42超超临界锅炉用钢SA335P92焊接性试验研究28图文.docx

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42超超临界锅炉用钢SA335P92焊接性试验研究28图文

超超临界锅炉用钢SA-335P92焊接性试验研究

卢征然王炯祥亓安芳傅育文

（上海锅炉厂有限公司,上海200245

摘要:

超临界、超超临界机组的关键技术是多方面的,在设计和制造上都有高难技术,但热强性高、工艺性好、价格低廉的材料的开发、应用是最关键的。

本文介绍了超超临界锅炉用钢SA-335P92材料的性能,并通过多种焊接性试验和焊接接头力学性能试验,了解了该钢的焊接性及焊接接头的机械性能,初步掌握了其焊接工艺,为工厂生产应用打下了基础。

关键词:

超超临界锅炉用钢焊接性试验焊接接头力学性能

0前言

随着电力工业的发展和全球对环境问题的日益关注,节约一次能源,加强环境保护,减少有害废气排放,降低地球温室效应已引起国内外的高度重视,提高火电机组的热效率采用超临界、超超临界机组是防止环境污染的有效途径之一。

因此提高火电发电机组的蒸汽温度和压力已势在必行。

目前和未来发电机组的发展趋势:

（1延长机组的使用寿命。

为此要求开发使用高温性能优良、性能稳定和工艺性能良好的材料;

（2保护环境和节约能源,需要开发高经济性、高效率、高参数（压力、温度的大容量机组（超临界、超超临界机组,为此必须研究开发相适应的高温材料。

超临界、超超临界机组的关键技术是多方面的,在设计和制造上都有高难技术,但热强性高、工艺性好、价格低廉的材料的开发及应用是最关键的。

火电机组用钢主要可分为二大类:

奥氏体钢和铁素体钢。

以往的电站锅炉承压部件用钢主要是碳钢、低合金Cr-Mo钢和奥氏体不锈钢,低合金Cr-Mo钢的最大不足是其高温蠕变断裂强度低,因此低合金Cr-Mo的使用温度受到很大的限制,如对于过热器、再热器出口集箱及连接管道,目前常用的P22铁素体耐热钢的极限许用温度为550℃,12Cr1MoV的极限许用温度为565℃,而且随着参数的提高管壁厚度增加,导致了成本的上升和工艺的复杂性。

因此在早期开发的超临界、超超临界机组中,大量使用了奥氏体钢,如TP304H、TP347H等。

由于选用奥氏体不锈钢不仅使制造成本提高,而且存在着奥氏体钢与铁素体钢异种钢接头的焊接问题和异种焊缝金属早期失效的危险,甚至还会出现应力腐蚀的问题。

虽然奥氏体钢比铁素体钢具有更高的热强性,但奥氏体钢膨胀系数大,导热性差,工艺性能欠佳,抗应力腐蚀能力低,热疲劳和低周疲劳性能（特别是厚壁件比不上铁素体钢。

针对这一情况,20世纪70年代美国燃烧工程公司与美国橡树岭国家实验室在9Cr1Mo钢的基础上,加入少量的V、Nb等元素,应用固溶和弥散强化的理论,开发了9Cr1MoVNb（P91/T91耐热钢,使钢的各方面性能得到了很大的改善,具有高的抗氧化性能和高温持久性能。

P91/T91钢已在锅炉承压部件中得到了广泛的推广应用。

但由于P91钢的极限许用温度也仅为585℃,已不能满足超临界、超超临界机组发展的需要,为此美、日、德等工业发达国家先后在P91的基础上进一步研制、开发了强度等级更高的P92等铁素体钢。

目前,美、日、德等工业发达国家对P92等铁素体钢的全面试验研究正在进行,而国内对P92等铁素体钢系统、全面的试验研究还不多见。

由于我公司在制造300MW亚临界机组的管道时P91的壁厚已达到95mm,如果在超临界、超超临界机组中继续采用P91钢管则该钢管的壁厚将有较大的增大,而管壁壁厚过厚不仅提高了成本和工艺复杂性而且对锅炉的运行安全带来一定的威胁。

故在设计制造超临界、超超临界机组中用强度等级更高的P92等铁素体钢代替P91制造厚壁高温高压集箱和管道势在必行。

本试验结合我厂现有设备,对SA335P92钢管进行了焊接性、焊接接头和各种热处理条件下的焊接接头力学性能试验。

通过对SA335P92钢管的试验研究,确定P92钢焊接的最佳焊接焊接工艺及焊后热处理规范参数。

1SA-335P92钢的材料化学成分和力学性能

1.1材料供货热处理状态

试验采用法国VALLOUREC公司提供的SA-335P92φ303.75×61.875mm钢管,钢管以正火和回火状态供货,其规范为:

正火1050℃、空冷,回火760℃、空冷。

1.2化学成分（见表1

表1SA-335P92钢的化学成分分析（%

1.3室温力学性能试验（见表2

表2SA-335P92钢的室温力学性能

2SA-335P92钢的焊接性试验

试验采用法国VALLOUREC公司提供的钢管,进行插销冷裂纹试验、斜Y型坡口焊接裂纹试验、模拟热影响区冲击韧性试验。

通过不同的预热温度及焊后热处理条件来评定钢材的冷裂敏感性及焊后热处理对焊接接头机械性能的影响,确定最低预热温度,最佳焊后热处理规范及焊接工艺规范参数。

2.1插销冷裂纹试验

试验采用手工电弧焊。

焊前对P92钢不预热、预热100℃、预热150℃和预热200℃情况

下进行试验,确定P92钢产生冷裂纹的临界断裂应力,从而最终确定P92钢不产生冷裂纹的预热温度。

（1插销试验的试件形状、尺寸及试样制备、试样加工、试验条件和试验过程均按GB9446《焊接用插销冷裂纹试验方法》中的规定进行。

（2试验条件:

试验焊条:

THERMANITMTS616φ4.0mm。

焊接规范:

I=160±5AV=24±2V。

焊接速度:

150±10mm/min。

（3试验结果:

插销试验在不同的预热温度组合条件下进行,试验结果见表3,及图1。

插销试验后,对断口进行电子扫描电镜试验,断口形貌照片见图2~5。

表3SA335-P92插销试验结果

从表3及图1的（σ-lgt的插销试验结果可以看出:

P92钢的冷裂敏感性较大,当试板焊前不预热,焊后也不后热处理时,插销试验开裂的临界应力很低,仅310.7Mpa,断口形貌为沿晶断裂,当试板采取预热措施后,插销试验临界应力均明显提高。

试验结果清楚表明:

插销试验开裂的临界应力随试板预热温度的升高而提高,预热100℃时,开裂的临界应力由不预热的310.7MPa提高到385Mpa,已达到母材实际屈服强度的70%,此时,其断口形貌主要为解理+准解理断口。

预热150℃时,开裂的临界应力为549.55Mpa,已达到母材实际屈服强度（547Mpa,此时,其断口形貌转变为准解理+少量韧窝断口。

预热200℃时,尽管将拉伸应力提高到大大超过材料的屈服强度（630Mpa;644Mpa,经24小时加载后,试棒仅发生屈服变形,未发生开裂。

同时可见,

图2（不预热沿晶断口形貌

图3（预热100℃解理+准解理、二次裂纹

图4（预热150℃准解理、二次裂纹图5（预热150℃断口上的韧窝形貌

图1P92钢插销试验σ-lgt曲线图

P92钢的临界应力σcr是焊前预热温度的函数,提高预热温度,σcr增加。

对焊接接头而言,接头中的残余应力最大允许值为σs。

当预热到≥1500C焊接时,σcr已经接近了母材的σs,即焊前预热到150℃温度以上,可以有效防止焊接冷裂纹的产生。

所以SA335-P92在150~200℃预热条件下可有效地防止焊接冷裂纹的产生。

2.2斜Y型坡口焊接裂纹试验

（1斜Y型坡口焊接裂纹试验的试件形状尺寸及试验条件按GB4675.1《焊接性试验斜Y型坡口焊接裂纹试验方法》中的规定进行。

（2试验条件

试验用钢板:

SA-335P92:

φ339×27mm钢管锯切后刨成δ=20mm的板。

试验用焊条:

THERMANITMTS616φ4.0mm。

焊接规范:

I=160±5AV=24±2V。

焊接速度:

150±10mm/min。

（3试验结果

试验条件及结果见表3

防止焊接裂纹的产生。

2.3热模拟埋弧焊焊接热影响区冲击试验

2.3.1热模拟埋弧焊焊接热循环参数的确定

（1计算法

在焊接热循环的基本参数中,对接头力学性能影响最大的参数是峰值温度和冷却速度,冷却速度亦可用冷却时间来表示（如最常用t8/5。

这些参数都可通过计算来确定。

根据产品的实际情况,确定按三维传热条件进行计算,其计算公式为:

1.峰值温度TP的计算公式;TP=1/（TP-T0=4.13ρCty/E’+1/（Tm-T0

2.冷却时间t8/5的计算公式;t8/5=（0.67-5.10-4T0ηE〔1/（500-T0-1/（800-T0〕ψ3

式中Tm为母材的熔点;T0为母材的初始温度;

ρ为母材的密度,对于钢为7.8×10-6（Kg/mm3;

C为比热容（J/g.K,对于钢为0.67（J/g.℃;

t为母材的厚度（mm;y为所计算点离熔合线的距离（mm;

E为热输入热量（J/mm;E’为有效输入热量（J/mm;

η为热效率系数,对于埋弧焊该系数为1;ψ3为焊缝成形系数

根据计算峰值温度TP约为1200℃~1310℃。

冷却时间t8/5当热输入量为18.7KJ/cm时,t8/5=17.9s;输入量为24.7KJ/cm时,t8/5=23.5s。

为更方便而迅速地求解冷却时间t8/5,德国和日本的有关专家在大量试验的基础上,发展并绘制了便于查找的适用于各种焊接方法的曲线图。

经查找;当热输入量为18.7KJ/cm时,t8/5=17.5s;当热输入量为24.7KJ/cm时,t8/5=23.8s。

⑵实测法

考虑到焊接热影响区中,组织变化最剧烈和最危险的区段是加热到1300℃~1400℃的高温带及实际生产时焊接规范参数的波动情况,最后确定焊接热循环的参数如下;

热模拟焊接热循环参数1.

⑴预热温度:

200℃:

⑵焊接规范参数:

热输入量为18.7KJ/cm（I=400AU=35VV=450mm/min;

⑶焊接热循环参数:

Tmax=1320℃,室温~1320℃为20秒,1320℃保温1秒,

1320℃~1100℃为5秒,1100℃~800℃为12秒,800℃~500℃为22秒,

500℃~300℃为44秒,300℃~150℃为60秒。

热模拟焊接热循环参数2.

⑴预热温度:

200℃:

⑵焊接规范参数:

热输入量为24.7KJ/cm（I=500AU=36VV=450mm/min

⑶焊接热循环参数:

Tmax=1320℃,室温~1320℃为20秒,1320℃保温1秒,

1320℃~1100℃为6秒,1100℃~800℃为14秒,800℃~500℃为26秒,

500℃~300℃为48秒,300℃~150℃为60秒。

考虑到实际生产中,实际预热温度将超过200℃及层间温度对热循环参数的影响,在热模拟焊接热循环参数2.的基础上,对热循环参数稍作调整,另模拟了一组如下焊接热循环参数。

热模拟焊接热循环参数3.

Tmax=1320℃,室温~1320℃为20秒,1320℃保温1秒,1320℃~1100℃为6秒,1100℃~800℃为14秒,800℃~500℃为28秒,500℃~300℃为48秒,300℃~150℃为60秒。

2.3.2热模拟埋弧焊焊接接头热影响粗晶区冲击试验

为比较焊接规范参数及焊后热处理对埋弧焊焊接接头热影响区粗晶区冲击韧性的影响,共制备了10组模拟焊接热影响区粗晶区试样,冲击试验结果见表4。

试验结果表明:

1.焊接时的热输入量对埋弧焊焊接接头热影响区粗晶区的冲击韧性有一定的影响,在同样的热处理条件下,热循环参数2（热输入量为24.7KJ/cm的冲击韧性比热循环参数1（热输入量为18.7KJ/cm的冲击韧性高。

这一点与德国Thyssen公司的试验结果（5G位置的冲击韧性高于1G位置的冲击韧性有一定的相似性。

但不能据此断定,热输入量大有利于埋弧焊焊接接头热影响区粗晶区的冲击韧性,也许,在一定的范围内,适当增加焊接时的热输入量有利于提高埋弧焊接接头热影响区粗晶区冲击韧性。

表4焊接规范参数及焊后热处理对P92钢冲击的影响（J

2.热处理规范参数对埋弧焊焊接接头热影响区粗晶区的冲击韧性具有显著的影响。

热影响区粗晶区的冲击韧性随着热处理回火参数的提高而显著提高。

2.3.3热模拟埋弧焊焊接接头热影响粗晶区金相分析

金相分析表明:

焊态的金相组织主要为马氏体。

焊后经760℃热处理后,金相组织转变成回火索氏体。

3SA-335P92钢的焊接工艺试验

SA-335P92钢管采用带锯锯切下料方法。

环缝焊接方法采用手工氩弧焊打底,手工电弧焊焊至10mm厚,然后埋弧自动焊焊妥。

焊接时为了防止根部背面焊缝的氧化,手工氩弧焊打底时及手工电弧焊的第一、第二层,对内壁通入氩气,进行背面保护。

3.1焊接工艺试验用材料

⑴.焊接工艺试验用钢管

焊接工艺试验用的钢管是法国VALLOUREC公司提供的SA-335P92,φ303.75×61.875mm;φ339×27mm钢管,其化学成份及机械性能见表1~表2。

⑵.焊接工艺试验用焊接材料

焊接工艺试验用的焊接材料是德国Thyssen公司提供,其焊材牌号分别是:

GTAW;ThermanitMTS616φ2.4;SMAW;ThermanitMTS616φ3.2~φ4.0

SAW;ThermanitMTS616φ3.0+Marathon543

3.2环缝焊接工艺试验

SA-335P92试验用钢管规格为:

φ303.75×61.88;φ339×27mm;环缝焊接采用手工氩弧焊打底二层,手工电弧焊焊至10mm厚,然后埋弧自动焊焊妥,焊接过程中适当控制层间温度,焊后立即后热处理,后热处理后冷至室温,无损探伤合格后进行最终热处理。

（1焊接规范参数

a预热温度:

在焊接马氏体钢时,若焊接时的预热温度过高,对于焊接质量和焊工的操作都是不利的,尤其是预热温度过高将使焊缝及热影响区的韧性下降,影响锅炉的安全运行。

综合前面的焊接性试验和有关文献、资料的介绍,及考虑一定的工艺富裕量,确定手工电弧焊（SMAW的最低预热温度为200℃,埋弧焊（SAW的最低预热温度为180℃。

由于手工氩弧焊（GTAW为低氢焊接方法,故其最低预热温度定为100℃。

预热方法采用煤气作为燃料。

b层间温度:

焊接层间温度控制不当与预热温度一样会引发同样的问题。

根据有关文献、资料的介绍,P92钢焊接时,应控制最高层间温度≤300℃,有些资料甚至有求控制最高层间温度≤250℃。

上述最高层间温度温度在手工氩弧焊（GTAW,手工焊（SMAW时尚有可能加以控制,而埋弧自动焊（SAW时,除非焊接时根据温度变化情况采用断续焊接,否则层间温度将会超过300℃。

考虑到实际生产时,若控制埋弧自动焊的最高层间温度≤300℃,在整个埋弧自动焊的焊接过程中,必须经常停下,待层间温度冷却到合适的温度下方可继续焊接,尤其是当管径较小时,为保证最高层间温度≤300℃,也许焊2~3层就须停下,难以满足生产的需要。

因此,在试样焊接时,我们要求控制最高层间温度≤350℃,以便确认在最高层间温度达到350℃时是否可以通过合适的焊后热处理,获得满足要求的综合性能。

c焊接规范:

焊接规范也是影响焊缝性能的主要因素之一。

为了提高接头的力学性能,在焊接时不宜采用过大的焊接线能量,宜采用多层多道焊。

为此埋弧焊焊丝采用φ3.0mm;手工焊焊接,不采用φ5.0mm焊条。

同时,尽量控制每一焊道的厚度不可过厚,以利于后一焊道可对前一焊道进行有益的回火作用。

焊接规范参数详见表5。

小时,然后缓慢冷却到室温,使焊缝金属完全转变成马氏体后方可进行热处理。

（2焊后热处理

影响中、低合金耐热钢焊接接头的综合性能主要有下列三个因素:

a焊缝金属的合金成分;

b焊接线能量,预热温度及层间温度;

c焊后热处理。

在焊缝金属的合金成分,焊接线能量,预热温度及层间温度已定的情况下,焊接接头的综合性能主要取决于焊后热处理。

因此,中、低合金耐热钢焊接接头的焊后热处理是至关重要的。

焊后热处理的规范参数对中、低合金耐热钢焊接接头的性能产生极其复杂的影响,为系统地进行这方面的研究,可通过系列回火试验确定。

通常利用回火参数〔P〕,它由热处理温度和保温时间按下式计算而得:

〔P〕=T（20+logt×10-3式中T—绝对温度（Kt—保温时间（h。

严格地说,每种中、低合金耐热钢均有一个最佳回火参数范围,这点与低合金高强钢有着本质上的不同。

低合金耐热钢回火参数〔P〕的变化范围约为18.04~21.4。

如1.25Cr-0.5Mo钢的最佳回火参数范围为20.0~20.6之间,当回火参数偏离这一范围,焊缝金属的韧性明显下降。

2.25Cr-1Mo钢的最佳回火参数范围为20.0~20.4之间,随着回火参数的提高,焊缝金属的抗拉强度和屈服强度不断下降,当回火参数超过20.65时（相当于690℃×30h,2.25Cr-1Mo钢的435℃的高温短时抗拉强度已降低到低于标准规定的下限值。

SA335-P91钢的最佳回火参数范围〔P〕稍大于21（755×3h。

目前还没有SA335-P92钢的最佳回火参数范围的数据,也未见到国际上对这种改进型

Cr-Mo铁素体钢的系列回火试验研究成果的报告,而焊后热处理的规范参数对这种改进型Cr-Mo铁素体钢接头综合性能的影响是至关重要的,尤其是焊缝的韧性主要取决于焊后热处理的规范参数。

因此,有必要通过试验,寻找出一个最佳的焊后热处理的规范参数,使焊接接头的综合性能达到最佳状态,以满足产品的要求。

本试验根据热模拟埋弧焊焊接热影响区冲击试验的结果并结合环缝试样的实际情况对环缝试样环按一定大小（满足取样要求用带锯锯切开,即每组环缝分成数块分别进行数个不同规范的热处理,其热处理规范见表6。

表6试样编号及热处理规范参数

3.3环缝焊后热处理后的力学性能

锯切开的试样分别按表6的规范参数进行热处理后,进行焊缝金属化学成分分析、焊缝及热影响区冲击试验、焊接接头弯曲试验、焊接接头室温力学性能试验。

为便于叙述,对各种试验条件的试样进行编号（见表6。

（1焊缝金属化学成分

对焊接接头的上、中、下三层分别进行取样,以便对埋弧焊及手工焊的焊缝金属分别进行化学成分分析,其分析结果见表7。

表7SA-335P92钢的焊缝金属化学成分分析（%

根据以上冲击试验结果可以看出:

aSA-335P92钢焊接接头的主要问题是焊缝金属的冲击韧性偏低,通常焊缝金属的冲击韧性大大低于热影响区的冲击韧性,甚至还低于粗晶区的冲击韧性。

b最高层间温度达到350℃时,仍可通过合适的焊后热处理,获得满足要求的冲击韧性。

c热处理规范参数对焊接接头的冲击韧性具有显著的影响。

焊接接头的冲击韧性随着热处理回火参数的提高而显著提高（见表9。

dP92钢焊后热处理的最佳回火参数至少〔P〕=21.7（780℃×4h。

图6.回火参数〔P〕对P92钢焊接接头冲击韧性的影响

（3焊接接头弯曲

按照目前国内有关标准及ASME规范的要求进行接头全厚度的侧弯试验,试验结果见表10。

表10焊接接头弯曲试验结果试样编号P1P2P5（4焊接接头室温拉伸侧弯试验结果合格合格合格侧弯试验结果（D=3T,α=50°（D=4T,α=180°合格合格室温条件下的焊接接头全截面的室温拉伸试验结果见表11。

表11焊接接头室温力学性能试验结果试样编号P1P2P4P5取样部位全截面全截面全截面全截面力学σS（MPa544,539性能σb（MPa708,709696,700714,720断裂位置焊质外焊质上焊质上焊质上523,561689,7003.4焊接接头金相分析焊接接头焊后热处理的机性试验表明,P92钢焊缝金属的冲击韧性大大低于焊接接头热影响区的冲击韧性。

试验表明热处理规范为770℃×6h或780℃×4h时,才能达到较佳的焊缝金属冲击韧性,但热处理温度达到770℃或780℃时,是否会对焊接接头的金相组织产生不利的影响,为此,对P92钢焊后热处理规范为770℃×6h的焊接接头进行了金相分析（金相照片见图7～图10。

金相分析表明:

焊后经770℃×6h热处理后,焊接接头的熔合区、粗晶区、细晶区均为索氏体（回火马氏体,但焊缝金属的金相组织与热影响区的组织稍有不同,其组织为回火马氏体和少量的δ-铁素体。

虽然,通过提高热处理温度或保温时间可以提高焊缝金属的冲击韧性,但提高热处理温度或保温时间,一方面,延长生产周期、增加生产成本,另一方面,将热处理温度提高到770℃或780℃,是否会超出焊缝金属的AC1,是否会对焊缝金属的蠕变断裂强度产生不利的影响。

因为,根据P92钢的焊接CCT曲线图,P92钢的AC1点约为805℃,但由于P92钢焊缝金属的镍含量和锰含量通常都要高于母材,以确保焊缝金属的韧性和质量。

但镍和锰都是降低AC1点的合金元素,所以,P92钢焊缝金属的AC1点通常都低于母材。

由于P92钢焊缝金属的焊接CCT曲线图,P92钢焊缝金属的AC1点还不清楚。

因此,将热处理温度提高到770℃或780℃是否会超出焊缝金属的AC1点,尚有待通过后续试验进行进一步试验研究。

4结论通过对SA-335P92钢的焊接性和焊接接头的系列性能试验，基本上掌握了该钢的焊接特性311

焊缝金属热处理态金相照片（770×6h图7.P92焊缝金属热处理态金相照片×500××接头粗晶区热处理态金相照片（770×6h图8.P92接头粗晶区热处理态金相照片×500××接头熔合区热处理态金相照片（770×6h图9.P92接头熔合区热处理态金相照片×500××接头细晶区热处理态金相照片（770×6h图10.P92接头细晶区热处理态金相照片×500××及工艺特点。

通过试验，为今后在大容量超临界、超超临界机组的集箱和连接管道的应用打下了一定的基础。

通过试验得出以下结论