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電廠用新型抗蠕變鋼管的持久強度分析評價
发布者:不鏽鋼管厂(www.aboutnote.cn) 发布时间:2020/4/23 阅读:107

 在新建的火電廠施工中,要提高蒸汽的壓力和溫度,管道的材料需要用新型抗蠕變鋼。用于主蒸汽管道包括主蒸汽聯箱的新鋼材是具有馬氏體—鐵素體顯微結構的鎢合金鋼NF616、HCM12A和E911,與X10CrMoVNb91相比,這些鋼材的特點在于蠕變斷裂強度得到了改善。當今的試驗水平還難以測量出可靠的持久蠕變斷裂強度的估算值,而根據現有資料使用參數外推法常常會得到蠕變斷裂強度的過高估計值。因此,持久蠕變斷裂試驗顯得非常重要。用作水冷壁管的新鋼材可能爲HCM12、HCM23和7CrMoVTiB10-10。HCM12爲12%的鉻鋼,包含30%δ-鐵素體的馬氏體顯微結構,HCM2S和7CrMoVTiB10-10爲2.25%的鉻鋼,如同10CrMo910,且具有貝氏體—鐵素體顯微結構,在成型能力方面與HCM12比較,這些鋼材具有一些優點,這些鋼材需要建立可靠的持久蠕變斷裂強度值。按照正確評定裝配方法發展的需要和目前發展狀況來看,在世紀之交之前,將這些新鋼材用于商務方面似乎是不可能的。

 

一、簡介

 生態意識的提高刺激了新建火力發電廠必須提高生産效率,這不僅指節約能源,而且還包括減少廢物的産生和限制環境汙染。事實上,這是減少二氧化碳排放量的唯一途徑,這不僅是生態環境的需要,也是電廠運行人員對新建電廠的設計和施工提出的要求。在這些聯系的環節中,經濟因素起著至關重要的作用,列入計劃的新建電廠也對這一點非常關注。
 
 爲了便于上述電廠的施工,必須適當考慮關鍵部件使用的材質問題,這些關鍵部件是:

 --過熱器管

 --主蒸汽管道的管道和附件,包括聯箱

 --膜式水冷壁管

 當過熱器管道使用奧氏體鍋爐管道鋼時,主蒸汽管路和膜式水冷壁必須使用開發的新型鋼材。表列入了新開發鋼種的概況。當主蒸汽管道中的厚壁部件使用X10CrMoVNb91、NF616、HCM12A和E911鋼材時,膜式水冷壁則要使用HCM12、HCM2S和7CrMoVTiB10-10的鋼材。


二、蒸汽管路和聯箱用的新鋼材

 應用于管道工程新開發的爲鐵素體—馬氏體顯微結構鋼,它是由衆所周知的鋼號X12CrMo91和X20CrMoV121所開發出來的。


1. T91/P91钢持久强度评价

 在一系列新开发出的材料中,第一种是T91/P91钢,原始开发地在美国(DIN表示法:X10CrMoVNb91),这种钢材目前已大量在商务上使用,并遍及全世界。不仅用于常规电厂,还用于高效率的先进电厂,特别在欧洲和日本用得很普遍,在X10CrMoVNb91钢的基础上进一步开发,具有将钨作为合金加入的特性,这些材料表示为:NF616、HCM12A和E911。这些钢材最重要的材料性能是蠕变断裂强度,在元部件设计中保证持久蠕变和蠕变断裂强度的统计资料是很重要的,在温度为500~700℃范围内对X10CrMoVNb91钢做了试验,得到了许多试验结果,累计试验时间估计为(8~10)×106h,图给出了得到的数据范围的印刷资料。图中所画的曲线是根据日本、美国和欧洲总计69次试验材料的MFI评定结果绘制出来的。该评定的特征值是在600℃时90MPa的105h蠕变断裂强度。其它条件下的评定可得到不同的持久蠕变断裂强度估计值。例如,由Oak Ridge国家实验室(ORNL)在1983年做的评定,得到的是600℃时98MPa的105h的蠕变断裂强度。在ASME标准中所规定的元部件设计许用应力就是在该评定基础上制定的,用同样的方法在1990年做的评定得到的都是93MPa值,可是,1981年在MFI做的第一次评定得到的是84MPa的较低值,与1992年所作的评定比较,该评定是在其一半数据点的基础上进行的,两次评定的差值还是因基本数据的大小和性质不同引起的,比如,数据的多少及试验时间的长短。四次评定结果(ORNL和MFI)见图4。ORNL估算值是通过实验数据的参数评定得到的。在限定评定数据的数量时,参数评定结果会导致蠕变断裂强度估计值过高,而MFI使用的图表平均法会导致蠕变断裂强度保守的估计值。当评定的基本数据较大且包括长断裂时间的数据点时,两种估计值收敛于一点。差值仅由评定方法不同而产生出来,所以差值相对较小。


2. NF616、HCM12A和E91含钨钢的持久强度评价

 目前,欧洲蠕变合作委员会(ECCC)正用各种方法对大量的实验数据作评定,以把其可靠的持久蠕变断裂值纳入欧洲标准中。截至目前,对钨合金钢所得到的实验数据很少,表2和表3给出了新开发的试验用材料的概况。首先考虑两种日本钢材NF616和HCM12A,可注意到,尽管有相对较大数量的材料,每种材料又有几个样品用来试验,但试验时间非常地短,例如,用315个试品试验,只使用148个样品断裂,断裂时间小于100h,真正的长期范围,在试验时间方面应大于30000h,对NF616和HCM12A,每次只得到一个断裂点,且对于10000~30000h的时间范围,所得到的断裂数据在数量上相对地小,上述说明参考1993年1月或1992年12月刊物上的数据,以后的刊物在长试验时间范围内的试验值没有表明有任何大的变化。按照德国及欧洲的条件,这样的基本数据不允许用来估计105h的蠕变断裂强度值。要做这样的一个估计,最低要求是:至少用3种材料,对断裂时间大于30000h的数据点,每一个都必须在三种温度下进行试验。尽管长期试验数据有这方面的不足,但许用应力值最近已经纳入标准中,对NF616放在标准2179款中,对HCM12A放在标准2180款中,该ASME锅炉和压力容器标准的要求已正式实施。持久蠕变断裂强度值的估计是在数据的拉森—米勒参数评定的基础上进行的。对于NF616,在600℃时105h蠕变断裂强度估计为132MPa,如果是X10CrMoVNb91,我们已经发现:由于评定的数据量的增大而使持久蠕变断裂强度的估计值有所下降。例如,1990年制造厂提出:600℃时,105h 的蠕变断裂强度为157MPa。


 目前还有报告认为132MPa的值太高,除上面提到的实验数据的不合适,更主要的是钨的沉淀过程所起的重要作用。日本调查表明,钨主要以Laves相的形式沉淀(图5),当钨加入钢中,曝光时间小于100h,它主要成固溶态,但当在600℃,曝光时间大于105h时,保持为固溶状态的钨的量仅有30%。在拉森—米勒的评定中,假定时间和温度是可互换的,低温下长时间的试验和高温下短时间的实验是等效的。例如,在拉森—米勒参数中,C=35时,600℃,105h的试验与700℃,8h的实验是等效的,在日本的评定中,在700℃时试验时间比8h更小的情况下,恒值C的计算值比36还要大。与此相反,700℃时大于8h的显微结构状况是无法与600℃时大于105h 的状况相比。因为蠕变断裂强度主要取决于显微结构状况,而拉森—米勒参数的试验条件的互换是不允许在这种情况下进行,固溶状态的钨比沉淀形式(Laves相)的钨效应强,这样,断裂时间小于100h的所有实验数据导致600℃~650℃的只以技术温度范围内持久蠕变断裂强度的过高估计。这一点很容易用同样的数据采用新的拉森—米勒参数评定方法来证实,但是必须在删除短时间的数据点之后进行,这样的评定得到600℃时105h 的蠕变断裂强度在110MPa和120MPa之间,这些值只能被看作为试验性的,为了对蠕变断裂强度作出可靠的估计,绝对需要进行足够量的持久蠕变试验。


 HCM12A的蠕變斷裂特性也被認爲是一樣的,在關于該鋼的文獻中沒有出現沈澱相,不管怎樣,考慮到鎢的含量,可以假定將該鋼表示爲相似的方式。拉森—米勒參數評定也引起對該鋼的過高估計:600℃時的105h蠕變斷裂強度值是127MPa,可靠的估計值是不可能得到的,因爲還缺乏長時期的蠕變試驗數據。E911是歐洲開發的一種新鎢合金鋼,與日本的NF616和HCM12A鋼相對比,該種鋼具有將鎢的含量減少到約1%的特點,由圖可知鎢含量的減少有利于Laves相位沈澱顯微結構的穩定性,在鎢含量在1%以上時,鎢的固溶性大大地降低。持久蠕變斷裂試驗結果對估計持久蠕變斷裂強度值很重要這一基本原理同樣適用于該種鋼,與NF616和HCM12A比較,E911鋼的試驗範圍很小。當NF616和HCM12A的試驗程序基本上完成了,但E911許多蠕變試驗樣品仍在進行試驗,且還有附加材料計劃要試驗。圖7表示了MFI在實驗室和産品生産時的現行試驗狀態。至今最長的試驗時間已有24000h或12000h。另外,還得到了兩種不同産品和三種不同管子幾何形狀在較短試驗時間的試驗結果。括號內的數據是用等應力外推法得到的,只作用指導值,因爲該外推法也是假定時間和溫度可以互換,所以這些值在使用時一定要注意。除了德國的曼內斯曼作了該種鋼鑄件的試驗,在歐洲其他國家對該種鋼作了更多的鑄件,這是因爲以將其作爲前進中的COST計劃中的一部分,這些鑄件的試驗已經開始。對一個第一次的評定,具有馬氏體結構的NF616、HCM12A和E911新鎢合金鋼持久蠕變斷裂強度可看作是同等的。差別只存在于成型能力方面。在這個方面,因E911鎢含量小,所以有很顯著的優點。如果是HCM12A,因在熱處理期間需要很長的保持時間(770℃時回火需要6~7小時,焊後熱處理需要4小時),所以具有很大的缺點。同時,日本也加緊了他們的蠕變試驗,在低應力下引起長的蠕變斷裂時間,可以設想,在世紀之交以前,可得到這三種鋼的足夠的試驗結果來保證所做的持久蠕變斷裂強度估計值的可靠性。除在元部件設計中需要確定持久蠕變斷裂強度值外,在使用前還要做各種材質試驗,必須使用(工藝)配制方法包括適合于特定材料的焊接工藝及合適的焊接消耗材料的開發。對E911,在COST計劃中,這樣的開發工作與材料的特性的確定是同時進行的,而且還有日本鋼NF616和HCM12A成型能力方面的一些基本經驗,不管怎樣,據我們所知,非常確切的配制方法是沒有的。按照美國操作的標准,對于要使用的材料,只有ASME標准中規定的許用應力值是不夠的,材料需經ASTM進行確認。基于現狀,NF616最早將在1996年被確認,HCM12A的確認可能會晚些,除了對一般材質有要求外,在ASME第Ⅸ部分還對配制工藝質量作了要求(焊接和釺焊質量部分),對NF616和HCM12A,沒有其質量狀態方面的資料。


三、膜式水冷壁用各種鋼材的開發

 對于已經增高了的蒸汽參數的電廠,對膜式水冷壁管,使用常規的蠕變斷裂強度的鋼種,如13CrMo44,它具有貝氏體—鐵素體顯微結構,是不夠的,因此,在這些應用方面的材質開發也是很需要的,主要考慮的問題是鍋爐制造廠的要求——焊接硬化傾向低。用于膜式水冷壁的新鋼材包括HCM12、HCM2S和7CrMoVTiB10-10。HCM12是一種包含約30%-δ鐵系體的馬氏體顯微結構的12Cr鋼。HCM2S和7crMoTi-B10-10是具有貝氏體—鐵素體顯微結構的2.25%的鉻鋼(與10CrMo910相似),由于合金元素的類型不同,HCM2S非常的昂貴。


1. HCM12钢的持久强度评价

 用作鍋爐管道,使用HCM12鋼比較合適,已得到了試驗時間達80000h的蠕變斷裂試驗的試驗結果,其蠕變斷裂強度與X10CrMoV-Nb91相比稍偏低。焊接時,HAZ轉換爲包括硬馬氏體和一定量的軟鐵素體的一種固定顯微結構,硬度測量時,一般在兩種顯微結構成份上取平均值,在焊後狀態條件下得到最大硬度爲380HV10。該種鋼在高工作溫度時,在兩相位奧氏體+鐵素體區內焊接有缺陷。因此,在高溫性能被限制,HCM12的鍋爐管子只能用擠壓+冷皮爾格方法進行制造,對這種鋼,不能采用更經濟連續的緊軸軋制方法。


2. HCM2S钢持久强度评价

在膜式水冷壁的應用中,采用了另一種方法開發HCM2S鋼,從化學成分與NF616相似開始,將鉻的含量減少到約2.25%,與10CrMo910鉻含量相當。這樣,HCM2S轉換特性使其相似于10CrMo910特性,具有貝氏體和鐵素體的顯微結構。因此該種鋼(HCM2S)膜式水冷壁管焊接熱影響區顯示的最大硬度值與10CrMo910鋼的熱影響區的最大硬度值相似。由于加入鎢、釩、铌、硼和氮引起的固溶和沈澱硬化效應,該種鋼與10CrMo910相比具有顯著較高的蠕變斷裂強度,這一點可由得到的蠕變斷裂試驗結果來證明,盡管最長的試驗時間只有約20000小時。考慮到鎢的沈澱反應問題還沒有研究。像NF616,該種鋼長的試驗時間下,其蠕變斷裂強度也有下降。因此,可靠的持久蠕變斷裂強度值不能通過實驗數據得到。


3. 7CrMoVTiB10-10钢的持久强度评价

 爲了通過加入合金礬、钛、硼來充分提高10CrMo910的蠕變斷裂強度,幾年前MFI就進行了類似的工作,自1986年就用7CrMoVTiB10-10進行試驗。蠕變斷裂樣品試驗時間超過了65000h,從圖8中的曲線上可以看出,該種鋼的蠕變斷裂強度可與X20CrMoV121的蠕變強度相比,在500℃~600℃的溫度範圍內,能使用外推法判定蠕變斷裂強度試驗時間達105h。爲了保證估計值的准確性,涉及更多鑄件的試驗還需再試一試。該種試驗已經開始,該種鋼的性能是:不能在熱影響區進行嚴重硬化,這一點已通過實驗室在薄板上進行TIG得到。焊後狀態測量最大硬度值僅約360HV10。用作膜式水冷壁管的三種鋼都具有適當的蠕變斷裂強度,爲了得到可靠的持久蠕變斷裂強度估計值,還需用HCM2S和7CrMoVTiB10-10進行更多的長時蠕變斷裂強度試驗,作爲VGB/FDBR研究計劃的一部分,德國鍋爐制造廠正在進行膜式水冷壁的試生産。就像蒸汽管道的新鋼材一樣,在世紀之交以前,該種鋼用作膜式水冷壁管有其巨大的商業前景。

 
 

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