超超临界机组用P92钢管国产化研究--扬州诚德钢管有限公司--王鹏展.docx

超超临界火电机组用P92钢管国产化研究扬州诚德钢管有限公司王波 王鹏展 徐银庚 王俊杰摘 要：P92钢为新型9Cr铁素体系耐热钢，是实现超超临界火电机组主蒸汽温度由600向620过渡的关键材料之一。本文以扬州诚德钢管有限公司试制的P92钢管（610102mm）为试验材料，系统的研究了不同化学成分对P92钢中-F的影响，不同热处理参数对P92钢组织和性能的影响， P92 钢高温时效和持久后的组织和性能的变化，研究了P92钢疲劳和焊接性能。经中国机械工业联合会组织冶金、机械、电力等行业专家鉴定表明，试制的P92大口径无缝钢管综合力学性能和显微组织完全满足相关标准和用户要求，可以用于1000MW超超临界火电机组。关键词：超超临界；P92钢；-F；时效；持久强度0 前言超超临界火电机组蒸汽参数超过600/25MPa后，主蒸汽和再热蒸汽管道用材料要求具有更高的抗拉强度、抗高温蠕变和抗氧化腐蚀性能，现有的P91钢已不能满足此要求，必须使用P92钢。P92钢是日本新日铁公司在P91钢的基础上，通过对其成分进行优化，采用多元复合强化手段而研制的新型9Cr铁素体系耐热钢，是代替P91钢的首选材料。现阶段，国内各大锅炉厂及电力修造厂对P92钢的需求只能依赖进口，这不仅造成交货周期长价格高且受制于人，因此实现P92钢的国产化具有重要的意义。扬州诚德钢管有限公司利用其自身的关键技术和设备，试制了610102mm的P92钢管，试制的P92通过了国内三大锅炉厂的评定和机械工业联合会的鉴定，完全可以代替进口P92钢用于1000MW超超临界火电机组上。1 试验材料和内容1.1 试验材料扬州诚德钢管有限公司试制的P92钢管采用与东北特钢联合开发的600mm圆锻坯，锻坯冶炼方式为电炉冶炼+炉外精炼并真空脱气，锻造比大于3，终锻温度不低于850，锻坯经车光探伤后交货，毛管则采用扬州诚德钢管有限公司独有的生产工艺“穿孔热轧+在线定径（一火成材）”的方法制造。1.2 试验内容本文的内容共包括以下几个方面： P92钢化学成分优化； P92钢物理性能数据测量； P92钢热处理工艺选择； P92钢常规综合性能分析； P92钢疲劳性能分析； P92钢时效和蠕变性能分析；2 试验结果分析与讨论2.1 P92钢化学成分优化P92钢综合性能虽然较好，但由于其Cr含量达到9%，加上基体中添加了其它铁素体形成元素，导致铬当量较高，如果成分设计不合理，铸造锻压或热处理工艺不当都会导致基体组织中产成-F，-F对P92钢的力学性能极为有害，降低材料的冲击韧性，促进相析出而导致中温服役条件下的脆性和高温条件下蠕变塑（韧）性的降低，-F还容易引起铸造裂纹，同时-F相的存在也恶化钢的锻造加工性能、韧性及蠕变强度。扬州诚德与东北特钢北满特殊钢有限责任公司合作，针对P92管坯的化学成分、冶炼及热加工工艺进行了研究 Hemin Jing, Bo wang, Dangsheng Xiong. Effect of composition and temperature on the formation of delta ferrite in the billet for P92 steel, Advanced Materials ResearchJ, 2011(1280):194-196.。10152025303550051015202530Ni当量Cr当量国内某企业P92铁素体(F)P92限制V&M有-F的P92材料诚德P92V&M无-F的P92材料奥氏体(A)A+MA+F马氏体(M)M+F+AM+F图2.1.1 P92材料研究的Schaeffler图根据Cr当量计算来预测P92钢的组织，Cr当量的计算在不同的文献中采用不同表达式，本文采用式2.1.1来计算：Creq=Cr+6Si+11V+5Nb+4Mo+1.5W-40C-30N-4Ni-2Mn 2.1.1通过对不同标准中P92钢化学成分的计算可以得到：当Creq10时没有-F；10Creq12时可能出现-F；Creq12时则出现大量-F。确定P92钢最终的化学成分见表2.1.1，通过显微组织观察，管坯无-F组织。表2.1.1 P92钢的化学成分 (wt/%)CSiMnPSNiCuCrMoWVNbTiZrBNAl0.130.190.490.0110.0020.150.109.080.341.700.200.070.0030.0040.0040.0600.008Creq8.12.2 物理性能数据测量为更好的研究该材料，分别委托安徽工业大学和中科院沈阳金属所测定了P92钢高温时的变形行为和主要的力学、热学性能（弹性/杨氏模量、泊松比、热膨胀系数、热传导系数、比热等），据此成功地建立了P92材料模型。此外，还测定了P92的热塑性，为优化P92热轧工艺，防止缺陷发生提供了必要的科学依据（详见：P92钢高温力学和热学性能研究）。ba 图2.2 P92钢的熔化曲线根据图2.2可以判断出P92钢的：Ac1=834849，726743可能为碳氮化物的析出温度， Ac3=910935，熔点大约在1501。V&M公司P92钢的Ac1点为800835，Ac3点为900920 D.Richardot, J.C.Vaillant, A.Arbab. The T/P92 BookM, 2000-VALLOUREC & MANNESMANN TUBES.。2.3 热处理工艺的选择热处理工艺是决定钢组织和性能的关键因素，针对热处理的8个参量进行选择，得到了P92钢最佳热处理工艺，并将其应用于实际生产热处理。2.3.1 冷却速率的选择结合实际生产，分别研究了空冷、水冷、风冷和油冷四种不同正火冷却方式对P92钢组织和性能的影响。图2.3.1 不同冷却方式对常规性能的影响图2.3.1为四种不同冷却方式下力学性能的变化曲线，从图中可以看出，四种不同冷却方式对P92钢管力学性能的变化影响不大，四种冷却条件下抗拉强度分别为690MPa、700MPa、690MPa和695MPa，最大差别仅为10MPa，冲击功Akv值分别为141J、143J、134J和141J，布氏硬度HBW值分别为218、215、218和219，差别不大。金相观察四种不同冷却方式下的显微组织皆为板条马氏体，由此也可以表明本实验用P92钢的马氏体淬透性较好。因此，在生产中考虑到实际可操作性，基于本实验用成分的P92钢正火后可以采用空冷，若规格较大（壁厚S70mm）时，正火后冷却速率在条件允许的情况下可以加速冷却，以达到组织的快速转变。2.3.2 正火/回火温度的选择分别在9901150和700780研究了不同正火温度和不同回火温度对P92钢组织和性能的影响。图2.3.2为不同正火温度、不同回火温度后Rm和Rp0.2值的变化曲线。由图中可以看出，正火温度升高，强度逐渐升高，回火温度升高，强度逐渐降低，但强度指标受回火温度影响较大，回火温度升高，强度下降迅速，当回火温度高于800，接近Ac1相变点时，强度急剧下降，说明回火温度超过800后导致碳化物迅速长大，发生了熟化现象。而当正火温度高于1110时，强度反而随正火温度的继续升高而降低，这可能是在较高的温度下正火时，合金元素和碳化物已经完全溶解在基体中，而使沉淀强化现象减弱甚至消失 A.Hernas, G.Moskal, K.Rodak, J.Pasternak. Properties and microstructure of 12%Cr-W steels after long term serviceJ, JAMME, 2005, 17: 69-72.。图2.3.2室温时P92钢Rm、Rp0.2值随不同正火/回火温度时变化图2.3.3为不同正火和不同回火时Akv值和HBW值的变化曲线。从图中可以看出，在较低温度正火时，Akv值较高，随着正火温度的升高，HBW值升高，Akv值降低，当正火温度高于1110时，硬度逐渐降低，冲击性能升高，这正好与当正火温度高于1110时强度反而降低的现象相一致。图2.3.3 P92钢Akv值和HBW值随不同正火/回火温度的变化图2.3.4为P92钢不同温度正火后的金相组织，均为板条马氏体组织。由图中可以看出，随正火温度的不断升高，晶粒开始粗大，马氏体板条逐渐变宽，当正火温度超过1110正火后马氏体板条开始变得明显粗大，且局部粗大的马氏体组织中开始出现了混晶现象；而在较低温度正火时，由于合金元素未能完全溶于奥氏体中，马氏体板条组织结构不够明显（如图2.3.5-a）。111010601020990 图2.3.4 不同正火温度后的金相组织-马氏体板条（760回火，300min，200）11101060990abc 图2.3.5 不同正火温度后的TEM像(760回火，300min)P92钢中正火形成的板条马氏体，在高温回火时仅发生回复而不发生再结晶，因此，可以将整个回复过程分为三个步骤 P.J. Ennis, A. Zielinska-Lipiec, O. Wachter, A. Czyrska Filemonwicz. Mistructure stability and creep rupture strength of Martensitic steel P92 for advanced power plantJ, Acta Materialia, 1997, 64: 397-405：第一步，马氏体板条内亚晶的形成；第二步，亚稳态位错网的形成；第三步，碳化物与氮化物的形成、沉淀与析出。P92钢是在P91钢基础上通过添加少量的W而降低Mo，并添加适量的N，因此P92钢在回火过程中析出的碳氮化物颗粒为W-Mo复合化合物，并增加了氮化物的析出量，因此可将碳氮化物分为两种类型：一为多分布于马氏体板条界且尺寸约为（2080）nm（40300）nm的粗条状、衍射斑点标定为M23C6型的间隙化合物，多为(Cr,Fe,Mo)23C6，另一类为分布于马氏体板条内且尺寸约为6nm20nm的细条状、衍射斑点标定为面心立方的MC型间隙相，多为(V,Nb)C。MC相的热稳定性高，沉淀时在马氏体板条内的位错上形核，沉淀于马氏体板条的内部，是钢二次强化的重要沉淀物，所以，获得尽可能多的MC型沉淀粒子是提高钢的力学性能（如持久断裂强度）的重要措施之一。图2.3.6为1060正火后在不同温度回火时所得组织结构的马氏体板条形貌、位错组态与碳化物形态的TEM像。图2.3.6-a可以看出，在730回火时，马氏体板条碎化较差，亚晶结构不明显，位错的缠结组态仍明显存在，碳化物M23C6未发生熟化，板条宽度约为150500nm，碳化物经标定为M23C6型碳化物，数量较多，成长杆状，碳化物长度尺寸大约为40nm 250nm。图2.3.6-b为760回火时的马氏体板条组织，由图中可以看出，760回火时，马氏体板条碎化良好，亚晶块结构明显，位错的缠结组态明显消失，碳化物M23C6也未发生明显熟化，板条宽度约为100500nm，位错密度较高，碳化物主要为M23C6型，尺寸约为20nm250nm，同时在晶界上析出了MX型碳化物。图2.3.6-c为790回火时的马氏体板条结构，从图中可以看出马氏体板条尺寸粗大，板条中的亚晶结构明显，位错网络组态明显形成，碳化物M23C6形态发生了熟化。cba 图2.3.6 不同回火温度时的TEM像（1060正火，保温150min，回火保温300min）2.3.3 正火回火保温时间的影响根据P91钢已有的生产经验，正火保温时间分别按1min、1.5min和2min每毫米，回火保温时间分别按2min、3min和4min每毫米进行试验。正火保温时间短，钢的强度较高但塑性较低，这是因为在较短的保温时间内，合金元素未能完全溶入奥氏体中或只有很小的固溶量，此时马氏体板条结构不明显，组织转变不充分，虽然强度较高，但对P92钢长期使用下持久性能等产生未知的影响 F.Abe, T.Horiuchi. Stabilization of the Martensitic microstructure in advanced 9Cr steel during creep at high temperatureJ, Acta Materialia, 2004, 378: 299-303.。而当正火保温时间过长时，钢的短时力学性能虽然也较好，但由于保温时间过长导致溶入的合金元素在晶界上发生熟化，造成了晶界的脆化，对钢的韧性造成了不良影响。因此，较短或过长的保温时间对钢的力学性能和组织的影响都是不利的。b. Normalized at 1060 (2min/mm)+temperature at 760 (3min/mm)a. Normalized at 1060 (1min/mm)+temperature at 760 (3min/mm) 图3.13 正火/回火不同保温时间对Rm和Rp0.2的影响2.4 常规综合性能评定根据以上2.3的结论，制定P92钢生产热处理工艺为N+T，正火后加速冷却以获得理想的组织和力学性能。需要注意的是，P92钢的合金元素含量比较高，扩散型相变速率较慢，为使回火组织转变和充分消除应力，确保钢的力学性能和组织结构在长期使用中的稳定性，回火加热时间必须充足。2.4.1 常温力学性能在P92钢管的靠近外表面、靠近内表面和壁厚中间分别取样以进行横向常温拉伸、冲击和硬度试验，在靠近外表面、靠近内表面分别取样进行了横向弯曲试验，试验结果见表2.4.1。表2.4.1 常温拉伸、冲击、硬度和弯曲（横向）性能测试结果试样号取样位置Rp0.2/MPaRm/MPaA/%AKV/20，JHBW弯曲d=25.4，18001近外表面505/510685/69025.0/25.0108108112215213211合格02中间525/515700/69025.0/25.512411414021221521303近内表面520/515700/69524.0/25.0130122138218219219合格SA 335M44062013250HBEN10216-24406208501727GB5310-20084406201627250HB从表2.4.1中的实验结果可以看出，实际热处理后的P92钢的各项常温力学性能符合标准要求且沿整个壁厚分布均匀，差别不大，内外表面的弯曲性能也合格，均符合相关标准的规定。2.4.1 高温短时力学性能近外表面取样分别进行了550650的横向系列高温短时拉伸试验，同时在625时选取了靠近外表面、靠近内表面和壁厚中间的三个部位试样，进行横向对比试验，试验结果见表2.4.2。表2.4.2 高温拉伸性能（横向）试样号取样位置试验温度/Rp0.2/MPaRm/MPa新日铁规定EN 10216-2规定Rp0.2/MPaRm/MPaRp0.2/MPa011近外表面550365420332MPa384MPa300021近外表面575340385301MPa360MPa031近外表面600330360277MPa343MPa248041近外表面625290320228MPa304MPa042壁厚中间295325043近内表面295325051近外表面650280300189MPa278MPa从表2.4.2可以看出，各试验温度下的P92钢的屈服强度和抗拉强度均高于新日铁和EN 10216-2的规定值，同温度下不同壁厚处的高温力学性能也基本一致，相差不大，表明强度沿壁厚方向的分布比较均匀。2.4.1 系列温度冲击试验采用测试FATT50的方法对P92钢管的冷脆性能进行评估，结果见表2.4.3，对应的韧-脆转变温度曲线见图2.4.1， FATT50的测定结果为-2.4。表2.4.3 系列温度冲击试验结果（横向）试样号取样位置试验温度Akv/JAkv平均值/J脆性断面率/%平均脆性断面率/%11靠近外表面20108/118/112112.6724/15/2019.6721靠近外表面1092/112/10810436/19/353031靠近外表面074/90/4870.6750/50/4548.3341靠近外表面-1064/72/5864.6760/53/6559.3351靠近外表面-2038/52/424474/74/7474FATT50()-2.4图2.4.1 P92钢的韧-脆转变温度曲线2.4.1 低倍和显微组织在P92钢管近外表面、近内表面和壁厚中间分别取样进行金相组织、晶粒度检测，并依据GB/T10561-2005钢中非金属夹杂物含量的测定标准评级图显微检验法进行非金属夹杂物检测，检测结果分别见表2.4.4、表2.4.5和图2.4.2。表2.4.4 钢管的金相组织和晶粒度试样号取样位置金相组织晶粒度01靠近外表面回火马氏体6.5级02壁厚中间回火马氏体6.5级03靠近内表面回火马氏体7.0级GB5310-2008回火马氏体或回火索氏体4级 图2.4.2 P92钢的低倍和显微组织2.5 P92钢疲劳性能分析对P92钢管进行了室温、600和625的低周疲劳试验，结果表明：在室温、600、625均表现为循环软化，在总应变幅t/2较低时室温20C的低循环疲劳寿命最长，温度越高，疲劳循环寿命越短，625C循环寿命略低于600C循环寿命。当总应变幅t/2较大时，室温、600及625C循环疲劳寿命基本一样，与某进口P92钢管（35080）相比，在相同总应变幅下诚德所生产P92钢管室温时与进口P92钢管低循环疲劳寿命相近；高温时，扬州诚德所生产P92钢管材料低周疲劳性能优于进口P92钢管。图2.5.1为室温时的应变寿命曲线，可表示为：t/2=0.00538(2Nf)-0.0904+0.648(2Nf)-0.633图2.5.2为600时的应变寿命曲线，可表示为：t/2=0.00396(2Nf)-0.0860+1.330(2Nf)-0.735图2.5.3为625C时应变寿命曲线，可表示为：t/2=0.00392(2Nf)-0.0902+2.505(2Nf)-0.804根据P92钢管在20、600及625C的应变寿命公式，分别计算出2Nf=1000、10000、50000和100000次的总应变幅t/2，如表2.5.1所示。图2.5.2 P92钢管600C时的循环应变寿命曲线图2.5.1 P92钢管室温时的应变寿命曲线图2.5.4 P92钢管在20、600和625C的应变寿命曲线图2.5.3 P92钢管625C时的循环应变寿命曲线表2.5.1 P92钢管在20、600和625C的应变寿命计算结果循环寿命周次2Nf1000100005000010000020C t/20.01060.004260.002610.00220600C t/20.01070.003380.001960.00162625C t/20.01190.003230.001900.00156图2.5.52.5.7分别为诚德及进口P92材料在室温、600、625条件下的应变寿命曲线，可以看出：室温时，诚德P92钢管与进口P92钢管在相同总应变幅下，低循环疲劳寿命相近；在600和625条件下，在相同总应变幅下，诚德生产的P92低循环疲劳寿命高于进口P92的低循环疲劳寿命。图2.5.5室温时的二者低周疲劳应变寿命曲线图2.5.5 600时二者的低周疲劳应变寿命曲线 图2.5.5 625时二者的低周疲劳应变寿命曲线2.6 P92钢时效和持久性能分析2.6.1 625下的时效试验分别对P92钢进行625时效和外加应力下的蠕变断裂试验，用SEM和TEM对时效后的试样进行分析，对不同应力下得到的持久强度值进行线性拟合外推十万小时的蠕变断裂强度。表2.6.1为时效后P92钢管的硬度值和冲击值的测试结果，图2.6.1为硬度值和冲击值随时效时间的变化曲线。表2.6.1 不同时效时间后的Akv值和HBW值项目0h100h500h1000h3000h5000h8000h10000hAkv/J112/126/117109/126/12990/82/7362/44/5034/37/3328/33/4032/33/3733/34/33HBW215/215/215217/217/215217/217/215217/215/217213/213/211213/213/211213/213/211213/213/213时效后P92钢的硬度和韧性出现不同程度的下降（图2.6.1），由图中还可以看出：在时效03000h的过程中，冲击韧性降低非常显著，而硬度值降低不明显，仅下降了约5HB，而当时效时间超过3000h以后，冲击韧性下降程度变化不明显，而硬度值也基本趋于稳定，在超过3000h的时效过程中，硬度基本保持在同一水平值上。 图2.6.1 时效后冲击韧性和硬度变化图2.6.2分别为时效1000h、3000h和10000h后冲击试样断口起裂区的SEM像，由图中可以看出，时效后P92钢的冲击断口皆为典型的韧性断裂，韧性断裂区约50200um，皆表现为韧窝状，且韧窝尺寸细小均匀，表现为准解理特征。10000h3000h1000h 图2.6.2 625时效后冲击断口形貌2.6.2 625下的持久试验P92钢管625不同外加应力下的持久强度试验结果如表2.6.2，持久强度值的评估采用国内外目前常用的Larson-Miller参数法（LMP）：P(tr,T)=T(logtr+C) (2.6-1)其中，P为载荷（MPa），T为绝对温度（K），tr为断裂时间（h），C为常数。根据式（2.6-1）利用Origin软件在双对数坐标系中对试验所得的8个坐标点进行线性拟合（图2.6.3），得到拟合方程（2.6-2）（其中常数C取33.1 彭志方，党莹樱，彭芳芳等9-12Cr%铁素体耐热钢持久性能评估方法的研究A 见：中国电力科技网先进电站用耐热钢与合金研讨会论文集C.）：lg=2.3677-0.0727lg (2.6-2)据此计算，可以得出P92钢管在625下外推10万小时的高温蠕变断裂强度值为100.