿命N0.2有所降低，但其耐疲劳寿命增加幅度仍然十分显着。
由试验结果还可看出，焊态下，A407焊条所焊焊缝金属的耐疲劳寿命Nf及和动态断裂韧性KH分别为母材的80.94%和79.92%.采用一定的工艺措施，能够使A407焊条所焊焊缝金属的耐疲劳性能提高到与母材相当的水平。不进行焊后热处理，焊缝金属的耐疲劳寿命Nf和动态断裂韧性KId亦可分别达到母材的98.3%和89.12%.综上所述，采用A407焊条进行施焊时，推荐采用的焊接工艺为：焊接时对每道焊缝进行锤击，焊后进行650*C>4h热处理。
4金相组织分析焊接接头各部位的断裂韧性与该部位金属的组织形态密切相关。为此进行了断裂韧性试件的光学显微金相组织分析，以探明焊接工艺参数变化对焊接接头组织的影响。
4.1叶片母材金相组织所示为叶片组织马氏体+铁素体双相组织，铁素体中弥散分布碳化物颗粒，由于是回火低碳马氏体，故其硬度值较低（HRC23）。由图中还可以看出，母材晶粒粗大具有典型的铸造组织特征。母材中所含的粗大铁素体块状组织对韧性有不利的影响。
S4叶片母材金相组织lx 4.2A407焊条所焊接头金相组织为采用A407焊条焊接接头金相组织形态。可见焊缝为粗大的单相奥氏体柱状晶组织，呈树枝状生长。热影响区组织中可见晶界增粗，这是由于熔合线附近组织在焊接过程中经反复热循环作用，且加热温度很高，导致碳和其它合金元素、杂质元素向晶界迁移、析集所造成的，同时，晶内除马氏体组织单相奥氏体焊缝组织由于具有较好的塑性，对于防止产生冷裂纹是十分有利的。但是，由于焊缝强度较低，耐疲劳性能较差，在冲击载荷作用下，易于首先发生屈服，导致接头丧失承载能力。
经焊道锤击工艺处理后，焊缝中奥氏体柱状晶尺寸与b相比明显减小，呈细长柱状树枝晶形态。当对焊道进行锤击时，其表面晶粒发生较大塑性变形及晶粒破碎现象，组织也较未锤击时致密，后续焊道中金属结晶时，将以尺寸较小的晶粒为基联生长大，因而使得奥氏体柱状晶有所细化。表现在宏观断裂韧性上，其抵抗裂纹扩展能力有较大幅度的提高，其原因就在于晶粒细化及组织更加致密。
焊后热处理能够明显改善热影响区组织，如所示。热影响区组织为马氏体+铁素体+回火索氏体及少量块状奥氏体，与a相比，晶界粗化现象明显减少，因此，其塑性和韧性有所改善。然而，热处理将使熔合线处形成增碳层，且随着回火温度的升高，保温时间延长，熔合线增碳现象将会加强，由于A407焊条所焊接头处裂纹扩展是沿焊缝金属一侧进行的，这种增碳层的形成对该部位的耐疲劳性能将产生不利影响。
囤<5经60t：x4h热处理后焙台线部位金相组织lOOx焊后热处理对奥氏体焊缝组织的影响主要表现在晶粒尺寸的长大和第二相析出等方面，如所示分别为经600°C和700 *C热处理后的焊缝组织形态。
可以看出，当回火温度较低时，焊缝金属基本保持了锤击后的碎块状形态，且沿晶界析出的第二相数量较少；随着回火温度的升高，奥氏体变形金属发生回复，再结晶和晶粒长大，且在晶界和晶粒内部出现较多的第二相。由此可见，对于A407焊条所焊接头，焊后回火温度不宜过高，本次试验结果表明，回火温度在600450C较为适宜，焊缝及热影响区域有较理想的组织。
5结论采用A407焊条进行焊接修复，其焊缝金属塑性较高，强度较低，耐疲劳性能相对较差，在多冲试验条件下，易于因产生较大塑性变形而开裂，但不致发生脆断，动态断裂韧性值低于母材；熔合线部位裂纹易沿强度较低的焊缝一侧扩展，但熔合线部位仍具有较高的塑性变形能力。
采用A407焊条易于获得良好的焊接接头，焊接前可不进行或只作较低温度的预热，焊后不必再进行热处理。
焊接过程中对焊道进行锤击，对于提高焊缝金属断裂韧性值有一定的作用；能够有效地降低A407焊条焊缝金属的疲劳裂纹扩展速率。
焊后热处理能够显着改善修复焊接接头的耐疲劳性能，具体表现在动态断裂韧性值提高，裂纹扩展速率降低。焊后热处理还使得因锤击造成的焊缝金属脆化现象消失，从而使焊缝金属的疲劳性能提高。但焊后热处理温度过高，将使焊缝组织第二项析出现象增强，不利于提高接头耐疲劳性能。
对于所试验的水轮机叶片材料焊接修复时，在无法保证预热及焊后热处理要求时选用A407焊条施焊形成低匹配焊接接头的工艺方法可行，其焊缝动态断裂韧性略低于母材，且抗疲劳裂纹启裂能力优于母材。
6实际应用某水电站4机组ZG0Cr13NiCu1叶片裂纹长230mm，深80mm，选用A407焊条进行现场焊接修复。
坡口制备后，采用现有的烘箱对叶片整体预热150400C，然后用石棉垫或无碱缝合毡包住整个叶片，修复部位应露出。中华不锈钢网方面获悉
