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    電廠用新型抗蠕變鋼管的持久強度分析評價
    發布者:不銹鋼管廠(www.wuhansk.cn) 發布時間:2020/4/23 閱讀:314

     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為HCM12、HCM23和7CrMoVTiB10-10。HCM12為12%的鉻鋼,包含30%δ-鐵素體的馬氏體顯微結構,HCM2S和7CrMoVTiB10-10為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產效率,這不僅指節約能源,而且還包括減少廢物的產生和限制環境污染。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。
     
     為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為鐵素體—馬氏體顯微結構鋼,它是由眾所周知的鋼號X12CrMo91和X20CrMoV121所開發出來的。


    1. T91/P91鋼持久強度評價

     在一系列新開發出的材料中,第一種是T91/P91鋼,原始開發地在美國(DIN表示法:X10CrMoVNb91),這種鋼材目前已大量在商務上使用,并遍及全世界。不僅用于常規電廠,還用于高效率的先進電廠,特別在歐洲和日本用得很普遍,在X10CrMoVNb91鋼的基礎上進一步開發,具有將鎢作為合金加入的特性,這些材料表示為:NF616、HCM12A和E911。這些鋼材最重要的材料性能是蠕變斷裂強度,在元部件設計中保證持久蠕變和蠕變斷裂強度的統計資料是很重要的,在溫度為500~700℃范圍內對X10CrMoVNb91鋼做了試驗,得到了許多試驗結果,累計試驗時間估計為(8~10)×106h,圖給出了得到的數據范圍的印刷資料。圖中所畫的曲線是根據日本、美國和歐洲總計69次試驗材料的MFI評定結果繪制出來的。該評定的特征值是在600℃時90MPa的105h蠕變斷裂強度。其它條件下的評定可得到不同的持久蠕變斷裂強度估計值。例如,由Oak Ridge國家實驗室(ORNL)在1983年做的評定,得到的是600℃時98MPa的105h的蠕變斷裂強度。在ASME標準中所規定的元部件設計許用應力就是在該評定基礎上制定的,用同樣的方法在1990年做的評定得到的都是93MPa值,可是,1981年在MFI做的第一次評定得到的是84MPa的較低值,與1992年所作的評定比較,該評定是在其一半數據點的基礎上進行的,兩次評定的差值還是因基本數據的大小和性質不同引起的,比如,數據的多少及試驗時間的長短。四次評定結果(ORNL和MFI)見圖4。ORNL估算值是通過實驗數據的參數評定得到的。在限定評定數據的數量時,參數評定結果會導致蠕變斷裂強度估計值過高,而MFI使用的圖表平均法會導致蠕變斷裂強度保守的估計值。當評定的基本數據較大且包括長斷裂時間的數據點時,兩種估計值收斂于一點。差值僅由評定方法不同而產生出來,所以差值相對較小。


    2. NF616、HCM12A和E91含鎢鋼的持久強度評價

     目前,歐洲蠕變合作委員會(ECCC)正用各種方法對大量的實驗數據作評定,以把其可靠的持久蠕變斷裂值納入歐洲標準中。截至目前,對鎢合金鋼所得到的實驗數據很少,表2和表3給出了新開發的試驗用材料的概況。首先考慮兩種日本鋼材NF616和HCM12A,可注意到,盡管有相對較大數量的材料,每種材料又有幾個樣品用來試驗,但試驗時間非常地短,例如,用315個試品試驗,只使用148個樣品斷裂,斷裂時間小于100h,真正的長期范圍,在試驗時間方面應大于30000h,對NF616和HCM12A,每次只得到一個斷裂點,且對于10000~30000h的時間范圍,所得到的斷裂數據在數量上相對地小,上述說明參考1993年1月或1992年12月刊物上的數據,以后的刊物在長試驗時間范圍內的試驗值沒有表明有任何大的變化。按照德國及歐洲的條件,這樣的基本數據不允許用來估計105h的蠕變斷裂強度值。要做這樣的一個估計,最低要求是:至少用3種材料,對斷裂時間大于30000h的數據點,每一個都必須在三種溫度下進行試驗。盡管長期試驗數據有這方面的不足,但許用應力值最近已經納入標準中,對NF616放在標準2179款中,對HCM12A放在標準2180款中,該ASME鍋爐和壓力容器標準的要求已正式實施。持久蠕變斷裂強度值的估計是在數據的拉森—米勒參數評定的基礎上進行的。對于NF616,在600℃時105h蠕變斷裂強度估計為132MPa,如果是X10CrMoVNb91,我們已經發現:由于評定的數據量的增大而使持久蠕變斷裂強度的估計值有所下降。例如,1990年制造廠提出:600℃時,105h 的蠕變斷裂強度為157MPa。


     目前還有報告認為132MPa的值太高,除上面提到的實驗數據的不合適,更主要的是鎢的沉淀過程所起的重要作用。日本調查表明,鎢主要以Laves相的形式沉淀(圖5),當鎢加入鋼中,曝光時間小于100h,它主要成固溶態,但當在600℃,曝光時間大于105h時,保持為固溶狀態的鎢的量僅有30%。在拉森—米勒的評定中,假定時間和溫度是可互換的,低溫下長時間的試驗和高溫下短時間的實驗是等效的。例如,在拉森—米勒參數中,C=35時,600℃,105h的試驗與700℃,8h的實驗是等效的,在日本的評定中,在700℃時試驗時間比8h更小的情況下,恒值C的計算值比36還要大。與此相反,700℃時大于8h的顯微結構狀況是無法與600℃時大于105h 的狀況相比。因為蠕變斷裂強度主要取決于顯微結構狀況,而拉森—米勒參數的試驗條件的互換是不允許在這種情況下進行,固溶狀態的鎢比沉淀形式(Laves相)的鎢效應強,這樣,斷裂時間小于100h的所有實驗數據導致600℃~650℃的只以技術溫度范圍內持久蠕變斷裂強度的過高估計。這一點很容易用同樣的數據采用新的拉森—米勒參數評定方法來證實,但是必須在刪除短時間的數據點之后進行,這樣的評定得到600℃時105h 的蠕變斷裂強度在110MPa和120MPa之間,這些值只能被看作為試驗性的,為了對蠕變斷裂強度作出可靠的估計,絕對需要進行足夠量的持久蠕變試驗。


     HCM12A的蠕變斷裂特性也被認為是一樣的,在關于該鋼的文獻中沒有出現沉淀相,不管怎樣,考慮到鎢的含量,可以假定將該鋼表示為相似的方式。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,因為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相位沉淀顯微結構的穩定性,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鋼的試驗范圍很小。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在實驗室和產品生產時的現行試驗狀態。至今最長的試驗時間已有24000h或12000h。另外,還得到了兩種不同產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,因為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,這是因為以將其作為前進中的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,焊后熱處理需要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。按照美國操作的標準,對于要使用的材料,只有ASME標準中規定的許用應力值是不夠的,材料需經ASTM進行確認;诂F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(焊接和釬焊質量部分),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鋼的持久強度評價

     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轉換為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,在焊后狀態條件下得到最大硬度為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鋼持久強度評價

    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、鈮、硼和氮引起的固溶和沉淀硬化效應,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?紤]到鎢的沉淀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鋼的持久強度評價

     為了通過加入合金礬、鈦、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℃的溫度范圍內,能使用外推法判定蠕變斷裂強度試驗時間達105h。為了保證估計值的準確性,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。焊后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,為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,作為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產。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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