超臨界鍋爐用熱強(qiáng)鋼與焊接性能

1、1. 前前 言言從國家電監(jiān)會獲悉，截至2004年5月底，我國發(fā)電裝機(jī)容量已經(jīng)突破4億千瓦，達(dá)到4.006億千瓦，發(fā)電量達(dá)2萬億千瓦時，均位居世界第二位。我國電力工業(yè)從去年起已進(jìn)入歷史上發(fā)展最快時期。美國總裝機(jī)容量約9億千瓦，人口為2.6億，居世界第一；日本總裝機(jī)容量約2.5億千瓦，人口為1.2億。與其相比，我國目前人均電量水平還很低，只是美國的1/10、日本的1/7。預(yù)計2020年我國需要電量3.944.32萬億千瓦時，需要總裝機(jī)容量8.29.5億千瓦，為此，需要新增5億千瓦裝機(jī)容量才能滿足全面小康社會的需要，16年后我國才能達(dá)到今天美國的用電水平。今后火電主要發(fā)展高效率、高參數(shù)、大容量機(jī)組群

2、，來提高效率，降低煤耗、節(jié)約能源、減少污染、保護(hù)生態(tài)環(huán)境，這不但是國際上火電機(jī)組的發(fā)展趨勢，也必然是我國火電機(jī)組的發(fā)展趨勢，從2003年就已經(jīng)開始實現(xiàn)國產(chǎn)化機(jī)組向超（超）臨界機(jī)組的快速轉(zhuǎn)變。見表1.1。類號機(jī)組名稱主汽壓力MPa主汽再熱溫度機(jī)組效率供電煤耗g/kwh1中壓3.5435/274602高壓9.0510/333903超高壓13.0535/535353604亞臨界17.0540/540383245超臨界25.5567/567413006高溫超臨界25.0600/600442787高溫超超臨界30.0600/600/600482568超高溫超超臨界30.0700572159超700(未來

3、)超70060205表1.1 機(jī) 組 參 數(shù) 與 其 經(jīng) 濟(jì) 性圖1.1 蒸汽參數(shù)與機(jī)組效率的系(三菱提供) 國家科技部863計劃“超超臨界燃煤機(jī)組發(fā)電技術(shù)”課題研究的結(jié)論：“推薦現(xiàn)階段我國發(fā)展超超臨界發(fā)電機(jī)組參數(shù)為：2528MPa、600600、一次再熱機(jī)組” 。 由日本IHI公司和三菱公司提供的蒸汽參數(shù)與機(jī)組效率的關(guān)系見圖1.1。 由圖1可知，在同樣的溫度下(538538)，超臨界壓力鍋爐比亞臨界壓力鍋爐機(jī)組的效率高1.7，在同樣的壓力下(25.1MPa)，蒸汽溫度由538566提高到600610，機(jī)組效率可提高3.5左右。 由此可見提高火電機(jī)組的效率，首要的方法是提高鍋爐蒸汽的溫度和壓力

4、，而提高蒸汽溫度比提高蒸汽壓力對提高機(jī)組效率的影響更為顯著。要提高溫度就必須開發(fā)耐溫更高的熱強(qiáng)鋼，可見效率的提高很大程度上取決于新型熱強(qiáng)鋼的開發(fā)與發(fā)展。 美國第一臺試驗超臨界(24MPa、521555566)125MW機(jī)組于1957年投入運(yùn)行，到80年代初期超臨界機(jī)組投運(yùn)170套，占總裝機(jī)容量的25，單機(jī)最大容量為1300MW。 缺乏能源及對超臨界機(jī)組的設(shè)計與運(yùn)行積累了一定經(jīng)驗的日本，成為研究超超臨界機(jī)組的開路先鋒。日本川越電廠兩臺700MW超超臨界壓力機(jī)組（31MPa、566566566）分別于1989年和1990年投入運(yùn)行，在100和50負(fù)荷下其熱效率分別達(dá)到41.9和40，比一般超臨界機(jī)

5、組（24MPa、538566）熱效率相對提高50，最低穩(wěn)定運(yùn)行負(fù)荷為10，自動化程度很高，兩臺機(jī)組僅需一名運(yùn)行人員。由于耐高溫金屬材料的開發(fā)成功，蒸汽參數(shù)為24.1MPa、566593的700MW機(jī)組已在日本碧南電廠投運(yùn)；蒸汽參數(shù)為31.0MPa、600610的1000MW機(jī)組也于98年在日本碧南電廠投入運(yùn)行。原蘇聯(lián)到1985年也投運(yùn)了185臺，占當(dāng)時原蘇聯(lián)火電裝機(jī)的50.5。日本、德國及英國、意大利等國也相繼投入超臨界機(jī)組。英國Corus公司、Doncasters公司、Innogy公司、三井巴布科克等大公司正在合作開發(fā)能在蒸汽參數(shù)高達(dá)700和37.5MPa條件下運(yùn)行的超高溫、超超臨界壓力新一

6、代鍋爐。2001年以前我國運(yùn)行的超臨界機(jī)組有14臺，均從國外引進(jìn)。其容量、蒸汽參數(shù)見表1.2。表1.2 我國超臨界機(jī)組容量和蒸汽參數(shù)序號電廠名稱機(jī)組號容量(MW)主/再熱蒸汽溫度()主蒸汽壓力(MPa)引進(jìn)國家投產(chǎn)日期1石洞口二廠#1、#2600541/56925.4美CE公司#1 92.06.12#2 92.12.262南京電廠#1、#2300545/54525.0俄羅斯#1 94.03.17#2 94.10.203營口電廠#1、#2300545/54525.0俄羅斯#1 96.01.23#2 96.12.214盤山電廠#1、#2500545/54525.5俄羅斯#1 95.12.31#2

7、96.12.155伊敏電廠#1、#2500545/54525.5俄羅斯#1 98.11.09#2 99.09.156綏中電廠#1、#2800540/54026.0俄羅斯#1 00.07.06#2 00.09.237外高橋電廠#5、#6900547/57325.7法阿爾斯通與國外發(fā)達(dá)國家的對比可見，我國已引進(jìn)運(yùn)行的14臺超臨界機(jī)組中，除外高橋2臺和石洞口二廠2臺超臨界機(jī)組尚屬先進(jìn)外，從俄羅斯引進(jìn)的10臺溫度參數(shù)都較低，均屬世界60年代水平。說明我國在發(fā)展超（超）臨界機(jī)組上與國外發(fā)達(dá)國家還有很大差距，特別是國產(chǎn)化上截止到2003年以前還是空白。原水電部黃毅誠部長在給國務(wù)院的報告中講到：“提高機(jī)組的

8、蒸汽參數(shù)遇到的主要問題是金屬材料耐高溫、高壓問題”。也就是金屬材料問題及其帶來的焊接問題。焊接是保證火電機(jī)組安裝質(zhì)量和安全運(yùn)行的重要基礎(chǔ)專業(yè)，目前采用引進(jìn)技術(shù)國產(chǎn)化超（超）臨界機(jī)組的用鋼及焊接性能都發(fā)生了質(zhì)的變化，因此要盡快的了解掌握新型熱強(qiáng)鋼的性能，盡快地試驗研究新型熱強(qiáng)鋼的焊接技術(shù)，加快焊接裝備的更新和焊接及檢驗人員素質(zhì)的提高，確保我國2020年電力發(fā)展目標(biāo)的實現(xiàn)。2 2國產(chǎn)化超（超）臨界鍋爐用新型熱強(qiáng)鋼國產(chǎn)化超（超）臨界鍋爐用新型熱強(qiáng)鋼2003年是我國超（超）臨界機(jī)組采用引進(jìn)技術(shù)國產(chǎn)化飛躍式發(fā)展的一年，電力改革同時帶來了國產(chǎn)化超超臨界機(jī)組建設(shè)發(fā)展的大好機(jī)遇，全國超臨界機(jī)組共訂貨130臺（

9、主要是600MW及以上容量機(jī)組），超超臨界機(jī)組共訂貨10臺。國產(chǎn)化首臺超臨界機(jī)組2003年10月26日開始在河北華能沁北電廠安裝, 華能沁北電廠是我國“十五”期間計劃新建的大型火電項目，同時是600MW超臨界火電機(jī)組國產(chǎn)化依托項目，規(guī)劃容量6600MW。一期工程安裝2600MW超臨界機(jī)組，蒸汽參數(shù)為25.4MPa566566，由東方廠供貨，總投資46.6億元，計劃2005年投產(chǎn)。其主蒸汽管道的材質(zhì)規(guī)格為P91、575.484mm。國產(chǎn)化首臺超超臨界機(jī)組2004年3月8日開始在浙江華能玉環(huán)電廠安裝，一期工程安裝21000MW超超臨界燃煤機(jī)組，蒸汽參數(shù)為26.25MPa600600，總投資98億元

10、。首臺將于2007年6月投產(chǎn)，第二臺將于2007年9月投產(chǎn)。國產(chǎn)首臺超超臨界機(jī)組的主蒸汽管道首次選用P122鋼、再熱熱段管道首次選用P92鋼,末級過熱器首次選用Super304H、TP347HFG、HR3C管材。我省華電國際鄒縣發(fā)電廠四期工程將安裝21000MW超超臨界機(jī)組，2003年10月經(jīng)國家發(fā)改委批準(zhǔn)立項，2004年5月與東方鍋爐廠簽訂機(jī)組鍋爐設(shè)備技術(shù)協(xié)議，將分別于2007年和2008年投產(chǎn)。也是國內(nèi)首批引進(jìn)技術(shù)國產(chǎn)化生產(chǎn)的1000MW等級超超臨界機(jī)組，其煤耗低、效率高、環(huán)保性能好、技術(shù)含量高，也是國內(nèi)單機(jī)容量最大、運(yùn)行參數(shù)最高的燃煤發(fā)電機(jī)組，代表著我國燃煤機(jī)組的發(fā)展方向。投產(chǎn)后，鄒縣發(fā)

11、電廠裝機(jī)容量將達(dá)到454萬千瓦，屆時將成為全國最大的、國內(nèi)綜合節(jié)能和環(huán)保水平最高的燃煤電廠之一。鄒縣電廠四期21000MW超超臨界機(jī)組初設(shè)鍋爐額定蒸發(fā)量2923.8t/h，出口蒸汽參數(shù)為26.25MPa605603，對應(yīng)汽機(jī)入口參數(shù)25.0MPa600600；鍋爐的初設(shè)將于2004年8月28日完成。目前正面臨著四大管道選材的重點(diǎn)論證問題，其主蒸汽管道如果選用P91鋼，設(shè)計壁厚為110mm；如果選用P92、E911或P122鋼，設(shè)計壁厚為72mm。顯而易見，選材不同，壁厚相差很大，對管系的支吊載荷、焊接與熱處理難度、焊接工作量、以及運(yùn)行后的監(jiān)督檢驗都是至關(guān)重要的。至此，國產(chǎn)化超（超）臨界機(jī)組在運(yùn)

12、行參數(shù)上已經(jīng)步入世界先進(jìn)行列。由上海鍋爐廠引進(jìn)法國阿爾斯通技術(shù)、哈爾濱鍋爐廠引進(jìn)三菱技術(shù)和東方鍋爐廠引進(jìn)日立技術(shù)國產(chǎn)化超超臨界鍋爐關(guān)鍵部件的用鋼見表2.1。部件名稱最高工質(zhì)壓力/溫度(MPa/)規(guī) 格材 質(zhì)制造廠水冷壁內(nèi)螺紋/光管31.2328.66.21/31.86.7T12、T23上 鍋水冷壁內(nèi)螺紋/光管32.2內(nèi)螺28.65.7T12哈 鍋水冷壁內(nèi)螺紋管32.938.16.7T2東 鍋水冷壁垂直光管31.731.86.7/31.85.7T12/T2東 鍋包復(fù)過熱器29.89/43844.456.77T12/T1a上 鍋低溫過熱器28.6/450/51560.3/54.0T12/T22/T

13、P347H哈 鍋低溫過熱器29.3/484/51250.89.5/57.010.4T12/T22東 鍋后屏過熱器28.68/55341.36.04T91/HR3C上 鍋屏式過熱器28.2/56763.5/50.8T22、T91、Super304H、HR3C哈 鍋屏式過熱器28.6/621/63150.88.2/45.09.2Super304H、HR3C東 鍋末級過熱器28.0/62841.37.34T91/TP347H/Super304H上 鍋末級過熱器27.8/61363.5/57.1/48.6T91、Super304H、HR3C哈 鍋表2.1 國產(chǎn)化超超臨界鍋爐關(guān)鍵部件用鋼表2.1 國產(chǎn)化

14、超超臨界鍋爐關(guān)鍵部件用鋼 (續(xù)上) 部件名稱最高工質(zhì)壓力/溫度(MPa/)規(guī)格材質(zhì)制造廠末級過熱器28.0/584/64750.86.8/45.08.8Super304H、HR3C東 鍋再熱器管低溫出口段5.62/54863.54.21T91上 鍋再熱器管低溫出口段6.1/53663.54.21TP347H哈 鍋再熱器管低溫段6.0/495/57650.85.4、57.03.2T2、T1a東 鍋末級再熱器5.62/622734.23、63.53.75TP347H 、HR3C上 鍋末級再熱器6.1/61760.3、54.0Super304H、T91哈 鍋再熱器管高溫段6.0/603/65850.

15、83.2Super304H、HR3C東 鍋主蒸汽管道558.890P92上 鍋主蒸汽管道待 定P91哈 鍋主蒸汽管道50870SUS410J3.TP或P92東 鍋熱再熱蒸汽管道84542P91上 鍋熱再熱蒸汽管道待 定P91哈 鍋熱再熱蒸汽管道812.838P91東 鍋 由表2.1可見，國產(chǎn)化超超臨界組機(jī)目前已經(jīng)采用的新型熱強(qiáng)鋼主要有兩類，一類是細(xì)晶強(qiáng)韌化鐵素體熱強(qiáng)鋼，主要鋼號有SA213T91、SA335P91，SA213T92（NF616）、SA335P92（NF616），SA213E911，SA213T122（HCM12A）、SA335P122（HCM12A）、T23（HCM2S）、T2

16、4（1CrMoVTiB10-10）；另一類是細(xì)晶奧氏體熱強(qiáng)鋼，主要鋼號有TP347HFG、Super304H (18Cr-9Ni-3CuNbN)和HR3C (25Cr-20NiNbN)。這兩類新型熱強(qiáng)鋼將是我國今后國產(chǎn)化超(超)臨界鍋爐的首選鋼種。 由于新型熱強(qiáng)鋼的強(qiáng)化機(jī)理較深，焊接性、焊接及熱處理工藝、檢驗方法、焊工要求與傳統(tǒng)材料有質(zhì)的區(qū)別，因此，學(xué)習(xí)和掌握這些新型熱強(qiáng)鋼的冶金特點(diǎn)、強(qiáng)化機(jī)理、鋼材的特性及其焊接性能，是我們金屬監(jiān)督和焊接工作者面臨的當(dāng)務(wù)之急。 3 3新型熱強(qiáng)鋼強(qiáng)化機(jī)理及焊接性新型熱強(qiáng)鋼強(qiáng)化機(jī)理及焊接性 所謂新型熱強(qiáng)鋼（也稱超級熱強(qiáng)鋼）是相對以往常用的12CrlMoV、15Cr

17、lMolV、10CrM0910、X20、EM12、鋼102等傳統(tǒng)熱強(qiáng)鋼而言，新型熱強(qiáng)鋼是新一代細(xì)晶、強(qiáng)韌化熱強(qiáng)鋼。 繼T91P91鋼在火電設(shè)備上的使用成功，沿著T91P91鋼研制技的思路，自20世紀(jì)80年代后期開始在歐洲和日本又相繼開發(fā)出了T92P92（NF616）、T122/Pl22（HCM12A）、T23P23（HCM2S）、T24（1CrMoVTiB10-10）、TP347HFG、Super304H (18Cr-9Ni-3CuNbN)、HR3C (25Cr-20NiNbN)等熱強(qiáng)鋼。它們和P91T91一樣都在具有高的常溫與高溫強(qiáng)度的同時，具有高的塑性和韌性，還具有低的焊接裂紋敏感性，見表

18、3.1、圖3.1、圖3.2。表3.1 幾種鋼的常溫力學(xué)性能鋼 種b MPa0.2 MPaEv2.25Cr1Mo4506002802048鋼10254073634318EMl259074039020X2069084049017P9158541520200 圖3.1 P91、P22、F12三種鋼的常溫韌性比較圖3.2 幾種鋼的高溫許用應(yīng)力圖3.3 合金元素在F低碳鋼中的 強(qiáng)化效果及溫度影響 以P91/T91為代表的一系列新型熱強(qiáng)鋼都是依靠鋼的強(qiáng)韌化這一冶金技術(shù)獲得的，只有了解這一技術(shù)的實質(zhì)，才能理解這些新鋼種的特性而去正確使用。以下簡要介紹鋼材強(qiáng)韌化的原理，在此基礎(chǔ)上討論強(qiáng)韌化熱強(qiáng)鋼的焊接性特點(diǎn)。

19、3.1 3.1 鋼的強(qiáng)韌化鋼的強(qiáng)韌化3.1.1 3.1.1 鋼的強(qiáng)化鋼的強(qiáng)化金屬材料的屈服強(qiáng)度s可以表示為： ss00kdkd1/2式中d為晶粒直徑，0為驅(qū)使晶粒中位錯運(yùn)動所需的應(yīng)力。提高0和減小d就可以提高s達(dá)到強(qiáng)化鋼材的目的。實踐中?？梢酝ㄟ^固溶、析出、增大位錯密度等方法來提高0。固溶體中，由于溶質(zhì)和溶劑原子的尺寸、化學(xué)性質(zhì)、電化學(xué)性質(zhì)等方面的差異，使點(diǎn)陣中溶質(zhì)原子周圍產(chǎn)生畸變，形成應(yīng)力場。位錯運(yùn)動通過它時就需要克服更大的阻力，從而提高材料的強(qiáng)度。圖3.3表示常見元素對鐵素體的強(qiáng)化作用。其中C、N、P的作用最為強(qiáng)烈。固溶強(qiáng)化在提高材料強(qiáng)度的同時，往往降低鋼材的韌性。圖3.4 各元素對沖擊韌

20、性轉(zhuǎn)變溫度的影響 圖3.4 表示了鋼中各元素對韌性的影響。圖中除了Ni以外，其它元素都不同程度地惡化了鋼的韌性，尤其以C、P最為強(qiáng)烈 鋼在同素異形轉(zhuǎn)變時析出的第二相也有阻止位錯在晶粒內(nèi)運(yùn)動的作用，也能達(dá)到強(qiáng)化鋼的作用。在這種情況下，位錯運(yùn)動被迫要繞過第二相質(zhì)點(diǎn)后才能繼續(xù)前進(jìn)，當(dāng)?shù)诙噘|(zhì)點(diǎn)與基體的剪切彈性模量的差別越大，第二相顆粒尺寸足夠小時，其強(qiáng)化的效果越顯著。 鋼材經(jīng)過塑性變形，發(fā)生加工硬化的情況下，鋼材晶粒中位錯增多，位錯運(yùn)動互相干擾的情況也增多，使位錯移動所需的外力也要增加，從而使鋼材強(qiáng)化。低碳低合金鋼中，利用馬氏體轉(zhuǎn)變時的容積變化和切變過程產(chǎn)生大量的位錯，達(dá)到使鋼強(qiáng)化的目的。 減小晶粒

21、直徑d也是使鋼材強(qiáng)化的有效途徑。晶界是金屬中的二維缺陷。在晶界兩側(cè)的晶?；騺喚Я５奈幌蚴怯胁町惖摹Ｎ诲e的運(yùn)動是沿著既定的相位進(jìn)行的。因此晶界成為位錯運(yùn)動時不可逾越的障礙，同時又成為位錯堆集的地點(diǎn)。當(dāng)位錯運(yùn)動一旦遇到晶界時就會在晶界附近堆集起來。只有在堆集到一定數(shù)量造成足夠大的應(yīng)力集中后，才會誘發(fā)相鄰的第二個晶粒的位錯發(fā)生運(yùn)動。由此可見晶粒越細(xì)，晶界就越多，其強(qiáng)化的效果就愈顯著。 上述四種都是常用的強(qiáng)化鋼材的方法。四種方法中，除了細(xì)晶強(qiáng)化外，所有的強(qiáng)化方法都在使鋼材強(qiáng)化的同時降低鋼的韌性。如圖3.5?？梢娙粜枰逛搹?qiáng)韌化，唯有采用細(xì)晶強(qiáng)化的方法。 3.1.2.1 鋼質(zhì)的純凈化 鋼質(zhì)的純凈化指的是

22、嚴(yán)格控制鋼質(zhì)中不純物質(zhì)的含量，這些有害的不純物主要是：H、S、P、 O、N、C、B、As、Se、Sb、Te等。它們通過固溶，晶界偏析、夾雜等多種形式，惡化金屬的韌性和強(qiáng)度。對于結(jié)構(gòu)用鋼而言，需要把C也作為不純元素看待，力圖降低其含量。3.1.2.2 鋼質(zhì)的細(xì)晶化為了進(jìn)一步細(xì)化晶粒，從20世紀(jì)60年代開始研究開發(fā)了控制軋制技術(shù)。該技術(shù)通過采用鐵水的予處理和爐后精煉使鋼的純凈度大幅度提高。然后通過控制軋制時鋼坯的溫度、變形速度、冷卻速度，迫使形變后的奧氏體再結(jié)晶后晶粒沒有長大的機(jī)會，或者不讓它再結(jié)晶；甚至使形成的鐵素體發(fā)生形變來獲得晶粒度極小的鐵素體組織，從而獲得強(qiáng)度高、韌性好的鋼材。圖3.5 幾

23、種方法對鋼強(qiáng)化和韌化的效果 3.1.2 3.1.2 鋼的強(qiáng)韌化鋼的強(qiáng)韌化 為了獲得同時具有高強(qiáng)度和高韌性的結(jié)構(gòu)用鋼材，關(guān)鍵要做到：1）鋼質(zhì)的純凈化。2）鋼材的細(xì)晶化。熱軋過程中奧氏體的再結(jié)晶和鐵素體的形成可有下列三種情況：1）終軋溫度在1000以上。這時奧氏體不僅能發(fā)生充分的再結(jié)晶，再結(jié)晶后的晶粒還能長的較大。如圖3.6中的I，這就是通常的熱軋情況。2）如果終軋溫度較低（在1000左右），這時可能出現(xiàn)三種情況：如果溫度低到奧氏體形變后只可能在晶界上發(fā)生再結(jié)晶，那么其結(jié)果就會像圖7中的IIa。如果溫度稍高，奧氏體形變后的再結(jié)晶不但進(jìn)行得完全，而且再結(jié)晶后的晶粒還發(fā)生一定程度的長大，結(jié)果就會像圖3

24、.6中IIb所表示的不均勻的組織假如各種條件適當(dāng)，形變后的奧氏體只發(fā)生完全的再結(jié)晶，但沒有發(fā)生再結(jié)晶晶粒長大的機(jī)會，這時就會得到如圖3.6中IIc表示的晶粒細(xì)小均勻的組織,顯然IIc狀態(tài)是最有利的,這種狀態(tài)的獲得取決于軋制溫度和終軋溫度，還決定于冷卻速度和軋制變形量。圖3.7表示奧氏體再結(jié)晶晶粒的大小與奧氏體形變量的關(guān)系，只有足夠大的形變量才能獲得細(xì)小均勻的奧氏體晶粒這種細(xì)小均勻的奧氏體晶粒冷卻后圖3.6 熱軋過程中奧氏體再結(jié)晶示意圖就轉(zhuǎn)變成更加細(xì)小均勻的鐵素體組織。 3）把終軋溫度控制在950Ar3之間，如圖6中之III。此時形變奧氏體無條件進(jìn)行再結(jié)晶。鐵素體將直接從形變奧氏體轉(zhuǎn)變而成。這時

25、奧氏體晶粒不僅具有許多形變帶，而且鋼中的Nb等元素還以碳氮化合物的形式析出。它們一方面給鐵素體成核提供條件，一方面又起阻止鐵素體長大的作用。 綜上所述，為了限制形變奧氏體再結(jié)晶后的晶粒長大，需要降低軋制溫度和增加形變速度。要做到這點(diǎn)，就需要大幅度地增加軋機(jī)的壓力，目前這是難以實現(xiàn)的。好在人們發(fā)現(xiàn)添加Nb、Ti、V等元素，可以有效地提高形變奧氏體的再結(jié)晶起始溫度，從而有可能使軋制溫度不需降低的太多，就能有效地實施控制和限制奧氏體晶粒的再結(jié)晶和長大。圖3.7 奧氏體形變量對再結(jié)晶晶粒尺寸的影響圖3.8 微合金元素對奧氏體再晶的推遲作用圖3.7表示奧氏體再結(jié)晶晶粒的大小與奧氏體形變量的關(guān)系，只有足夠

26、大的形變量才能獲得細(xì)小均勻的奧氏體晶粒這種細(xì)小均勻的奧氏體晶粒冷卻后就轉(zhuǎn)變成更加細(xì)小均勻的鐵素體組織。圖3.8表示Nb、Ti、Al、V提高C-Mn鋼奧氏體再結(jié)晶起始溫度的作用。其中Nb的作用最強(qiáng)烈，添加0.05Nb即可使其再結(jié)晶起始溫度升高200多攝氏度，可為實現(xiàn)控制軋制提供有利條件。表3.3 80年代后開發(fā)的細(xì)晶強(qiáng)韌化熱強(qiáng)鋼的化學(xué)成分 (Wt)鋼種CSiMnPSNiCrMoWCuVNbAlBNP91/T910.08 0.120.200.500.30 0.600.20 max0.01 max0.40 max8.009.500.85 1.050.180.250.060.100.04 max0.0

27、60.07P92/P920.070.130.50 max0.300.600.02 max0.01 max0.40 max8.509.500.300.601.502.000.150.250.040.090.04 max.001.0060.03 0.07P122/T1220.070.140.50 max0.70 max0.02 max0.01 max0.50 max10.012.50.25 0.601.502.500.30 1.700.15 0.300.04 0.100.04 max.005 max0.04 0.10T23/P230.10max0.602.600.301.750.300.08.00

28、6Super304H0.100.200.809.0018.03.00.40.10表3.3列出P91T91以及繼它以后相繼出現(xiàn)的細(xì)晶強(qiáng)韌化熱強(qiáng)鋼的化學(xué)成分。為了與它們比較，在表3.4中列出了與上述新鋼種相應(yīng)含Cr量系列的傳統(tǒng)鋼種的成分。 表3.4 與新鋼種對應(yīng)的3Cr、9Cr、12Cr系列原有鋼種的成分 (Wt)鋼種CSiMnPSCrMoWVB3CrO.13O.64O.540.030.031.83O.600.45O.38O.0054102系列0.150.250.300.0300.0301.900.872.25CrMo1.000.602.601.139Cr0.150.250.38.000.90T9

29、1.0O.610.01.10EMl2系列0.150.20.650.81.38.5010.50.70 2.300.200.4012Cr0.170.51.010.000.800.35X20系列0.2312.501.200.35比較兩表可見新型熱強(qiáng)鋼都具有含量明顯低的C、S、P含量，都具有Nb、V等微合金化元素的添加，都對N、B等元素的含量有明確的控制。至于控軋的制度則難見公開介紹。強(qiáng)韌化取得的效果可在圖3.1、圖3.2上看到，可喜的是這種為常溫和低溫下使用的低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼強(qiáng)韌化開發(fā)的方法對熱強(qiáng)鋼的強(qiáng)韌化也是有效的。隨著常溫力學(xué)性能的強(qiáng)韌化，鋼的高溫抗蠕變強(qiáng)度也有明顯提高。 3.23.2細(xì)晶強(qiáng)韌

30、化熱強(qiáng)鋼的焊接性細(xì)晶強(qiáng)韌化熱強(qiáng)鋼的焊接性 3.2.1 3.2.1 焊接裂紋敏感性焊接裂紋敏感性傳統(tǒng)的熱強(qiáng)鋼由于必須確保一定的Cr、Mo、V含量。必需確保足夠的C含量，因此，其焊接裂紋的敏感性比較高。焊接時需要謹(jǐn)慎防止延遲裂紋和再熱裂紋的產(chǎn)生。通常采用較高的預(yù)熱溫度和周全的后熱措施。如焊接12Cr的X20鋼時，預(yù)熱和層間溫度需保持在250300?？墒潜?.3所列T122P122鋼的斜Y形拘束裂紋實驗表明，這種鋼只需要200預(yù)熱，就可確保裂紋率為零。相對于相同Cr含量系列的傳統(tǒng)熱強(qiáng)鋼，細(xì)晶強(qiáng)韌化的熱強(qiáng)鋼對焊接裂紋的敏感性明顯低，可以理解，這主要是由于這類鋼的C、S、P等元素含量低，鋼的純凈度高的貢

31、獻(xiàn)，同時也是由于鋼材具有高的韌性之故。從獲得完整無缺陷的接頭的角度看，這類鋼的焊接性比傳統(tǒng)的熱強(qiáng)鋼要好的多，但是在接頭性能方面，卻會遇到焊縫的韌性遠(yuǎn)低于母材，接頭HAZ出現(xiàn)蠕變強(qiáng)度劣化的矛盾。 3.2.2 3.2.2 焊縫韌性焊縫韌性P91T91鋼應(yīng)用過程中，遇到較為突出的問題是接頭韌性低下，這可以從各國介紹這種鋼的力學(xué)性能和工藝性能的報道中看到，早期的文獻(xiàn)在介紹這種鋼良好的高溫性能以及優(yōu)良的熱加工和焊接性之后，流露出了接頭韌性遠(yuǎn)低于母材的現(xiàn)象。圖3.9、圖3.10為日本三菱重工在1985、1987年報道的焊接接頭韌性數(shù)值，并指出“焊接這種鋼所采用的焊材其韌性不能說是十分充分的，尤其對手工電弧

32、焊焊接厚壁管來說更有改進(jìn)的必要”。圖3.9 P91鋼焊接接頭韌性 圖3.10 P91厚壁管焊接接頭韌性 從這些數(shù)據(jù)可以看出： 1）韌性的主要問題出在焊縫金屬，其韌性值僅為2770J，而母材，HAZ和熔合線的韌性值分別達(dá)220J、200J、70J。 2）隨著管徑的增加，壁厚的增加，焊縫金屬韌性低下的現(xiàn)象更為突出：其中小徑管韌性最高，中徑管(14020mm)的韌性值處在小徑管的下限（僅為2740J），大徑厚壁管（470150mm）的韌性只有1940J，上述數(shù)據(jù)代表了80年代后期日本的水平。經(jīng)過10來年的努力，這一問題獲得了一定的緩解。1995年曼內(nèi)斯曼提供的韌性數(shù)據(jù)如圖10。 圖3.11中給出手工

33、電弧焊三種焊接位置所得焊縫的韌性值，三種位置的韌性值基本相同，均在 4075J之間。埋弧焊的水平略高，為4090J。圖中還給出焊后經(jīng)過兩次高溫回火，使焊縫的韌性分別增到7595J和70125J。盡焊縫韌性水平有了一定的提高，但是與母材、與其它熱強(qiáng)鋼相比，焊縫韌性低下的問題仍需繼續(xù)研究。 近年來我國的實踐也暴露了焊縫韌性偏低的問題，不僅如此還發(fā)現(xiàn)焊縫的韌性對線能量和層間溫度極其敏感。甘肅火電公司楊建民等的工作說明采用大線能量、高層間溫度(60KJ/cm、250350)時焊縫韌性僅為3.919.5J/cm2；而采用25KJ/cm、220250的線能量和層間溫度時焊縫韌性就升到了73.2113.6J

34、/cm2。已經(jīng)公布的資料表明P23/T23鋼也有這樣的特點(diǎn)，VaUourec-Mannesmann公司介紹常溫下T23母材的沖擊值達(dá)250J/cm2，焊接以后，熱影響區(qū)的沖擊值為232J/cm2，而焊縫的沖擊值僅為77J/cm2?？梢姾缚p韌性遠(yuǎn)低于母材，這是這類鋼的共同點(diǎn)。 3.2.3 HAZ3.2.3 HAZ的蠕變強(qiáng)度劣化的蠕變強(qiáng)度劣化鐵素體類熱強(qiáng)鋼焊接后，在其HAZ出現(xiàn)一個蠕變斷裂強(qiáng)度(Creep rupture strength)低于母材的區(qū)域，導(dǎo)致焊后接頭CRS低下，這是一個普遍的問題。隨著鋼材熱強(qiáng)性的提高，這一問題表現(xiàn)得尤為嚴(yán)重。P9lT9l是一種圖3.11 埋弧焊及手工焊金屬的韌性

35、高合金鐵素體類鋼，具有良好的熱強(qiáng)性，其接頭CRS的低下與熱影響的軟化層有關(guān)。 近年來，通過熱模擬研究表明：P9lT91鋼焊接HAZ存在一個CRS下降區(qū)（以下簡稱CRSDZ），該區(qū)域處在焊接過程中受8501100加熱的范圍，如圖3.12所示，即自AC1點(diǎn)開始下降，至925降至最低值，超過950后又逐步恢復(fù)到母材的原始水平。將軟化層與CRSDZ進(jìn)行了對比，發(fā)現(xiàn)二者并不重合。上 圖3.12 P91熱影響區(qū)CRS下降區(qū)下 圖3.13 P91熱影響區(qū)軟化區(qū)圖3.13表示，軟化層的區(qū)間在850925范圍內(nèi)，它的谷底溫度為875，由此可見不可把軟化層和CRSDZ混為一談。通過熱模擬研究了多層焊的CRSDZ，

36、發(fā)現(xiàn)第一層CRSDZ受到第二次950加熱后，在第一層熱循環(huán)峰值溫度為8001000的區(qū)域?qū)⒊霈F(xiàn)明顯的CRS低下，第一層熱循環(huán)峰值溫度大于1000的區(qū)域由于在隨后的高溫回火中析出了稠密的（Nb、V）N，使CRS逐步恢復(fù)。以上研究說明，不論是單層焊還是多層焊總是存在一個CRSDZ區(qū)域，顯然將導(dǎo)致接頭的CRS劣化。3.3. 3.3. 克服接頭性能劣化傾向的途徑克服接頭性能劣化傾向的途徑3.3.1 3.3.1 焊縫韌性改善的途徑焊縫韌性改善的途徑由現(xiàn)今的電弧焊接工藝焊接得到的焊縫，不可能取得控制軋制和形變熱處理的機(jī)會，不可能由此獲得以極微細(xì)顆粒彌散析出的Nb、V碳氮化合物和高度細(xì)化了的晶粒，即不具備細(xì)

37、晶強(qiáng)韌化的韌化條件，相反，由于熔池的高溫以及快速的凝固冷卻，熔敷金屬中的Nb、v等微合金化元素可能仍大部分固溶在金屬中，不僅不能有助于細(xì)化晶粒、韌化焊縫，反而通過固熔強(qiáng)化而降低焊縫韌性?？梢哉J(rèn)為這是焊縫韌性低的根本原因，也就是說現(xiàn)代的電弧焊技術(shù)還不可能使這種鋼的焊縫韌性達(dá)到和母材相當(dāng)?shù)乃健?1）焊接方法對焊縫韌性的影響 由圖3.9和圖3.10可以看出，在其它條件相同的情況下，焊接方法對焊縫韌性有一定的影響，TIG焊縫優(yōu)于埋弧焊焊縫和手工電弧焊焊縫。對此現(xiàn)象，三菱重工認(rèn)為焊縫韌性與焊縫含氧量有關(guān)，認(rèn)為降低焊縫的氧含量可以改善焊縫的韌性，但相關(guān)的研究報告還未見到。 2）t8/5對焊縫韌性有顯著影

38、響。波蘭焊接研究所得到P91鋼韌性與t8/5的關(guān)系如圖3.14。該圖表明，韌性不僅對t8/5敏感，而且對焊后的第一次回火的溫度敏感。焊縫在焊態(tài)下經(jīng)過550再加熱，其韌性惡化得特別厲害。 3）焊接材料對焊縫韌性的影響 目前各國推薦使用的P91T91焊接材料（焊絲、焊條）有不少品種，比較這些材料的熔敷金屬成分，可以圖3.14 P91模擬熱循環(huán)試樣韌性與t85的關(guān)系 發(fā)現(xiàn)以下共同點(diǎn)：它們的Cr、Mo含量都是取母材的下限，C含量不僅取其低限，并且大多低于0.08，S、P含量都在0.01以下。這些焊材主要成分差別是微合金化元素Nb、N、Al的含量，它反映了人們在不損害P91鋼優(yōu)異的高溫性能的同時，為獲得

39、盡可能充分的焊縫韌性所做努力的著眼點(diǎn)。 施工中改善焊縫韌性的措施： 雖然焊縫沒有控軋和形變熱處理的機(jī)會，不能獲得像母材那樣細(xì)的晶粒，但盡可能使焊縫的晶粒細(xì)仍然是改善韌性的主要途徑。焊縫的一次結(jié)晶為粗大的柱狀晶。減小焊縫的一次結(jié)晶晶粒尺寸，目前可行的方法就是控制線能量。通過限制焊接熔池的體積和降低熔池溫度來減小一次結(jié)晶晶粒尺寸。從這個角度出發(fā)，脈沖TIG焊有可能取得明顯效果。焊縫的二次組織的晶粒尺寸也與韌性有密切關(guān)系，細(xì)小的二次晶粒有細(xì)小的解理平臺可獲得較高的韌性。二次晶粒大小除了與一次晶粒的尺寸有關(guān)、與二次結(jié)晶時的冷卻速度有關(guān)外，還與焊縫金屬中的氧化夾雜有關(guān)。隨著焊縫中的含氧量減少，夾雜物的成

40、分也發(fā)生變化，彌散分布的細(xì)小的夾雜有利于在轉(zhuǎn)變時成為核心。利用這一特性，在控軋的低合金高強(qiáng)鋼中，利用細(xì)小彌散的Al203夾雜促使焊縫的二次組織形成眾多的針狀鐵素體而改善焊縫的韌性。因此，降低焊縫的含氧量，研究焊縫金屬的夾雜物，使之促進(jìn)焊縫形成細(xì)小的馬氏體、貝氏體組織也是改善焊縫韌性的途徑。從控制焊縫成分角度考慮，氧含量的降低、P、S、C等雜質(zhì)元素的控制是顯然的，除此以外，還應(yīng)限制Nb、V等微合金化元素，在焊接條件下，既然它們不可能充分地從固溶狀態(tài)析出，就應(yīng)適量限制其含量，以免破壞焊縫金屬韌性。國外許多焊接P91T91鋼的商品焊材的含Nb量?？刂圃?.020.04是可以理解的。與此同時N含量也應(yīng)

41、嚴(yán)格限制。為了提高韌性可以考慮適當(dāng)添加Ni含量，這也就是為什么在許多商品焊材中可以看到常會含有高達(dá)0.9的Ni的原因。 控制焊道的厚度是很實用的措施，把焊道厚度控制在34mm以下，使先焊焊道不至于經(jīng)受后焊焊道的低于750的熱影響，從而避免焊態(tài)的焊縫金屬經(jīng)受較低溫度的熱影響而致脆。 適當(dāng)延長回火處理時間，也是改善韌性的有效和可行的措施。不僅Mannesmann和波蘭焊接研究所有此介紹，河南火電一公司也有這方面的實踐結(jié)果。這可能是使焊縫金屬中的Nb、V有更充分的析出時間。 3.3.2 3.3.2 改善接頭蠕變強(qiáng)度的途徑改善接頭蠕變強(qiáng)度的途徑 美國ORNL測試了P91T91鋼焊接接頭的蠕變斷裂強(qiáng)度，

42、并與母材作了比較，如圖3.15所示。 圖3.15 P91鋼焊接接頭CRS試驗結(jié)果 統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)接頭CRS與母材CRS平均值的比值分布在0.671.1的分散帶內(nèi)。其中比值接近于“l(fā)”的占總實驗數(shù)的25。這組數(shù)據(jù)一方面進(jìn)一步證實了P91T91鋼焊接接頭CRS有會比母材低的傾向，另一方面也提示人們：盡管焊接以后不可避免地存在CRSDZ區(qū)域。但是還有可能令接頭的CRS水平與母材的相當(dāng)，這種概率也有25左右。它將鼓勵人們探求不使接頭CRS大幅度降低的措施。 這些措施有： 從焊接熱過程的角度考慮，減小HAZ中8001000受熱區(qū)間的寬度和停留時間，無疑是有利的。焊后熱處理工藝對接頭CRS性能的利弊，目前尚無定

43、論，持樂觀看法者認(rèn)為延長回火時間有利于改善接頭CRS，持相反觀點(diǎn)者認(rèn)為PWHT會加劇軟化而降低CRS，但從前面的討論來看，軟化層與CRSDZ并不等同，因此對PWHT的作用，特別是PWHT對P91T91CRSDZ的影響，還必須進(jìn)行深入研究。適當(dāng)犧牲母材的熱強(qiáng)性，減少母材與CRSDZ的蠕變強(qiáng)度差異，經(jīng)過研究證明可以提高接頭CRS，甚至達(dá)到母材CRS大致相當(dāng)?shù)乃?。在Cr、Mo含量一定的情況下，P91的CRS主要受C、Nb、N等微合金化元素影響，C、Nb含量增加，鋼材的CRS增加。降低C、Nb含量，可獲得CRS較低但能滿足需要的母材，從而提高接頭的CRS。接頭CRS降低的程度與作用力和熔合線的角度有

44、關(guān)，當(dāng)作用力與熔合線成45時CRS下降最大，因此研究坡口形式對接頭CRS的影響也是有實際意義的。 綜上所述，鋼質(zhì)的凈化、碳含量的降低、材料塑韌性的提高，顯著地改善了鋼材的工藝焊接性，但母材優(yōu)異的綜合性能突出了與一次晶粒粗大的焊縫和經(jīng)受焊接高溫作用的熱影響區(qū)的矛盾。這一矛盾不僅在熱強(qiáng)鋼種存在，在所有的金屬材料中都會遇到。冶金工作者做了很多努力，提高了這類鋼材抵抗焊接高溫加熱的能力，如開發(fā)了大線能量用鋼，緩和了熱影響區(qū)的矛盾。但是母材性能和焊縫性能間的矛盾只有待焊接技術(shù)的突破才能解決。凈化焊縫金屬對焊縫合理的合金化、細(xì)化焊縫的一次結(jié)晶、進(jìn)一步細(xì)化二次組織都是解決這一矛盾的原則。但在工程中有效地使這

45、些原則付諸實施還需要作很多研究工作。以上是從力求焊接接頭各部位等強(qiáng)的角度出發(fā)考慮。從另一角度考慮，焊縫的韌性與母材的相差多少才不會防礙充分發(fā)揮母材的性能優(yōu)勢?也是需要作很多研究工作?？傊梢哉f，新材料對焊接技術(shù)提出了挑戰(zhàn)，它定會促使焊接技術(shù)和理論又將有一新的提高和突破。4 4新型鐵素體鋼熱強(qiáng)鋼的性能新型鐵素體鋼熱強(qiáng)鋼的性能4.1 T914.1 T91P91P91鋼鋼 改良型9Cr-1Mo鋼，即T91/P91鋼是70年代至80年代，美國以原9Cr-1Mo鋼為基礎(chǔ)（即P9和T9）加上強(qiáng)化元素V、Nb、N等研究的一種變質(zhì)新鋼種，過去曾被稱為超9Cr 鋼（Super 9Cr）。90年代中期出現(xiàn)在國內(nèi)

46、安裝的進(jìn)口機(jī)組中，現(xiàn)在已經(jīng)在我國的大型電站鍋爐上較普遍采用。其主要特點(diǎn)是降低了含碳量，同樣是多元復(fù)合強(qiáng)化，但各合金元素含量控制極嚴(yán)格，從而改善了鋼的塑韌性和焊接性，提高了鋼的高溫穩(wěn)定性，其600時的持久強(qiáng)度比F11和F12提高了近70%。 T91、P91鋼已列入發(fā)達(dá)國家的鋼號標(biāo)準(zhǔn)，具體的有： 美國（ASTM和ASME）： A-213 T91 鐵素體和奧氏體合金鋼鍋爐過熱器和熱交換器無縫鋼管。 A-335 P91 高溫管道用鐵素體鋼無縫鋼管。 A-182 F91 高溫用鍛軋合金鋼管、法蘭、鍛制管件和閥門和其它部件。 法國（國家標(biāo)準(zhǔn)NF）： NFA-49213 鋼號TUZ10CDVNb09-01過

47、熱器和熱交換器用鐵素體合金鋼熱軋和冷拔無縫鋼管。 西德（國家標(biāo)準(zhǔn) DIN17175）： X10CrMoVNb91 （材料號 NO.1.4903） 4.1.1 T91/P91鋼的化學(xué)成分與力學(xué)性能 1）T91/P91鋼的化學(xué)成分與力學(xué)性能見表1、表2。表1 美國ASTM A213-T91、A335-P91過熱器和熱交換器用無縫鐵素體合金鋼管的化學(xué)成分表（）元素CCrNiMoVNbNAlSiMnSPT9l、P910.080.128.009.500.400.851.050.18O.250.060.100.030.070.040.200.500.300.600.0100.020表2 美國ASTM A2

48、13-T91、A335-P91鍋爐、過熱器和熱交換器用無縫鐵素體合金鋼管機(jī)械性能抗拉強(qiáng)度b屈服強(qiáng)度s延伸率5MPaKgf/mm2MPaKgf/mm2標(biāo)距50mm %58559.741542.320圖1：T91、EM12、X20CrMoV121鋼沖擊韌性比較 2）T91鋼的沖擊韌性 T91鋼的沖擊韌性與溫度（6080）的關(guān)系以及與EM12、X20CrMoV121的比較如圖1所示。從圖上可以看出，T91鋼的沖擊韌性和脆性轉(zhuǎn)變溫度的高低均明顯優(yōu)于同類鋼X20CrMoV121和EM12。 3）金相組織 T91、P91鋼管在正火回火熱處理后的金相組織為回火馬氏體組織。實際上，經(jīng)過高溫回火，其組織應(yīng)稱為回火索氏體組織，其組成為鐵素體加碳化物。由于是馬氏體分解形成的碳化物，所以顆粒很細(xì)，主要是M23C6型和V、Nb碳化物。同樣，鐵素體也是由馬氏體分解而成，因而鐵素體晶格尚有畸變，并有大量