规范才能获得优异的强韧性匹配。
（3）904L超级奥氏体不锈钢在经历多次热循环后，尤其是封头材料经多次热处理后的耐蚀性能否满足技术要求。
中国石化工程建设有限公司（SEI）在氯洗塔的设计文件71100EQ-DP30-0101《氯洗塔技术要求》中，详细规定了用于制造氯洗塔的材料的技术要求，具体要求如表1所示。
表114Cr1MoR（H）+904L复合板性能要求项目室温抗拉强度
Rm / MPa室温屈服强度
ReL / MPa断后伸长率
A /（%）断面收缩率
Z （%）室温弯曲冲击吸收能量
KV2/J高温屈服强度
ReL / MPa904L
晶间腐蚀指标520～680≥310≥20≥45无裂纹（-20℃）47203合格备注推荐取中间值推荐≤480 室温室温180°≤200最佳425℃A262 E法
2试验方法
试验材料选用14Cr1MoR（H）+904L复合板，材料性能要求如表1所示。试验用复合板尺寸400 mm×2 000 mm，其中基材14Cr1MoR（H）厚度为14 mm，复层904L厚度为4 mm。考虑到该尺寸试样在试验过程中的受力状态及热处理的热循环过程特点，该尺寸足以代替实际产品规格进行相关试验。
壳体制造流程：筒体下料—坡口加工（双U形）—冷卷制（变形率1.05%）—基层纵缝焊接—基层环缝焊接—基层探伤—复层焊接—复层探伤—整体热处理）—表面探伤。从壳体制造流程分析，仅最后一道工序“整体热处理”可能对复层耐蚀性有一定影响（注：焊接过程中产生的热循环对复层的加热低于300 ℃，该温度范围仅引起复层中C元素的短距离扩散，对复层材料本身的力学、耐腐蚀性能不会产生根本的影响），方案设计依据如表2所示。
封头制造流程：拼板下料—坡口加工（双U形）—基层纵缝焊接—消氢处理—热压—拼缝探伤—正火+回火恢复基层力学性能—端口坡口加工—与壳体环缝焊接—探伤—复层焊接—复层探伤—整体热处理—表面探伤。
氯洗塔设计为半球型封头，半球直径2 782 mm，厚度δ5 mm+34 mm，下料尺寸需7 150 mm，根据爆炸复合板幅宽度，半球需拼缝后，再整体热压成型。因热压温度达到930 ℃，基体材料的组织状态将发生改变，热压后必须对材料进行正火+回火以保障基层材料各项性能指标满足制造要求，封头热处理方案设计依据如表3所示。试验后按照GB/T228（拉伸）、GB/T6396（弯曲）、GB/T229（冲击）等标准进行基层常温拉伸、（-20℃）冲击、复合板侧弯、复层剪切强度、高温拉伸、复层耐腐蚀性能测试。
表2壳体热处理方案设计依据序号热处理制度方案设计依据1690 ℃/2.0 h热处理温度是基于基层14Cr1MoR（H）材料本身及复合板制造厂爆炸焊后各项性能最优的热处理温度。2.0 h保温时间是依据产品实际板厚计算出的最短保温时间。评估敏化热处理温度对基层力学性能，复层耐蚀影响的影响及结合剪切强度的影响。2690 ℃/8.0 h8.0 h为产品累积热处理保温时间，可以评价敏化温度下热处理时间的长短对904L复层耐腐蚀性能的影响。（8.0 h=复合板热处理时间3.0 h+封头压制1.0 h+封头回火2.0 h+整体热处理2.0 h）
表3封头热处理方案设计依据序号热处理制度方案设计依据1930 ℃/1.0 h根据产品板材规格（δ5 mm+34 mm）及板材在930 ℃温度下材料的加热软化程度。同时对比验证在终压温度高于材料最低正火温度时，能否由热压代替正火。2930 ℃/1.0 h+920 ℃/1.5 h（水冷）除对比评估热压代替正火方案外，重点关注材料正火水冷后的抗拉强度和低温冲击韧性指标，这两项指标关系到产品制造工艺性能和产品使用性能。3930 ℃/1.0 h+920 ℃/1.5 h正火（水冷）
+690 ℃/2.0 h回火防止材料因正火水冷后过硬，无法满足后续产品制造工艺性能和产品使用性能，同时考察2.0 h的回火处理，对材料强度和冲击韧性带来的恢复程度。4930 ℃/1.0 h+920 ℃/1.5 h正火（水冷）
+690 ℃/4.0 h回火考察当封头必须经4.0 h整体热处理才能用于后续产品使用时，整体热处理工艺是否会造成材料各项性能的降低。
3试验结果与分析
3.1壳体热处理试验结果分析
壳体热处理各项试验结果如表4所示。拉伸试验结果表明，在8 h回火状态下，材料的抗拉强度和屈服强度相比2 h有一定程度的降低，但仍处于标准要求范围内。冲击测试试验结果表明，长时间的回火对材料的冲击韧性无明显影响，这主要是由于14Cr1MoR（H）含有0.5%Mo，不存在高温回火脆性，且因材料软化，冲击值略有提升。试验件在经历2 h及8 h回火热处理后材料的弯曲、高温屈服强度及剪切强度均满足制造要求。
试验件在经过690 ℃热处理后，复层未发生晶间腐蚀现象。这可能是由于904L材料本身为超低碳奥氏体不锈钢（经实际检测，CWt%≤0.0127%，远低于0.03%门槛值），在敏化温度（450～850 ℃）范围内，只存在微颗粒状Cr23C6析出，晶界周围不存在贫Cr区（Cr<13%），热处理对材料的整体耐腐蚀性能影响不大。长期服役在425℃工况下，904L中Cr由于受温度限制而无法迁移至晶界，仅能与C结合生成Cr23C6析出物，从而在晶界附近范畴不存在贫Cr区，避免了晶间腐蚀现象的发生。表4壳体热处理试验结果热处理制度基层抗拉强度
Rm / MPa基层屈服强度
ReL / MPa-20 ℃冲击吸
收能量KV2/J弯曲
（180°）425℃屈服强度
ReL / MPa剪切强度
τ/ MPa晶间腐蚀690 ℃/2.0 h647，645514，510168，188，200，191，194，198合格264、（Rm=462）351合格690 ℃/8.0 h622，620487，477224，218，239，242，230，218合格261、（Rm=468）319合格合格指标520～680≥310≥47无开裂、无分层≥202.5≥210无晶间腐蚀
3.2封头热处理试验结果分析
封头热处理各项试验结果如表5所示。封头材料在经历930 ℃/1.0 h模拟加热+缓冷（入炉800 ℃，避免了敏化区间，更利于晶间腐蚀性能）热处理时，材料的抗拉强度得到了相应的提升，但缓冷状态下晶粒的粗化以及不良组织的析出导致-20 ℃低温冲击无法满足使用要求。从试验结果来看，虽然热成型的终止温度高于材料的正火最低温度，但在实际生产时，因正火降温速度慢，不能保证基层材料性能，必须进行后续恢复性能热处理。
表5封头热处理试验结果热处理制度基层抗拉强度
Rm / MPa基层屈服强度
ReL / MPa-20℃冲击吸收
能量KV2/J弯曲
（180°）425℃屈服强度
ReL / MPa剪切强
τ/ MPa晶间腐蚀930 ℃/1.0 h模拟加热+缓冷780，782481，4955.6，8.9，6.0
4.8，5.1，5.6合格——合格930 ℃/1.0 h模拟加热（缓冷）
+920 ℃/1.5 h正火（水冷）1048，980690，70155，48，45
44，40，45合格——合格930 ℃/1.0 h模拟加热（缓冷）
+920 ℃/1.5 h
正火（水冷）+690 ℃/2.0 h回火727，699595，585154，182，162
182、190、193合格——合格930 ℃/1.0 h模拟加热（缓冷）
+920 ℃/1.5 h
正火（水冷）+690 ℃/4.0 h回火628，628446，439196，184，217
209，212，212合格261
（Rm=468）319合格合格指标520～680≥310≥47无开裂
无分层≥202.5≥210无
封头材料在上述热处理基础上经历920 ℃/1.5 h正火（水冷）（入炉800 ℃）时，由于冷却速率的提高，低温冲击韧性得到了一定程度的改善，但过高的冷却速率也会导致淬硬组织的出现及组织亚结构的变化（如大密度的位错等），虽然强度和硬度可得到大幅的提升，但与此同时却降低了晶粒度细化所带来的韧性提升效果。此外，因强度及硬度过高，不能保证产品的制造工艺性能和使用性能，封头必须经回火热处理以恢复材料性能。
封头材料在经历2 h的690 ℃回火后，材料的抗拉强度有大幅的降低，略高于标准上限，低温冲击韧性提升明显，且有较大的裕度。考虑实际厚度较厚，水冷正火+回火后，材料抗拉强度将会低于试验值30～70 MPa，可以满足设计技术指标要求。当回火时间增加到4 h后，抗拉强度、韧性及其它性能指标仍能够满足设计技术指标要求。
4结论
（1） 模拟实际产品的904L+14Cr1MoR（H）/δ4 mm+δ14 mm复合材料在经历690 ℃/2.0 h整体热处理后，各项性能检测结果均符合技术要求，满足壳体工程制造要求。
（2） 904L+14Cr1MoR（H）/δ4 mm+δ14 mm复合材料在经历930 ℃/1.0 h+920 ℃/1.5 h正火水冷+690 ℃/4.0 h回火热处理后可以获得满足技术要求的综合力学性能。
（3） 904L复层材料在经历多次热处理热循环下耐仍具有抗晶间腐蚀特性，在运行过程中能够应付于苛刻的设备服役条件。
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