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电厂用新型抗蠕变钢管的持久强度分析评价
发布者:不锈钢管厂(pmmianshi.com) 发布时间:2020/4/23 阅读:497

 在新建的火电厂施工中,要提高蒸汽的压力和温度,管道的材料需要用新型抗蠕变钢。用于主蒸汽管道包括主蒸汽联箱的新钢材是具有马氏体—铁素体显微结构的钨合金钢NF616、HCM12A和E911,与X10CrMoVNb91相比,这些钢材的特点在于蠕变断裂强度得到了改善。当今的试验水平还难以测量出可靠的持久蠕变断裂强度的估算值,而根据现有资料使用参数外推法常常会得到蠕变断裂强度的过高估计值。因此,持久蠕变断裂试验显得非常重要。用作水冷壁管的新钢材可能为HCM12、HCM23和7CrMoVTiB10-10。HCM12为12%的铬钢,包含30%δ-铁素体的马氏体显微结构,HCM2S和7CrMoVTiB10-10为2.25%的铬钢,如同10CrMo910,且具有贝氏体—铁素体显微结构,在成型能力方面与HCM12比较,这些钢材具有一些优点,这些钢材需要建立可靠的持久蠕变断裂强度值。按照正确评定装配方法发展的需要和目前发展状况来看,在世纪之交之前,将这些新钢材用于商务方面似乎是不可能的。

 

一、简介

 生态意识的提高刺激了新建火力发电厂必须提高生产效率,这不仅指节约能源,而且还包括减少废物的产生和限制环境污染。事实上,这是减少二氧化碳排放量的唯一途径,这不仅是生态环境的需要,也是电厂运行人员对新建电厂的设计和施工提出的要求。在这些联系的环节中,经济因素起着至关重要的作用,列入计划的新建电厂也对这一点非常关注。
 
 为了便于上述电厂的施工,必须适当考虑关键部件使用的材质问题,这些关键部件是:

 --过热器管

 --主蒸汽管道的管道和附件,包括联箱

 --膜式水冷壁管

 当过热器管道使用奥氏体锅炉管道钢时,主蒸汽管路和膜式水冷壁必须使用开发的新型钢材。表列入了新开发钢种的概况。当主蒸汽管道中的厚壁部件使用X10CrMoVNb91、NF616、HCM12A和E911钢材时,膜式水冷壁则要使用HCM12、HCM2S和7CrMoVTiB10-10的钢材。


二、蒸汽管路和联箱用的新钢材

 应用于管道工程新开发的为铁素体—马氏体显微结构钢,它是由众所周知的钢号X12CrMo91和X20CrMoV121所开发出来的。


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,w66利来最给利的老牌 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的蠕变断裂特性也被认为是一样的,在关于该钢的文献中没有出现沉淀相,不管怎样,考虑到钨的含量,可以假定将该钢表示为相似的方式。拉森—米勒参数评定也引起对该钢的过高估计:600℃时的105h蠕变断裂强度值是127MPa,可靠的估计值是不可能得到的,因为还缺乏长时期的蠕变试验数据。E911是欧洲开发的一种新钨合金钢,与日本的NF616和HCM12A钢相对比,该种钢具有将钨的含量减少到约1%的特点,由图可知钨含量的减少有利于Laves相位沉淀显微结构的稳定性,在钨含量在1%以上时,钨的固溶性大大地降低。持久蠕变断裂试验结果对估计持久蠕变断裂强度值很重要这一基本原理同样适用于该种钢,与NF616和HCM12A比较,E911钢的试验范围很小。当NF616和HCM12A的试验程序基本上完成了,但E911许多蠕变试验样品仍在进行试验,且还有附加材料计划要试验。图7表示了MFI在实验室和产品生产时的现行试验状态。至今最长的试验时间已有24000h或12000h。另外,还得到了两种不同产品和三种不同管子几何形状在较短试验时间的试验结果。括号内的数据是用等应力外推法得到的,只作用指导值,因为该外推法也是假定时间和温度可以互换,所以这些值在使用时一定要注意。除了德国的曼内斯曼作了该种钢铸件的试验,在欧洲其他国家对该种钢作了更多的铸件,这是因为以将其作为前进中的COST计划中的一部分,这些铸件的试验已经开始。对一个第一次的评定,具有马氏体结构的NF616、HCM12A和E911新钨合金钢持久蠕变断裂强度可看作是同等的。差别只存在于成型能力方面。在这个方面,因E911钨含量小,所以有很显著的优点。如果是HCM12A,因在热处理期间需要很长的保持时间(770℃时回火需要6~7小时,焊后热处理需要4小时),所以具有很大的缺点。同时,日本也加紧了他们的蠕变试验,在低应力下引起长的蠕变断裂时间,可以设想,在世纪之交以前,可得到这三种钢的足够的试验结果来保证所做的持久蠕变断裂强度估计值的可靠性。除在元部件设计中需要确定持久蠕变断裂强度值外,在使用前还要做各种材质试验,必须使用(工艺)配制方法包括适合于特定材料的焊接工艺及合适的焊接消耗材料的开发。对E911,在COST计划中,这样的开发工作与材料的特性的确定是同时进行的,而且还有日本钢NF616和HCM12A成型能力方面的一些基本经验,不管怎样,据w66利来最给利的老牌 所知,非常确切的配制方法是没有的。按照美国操作的标准,对于要使用的材料,只有ASME标准中规定的许用应力值是不够的,材料需经ASTM进行确认。基于现状,NF616最早将在1996年被确认,HCM12A的确认可能会晚些,除了对一般材质有要求外,在ASME第Ⅸ部分还对配制工艺质量作了要求(焊接和钎焊质量部分),对NF616和HCM12A,没有其质量状态方面的资料。


三、膜式水冷壁用各种钢材的开发

 对于已经增高了的蒸汽参数的电厂,对膜式水冷壁管,使用常规的蠕变断裂强度的钢种,如13CrMo44,它具有贝氏体—铁素体显微结构,是不够的,因此,在这些应用方面的材质开发也是很需要的,主要考虑的问题是锅炉制造厂的要求——焊接硬化倾向低。用于膜式水冷壁的新钢材包括HCM12、HCM2S和7CrMoVTiB10-10。HCM12是一种包含约30%-δ铁系体的马氏体显微结构的12Cr钢。HCM2S和7crMoTi-B10-10是具有贝氏体—铁素体显微结构的2.25%的铬钢(与10CrMo910相似),由于合金元素的类型不同,HCM2S非常的昂贵。


1. HCM12钢的持久强度评价

 用作锅炉管道,使用HCM12钢比较合适,已得到了试验时间达80000h的蠕变断裂试验的试验结果,其蠕变断裂强度与X10CrMoV-Nb91相比稍偏低。焊接时,HAZ转换为包括硬马氏体和一定量的软铁素体的一种固定显微结构,硬度测量时,一般在两种显微结构成份上取平均值,在焊后状态条件下得到最大硬度为380HV10。该种钢在高工作温度时,在两相位奥氏体+铁素体区内焊接有缺陷。因此,在高温性能被限制,HCM12的锅炉管子只能用挤压+冷皮尔格方法进行制造,对这种钢,不能采用更经济连续的紧轴轧制方法。


2. HCM2S钢持久强度评价

在膜式水冷壁的应用中,采用了另一种方法开发HCM2S钢,从化学成分与NF616相似开始,将铬的含量减少到约2.25%,与10CrMo910铬含量相当。这样,HCM2S转换特性使其相似于10CrMo910特性,具有贝氏体和铁素体的显微结构。因此该种钢(HCM2S)膜式水冷壁管焊接热影响区显示的最大硬度值与10CrMo910钢的热影响区的最大硬度值相似。由于加入钨、钒、铌、硼和氮引起的固溶和沉淀硬化效应,该种钢与10CrMo910相比具有显著较高的蠕变断裂强度,这一点可由得到的蠕变断裂试验结果来证明,尽管最长的试验时间只有约20000小时。考虑到钨的沉淀反应问题还没有研究。像NF616,该种钢长的试验时间下,其蠕变断裂强度也有下降。因此,可靠的持久蠕变断裂强度值不能通过实验数据得到。


3. 7CrMoVTiB10-10钢的持久强度评价

 为了通过加入合金矾、钛、硼来充分提高10CrMo910的蠕变断裂强度,几年前MFI就进行了类似的工作,自1986年就用7CrMoVTiB10-10进行试验。蠕变断裂样品试验时间超过了65000h,从图8中的曲线上可以看出,该种钢的蠕变断裂强度可与X20CrMoV121的蠕变强度相比,在500℃~600℃的温度范围内,能使用外推法判定蠕变断裂强度试验时间达105h。为了保证估计值的准确性,涉及更多铸件的试验还需再试一试。该种试验已经开始,该种钢的性能是:不能在热影响区进行严重硬化,这一点已通过实验室在薄板上进行TIG得到。焊后状态测量最大硬度值仅约360HV10。用作膜式水冷壁管的三种钢都具有适当的蠕变断裂强度,为了得到可靠的持久蠕变断裂强度估计值,还需用HCM2S和7CrMoVTiB10-10进行更多的长时蠕变断裂强度试验,作为VGB/FDBR研究计划的一部分,德国锅炉制造厂正在进行膜式水冷壁的试生产。就像蒸汽管道的新钢材一样,在世纪之交以前,该种钢用作膜式水冷壁管有其巨大的商业前景。

 
 

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