P92钢焊接接头蠕变本构关系
P92耐热钢焊接热处理工艺对焊缝力学性能及金相组织的影响
P92耐热钢焊接热处理工艺对焊缝力学性能及金相组织的影响超超临界机组采用SA335P91/P92钢是新型铁素体耐热钢，具有高的持久强度和蠕变性能，可用于超超临界机组高温、高压主蒸汽管道等部件，其焊接接头性能的优劣直接关系到机组能否安全可靠运行，在对P92母材焊接接頭的常温和高温性能的基础上，总结焊接、热处理的工艺控制要点及经验及教训，为P92钢在我国超超临界机组成功应用提供了技术支持标签：P92钢;焊接接头：金相组织1P92钢特性P92钢是在P91的基础上，通过添加1.5%～2.0%W、优化MoVNbNB元素含量而开发的高蠕变断裂强度的铁素体（马氏体）耐热钢，其在600℃、1×10h 的蠕变断裂强度较P91钢提高20%以上。
P92钢都有较明显的时效倾向，且发生在500℃的温度范围内，而此范围正是这些材质650℃的工作温度。
P92钢的时效倾向特征是：3000小时时效其韧性下降很多，但在3000小时以后冲击功下降的倾向就不明显了。
1.1 焊接材料的选择现场焊接所选用的焊材要求P92钢焊接材料的选择除满足现场焊接所选用的焊材满足室温下的强度外，还必须满足运行温度下韧性和强度（蠕变强度）的要求。
焊缝金属在其熔敷成型及冷却过程中，一些微量元素（Nb、等）大部分固溶在V焊缝金属中，通过固溶强化反而降低了焊缝韧性。
因此，焊缝金属的冲击韧性总是低于母材的，为了提高焊缝韧性，必须合理搭配Nb .....等微量WVMnNi元素的含量，严格控制P.....等有害微量元素的及降低C含量。
P92钢经过正火及回火处理，显微组织为回火马氏体组织（主要是Fe碳化物及VCrMoNb的氮化物）研究发现，当焊缝金属成分与母材完全一致时，焊缝冲击韧性较低，主要因为P92钢中Cr、Mo、V、Nb等铁素体形成元素较多，若母材与焊缝金属成分一致，焊缝冷却凝固时易形成δ铁素体，而P92钢焊缝热处理后应得到回火马氏体组织，凡是能够防止δ铁素体形成并保证焊缝组织为全马氏体组织的成分均有利于焊缝韧性的优化，因此选择的焊接材料必须有保证常温和高温强度、塑性和韧性好，且含氢量低、操作性好等优点，并与母材相当的物理性能和常温、高温力学性能;焊缝金属的下临界转变点（AC1）应与母材相当，且铬当量：Creq≤10;焊缝含氢量符合低氢型碱性焊接材料标准;具有优良的焊接操作性能和工艺性能。
P92钢焊接接头多次热处理性能试验研究
P92钢焊接接头多次热处理性能试验研究本文通过分析SA335P92钢焊接接头分别进行1-6次焊后热处理后其拉伸性能、冲击性能、硬度和金相组织等理化性能，找出了多次热处理后焊接接头力学性能的变化规律。
试验证明焊接接头进行多次热处理后，焊缝的力学性能较之母材下降更快，接头热处理次数最佳应控制在3次以内，即返修不超过2次。
标签：多次热处理;力学性能;金相组织1 引言目前我国600MW及以上超（超）临界机组中，主蒸汽管道和高温再热蒸汽管道等高温高压部件都普遍采用了SA335P92鋼。
SA335P92钢是在SA335P91的基础上，降低了0.5%Mo，增加了1.8-2.0%W，并添加微量B的高强韧性铁素体耐热钢，具有优良的高温强度和蠕变性能，良好的抗高温腐蚀性和抗氧化性，较小的热膨胀系数及良好的导热性和抗热疲劳性。
对SA335P92钢焊接接头，我公司管道预制均采用整体进炉热处理方式进行焊后热处理。
当出现挖补返修或增加焊接附件后，同一焊口返修区域以外位置或者同一管段其他焊缝，不可避免将进行再次热处理。
而现行电力行业标准中，未对热处理次数进行明确规定，多次热处理会对焊接接头性能造成怎样的影响，这方面的内容也未见有说明。
为更好地保证焊缝质量，找出多次热处理后焊接接头力学性能的变化规律，本文对焊缝热处理次数进行了试验研究。
2 试验材料及试验方法2.1 试验材料试验用母材为进口SA335P92钢管道，规格为ID614×34。
焊材选用国内普遍采用的Thermanit MTS616。
试件焊接制备和无损检测管材加工双V型坡口，焊接方法采用手工钨极氩弧焊打底+焊条电弧焊填充+埋弧自动焊填充盖面。
严格按照DL/T 869《火力发电厂焊接技术规程》和经过评定的P92钢焊接工艺要求进行预热、焊接和后热工作。
完成后经射线检测，焊缝一次合格。
2.2 试件分片及热处理将该焊接试件进炉进行第一次回火热处理，之后将其锯切割为6片试块。
【论文】P92钢焊接接头时效前后的组织与性能研1
P92 钢焊接接头时效前后的组织与性能研究摘要：本文主要试验研究了P92 钢焊接接头高温时效后的组织与性能变化。
研究结果表明，P92 钢焊接接头650℃时效7000h 后，接头的室温强度略有下降，但仍高于ASME SA335 标准要求的下限；P92 钢焊缝具有明显的时效脆化倾向，时效1000h 后，焊缝室温冲击功由时效前的43~78J 下降到了22~26J，而后直至7000h 都保持在25J 左右。
分析认为，P92 钢焊接接头时效后拉伸性能和硬度的保持，主要和基体的缓慢回复、M23C6和MX 相的缓慢长大有关；而P92 钢焊缝冲击功下降主要是由于沿焊缝原柱状晶晶界及马氏体板条束界析出粗大的Laves 相造成的。
关键词：超超临界机组；P92；焊接接头；力学性能；时效脆化；显微组织0、前言P92 钢是在P91 的基础上，降低了0.5%Mo，增加了1.8%~2.0%W 并添加少量B 开发而成的新型细晶高强韧性铁素体耐热钢，基于其高的蠕变断裂强度、良好的耐高温腐蚀性和抗氧化性、较小的热膨胀系数、良好的导热性和抗热疲劳性能，现在被广泛应用于我国超超临界机组的主蒸汽管道或高温再热蒸汽管道[1]。
目前国内关于P92 钢的研究重点多集中在该材料母材的蠕变机理、高温时效后的组织性能变化及其焊接工艺方面[2-5]，关于P92 钢焊接接头尤其是焊缝区在高温时效过程中的组织性能变化目前国内还鲜有报道。
1、试验材料及试验方法本试验用母材为进口P92 钢管道，规格为Φ355×26，化学成分如表 1 所示。
焊接方法采用手工钨极氩弧焊打底+手工电弧焊填充盖面，打底焊丝为MTS 616，规格Φ2.4，填充、盖面焊条选用MTS 616，规格Φ3.2；焊后采用履带加热器进行局部热处理，热处理温度控制在750~770℃之间。
试件焊接、热处理、无损检验完毕，按照DL/T 868-2004《焊接工艺评定规程》的试验项目要求进行组织性能检验。
超超临界发电厂中P92钢蠕变特性及断裂机制
超超临界发电厂中P92钢蠕变特性及断裂机制王小威;巩建鸣;郭晓峰;姜勇【摘要】P92钢因其在高温条件下具有优异的抗氧化性能、高温蠕变性能以及较低的热膨胀系数,而被广泛应用于超超临界发电厂的主蒸汽管道等厚壁部件.通过625、650℃不同应力条件下的高温蠕变试验以及运用金相显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)等微观分析技术对国产P92钢的蠕变特性及断裂机制进行了分析,并与国外生产的P92钢进行比较.结果表明:国产P92钢最小蠕变速率和蠕变破断寿命与蠕变应力之间的关系均遵循幂定律;国产P92钢的蠕变寿命明显低于国外P92钢,蠕变过程中Laves相的迅速长大和粗化是国产P92钢蠕变性能劣化的主要原因;Larson-Miller方法中,参数C=38时拟合的Larson-Miller曲线可以很好地与试验值吻合.【期刊名称】《南京工业大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2014(036)003【总页数】7页(P32-38)【关键词】超超临界发电;国产P92钢;蠕变;断裂;Larson-Miller【作者】王小威;巩建鸣;郭晓峰;姜勇【作者单位】南京工业大学机械与动力工程学院,江苏南京211800;南京工业大学机械与动力工程学院,江苏南京211800;南京工业大学机械与动力工程学院,江苏南京211800;南京工业大学机械与动力工程学院,江苏南京211800【正文语种】中文【中图分类】TG142.15;TK226为了减少CO2气体的排放，提高设备的运行效率，火力发电技术向着不断提高蒸汽温度及压力的方向发展。
目前，超超临界(USC)锅炉的温度和压力分别已超过600 ℃和25 MPa[1]，苛刻的服役条件对材料的高温强度提出了很高的要求，其中一个关键指标是材料的抗蠕变性能。
结构部件长期处于高温工况下，由于材料的过量蠕变变形和高温强度的降低，造成过早的蠕变断裂，严重影响到机组的正常安全运行，缩短了机组寿命。
为了满足超超临界发电站的苛刻条件，P92钢被相应开发出来。
P92钢焊接接头存在的问题及防范措施
P92钢焊接接头存在的问题及防范措施收稿日期:2007-11-29作者简介:李文彬(1975-),男,华北电力大学、河北省电力研究院(研究生工作站)2006级研究生,主要从事耐热钢焊接技术研究工作。
P92钢焊接接头存在的问题及防范措施Problems and Coun termeasu res on P92Steel Welding Join t 李文彬1,姜运建2,张文建1(1.华北电力大学,河北保定071003;2.河北省电力研究院,石家庄050021)摘要:介绍了P 92钢焊接工艺的国、内外研究现状,根据P92钢焊接接头存在的焊接冷裂纹、焊缝金属韧性低、?型裂纹等问题,探讨了其产生的原因及防范措施,为P92钢在我国超(超)临界机组上的应用提供有益的技术支持。
关键词:P92钢;冷裂纹;冲击韧性;?型裂纹Abstract:T his paper makes a br ief int roduct ion to the domes -t ic and internatio nal pr esent research condition about P92steel welding.Accor ding to the main pro blems of P92steel welding ,w hich are welding co ld cr ack,low toughness of welding metal,?ty pe cracks,this paper ex plo res the r ea -sons and counter measur es in order to pro vide a useful techn-i cal suppo rt to P92steel in SC(U SC)bo iler s.Key words:P92steel;welding co ld crack;impact to ug hness;?type cracks 中图分类号:T K 226.2文献标志码:B文章编号:1001-9898(2008)02-0035-03随着中国经济的蓬勃发展,电力供需矛盾日益突出,为贯彻/科学发展0的电力政策,缓解供需矛盾,超超临界机组成为首选的发电设备。
P92钢蠕变特性探讨
技术交流热力发电・二○○八Vol.37 No.12P92钢蠕变特性探讨赵 强,彭先宽,王 然国网北京国电富通科技发展有限责任公司,北京 102401[摘 要] P92钢是目前超超临界机组主蒸汽管道的应用钢种,其蠕变断裂寿命被广泛关注。
以P92钢在各工况温度下的蠕变试验数据为基础,从蠕变速率的角度研究了蠕变速率同蠕变断裂寿命的关系,认为P92钢的蠕变有3个阶段,而蠕变性能取决于第2阶段的蠕变速率,并且最小蠕变速率是决定蠕变寿命的重要因素。
P92钢的蠕变机理属位错蠕变。
[关 键 词] P92钢;蠕变;蠕变速率;断裂寿命[中图分类号] T G142.73[文献标识码] A[文章编号] 100223364(2008)1220107203收稿日期: 2008202215作者简介: 赵强(19812),男,内蒙古鄂尔多斯人,硕士,国网北京国电富通科技发展有限公司助理工程师,从事耐热钢性能的研究。
E 2m ail :zhaoqiang2113@ P92钢是目前超超临界机组主蒸汽管道的首选材料。
国内对P92钢的高温蠕变性能的长期蠕变试验数据通常都是从短时应力2断裂时间试验数据中外推得到的一些分散数据,由于试验材料的不一致性和微观组织的不稳定性,以及试验方法的不稳定性,外推方法的精度欠佳等一些人为因素的影响,使得外推的可靠度进一步降低。
对此,需要排除这些微观组织的分散性对最终结果的影响[1],使得从试验数据到寿命预测的可靠度提高。
1 试验材料及方法试验材料为钢锭经电炉熔化、真空精炼、底部吹气脱氧、锻造、轧制成的管材,管材热压成52°弯头。
材料的化学成分如表1所示。
成型弯头的热处理工艺为1060℃空冷+760℃空冷,常温力学性能符合ASM E A335的规定,610℃时抗拉强度大于330M Pa ,大于ASM E 规范案例2179中的610℃时抗拉强度下限280M Pa 。
表1 材料的化学成分%元素C Si Mn P S Mo Cr V Ni W N Al Nb B 含量0.120.390.450.0190.010.408.880.170.401.660.0630.0100.0570.003 从弯头背弧处取样,按照G B/T2039-1997加工成标准蠕变试样,在610℃下进行高温蠕变试验。
火电厂用P91、P92金属材料研究进展
M23C6 Z phase
MX
M23C6
Z phase
Laves phase
Z-phase precipitate in T91 steel after
138000 hours service exposure 取自某电厂350MW机组1150t/h亚临界压力、中间再热式强制循环汽包 锅炉的三级过热器，其出口压力和温度分别为18.5Mpa和572.7℃
Aged at 650℃
Ａｓ ｒｅｃｅｉｖｅｄ
６５０℃×300h
650℃×3000h
650℃×10000h
Aged at 650℃＋HT at 760℃
Heat treatment at 760℃can eliminate the Laves phase.
＋760℃×4h
＋760℃×4h
Impact absorbed energies
Percentage of Laves phase
hardness
Laves phase is the main cause for embrittlement 拉弗斯相析出是P92脆化的主要因素
2.高温作用下第二相的变化
Evolution of secondary phases at high temperatures
蠕变断裂试样(650℃/55MPa/57715h)中Laves相的统计分
布（服从对数正态分布）
Statistical distribution of Laves phase in creep rupture sample(650℃/55MPa/57715h)
Modelling growth of Laves phase in three P92
P92焊接
1. 母材的稀释率对冲击韧性影响比较大、稀释越小、冲击越高 2. 采用小电流、窄焊道、窄坡口、小坡口角度的焊接技术比较好
CVN [J]
冲击韧性[ J ] 40mm
VALLOUREC & MANNESMANN TUBES
Cr
Ni
Mo
预热 250℃, 层间温度 300℃ i
V
W
Nb
N
0,09
0,36
0,60
8,45
0,73
0,41
0,17
1,59
0,034
0,059
全焊缝机械性能
焊后热处理
[℃/h]
试验温度
+ [℃]
YS
TS
[MPa] [MPa]
延伸率
A5
[%]
760/2 760/4
20
678
789
19,8
20
621
80 70 60 50 40 30 20 10
0 -30 -20 -10 ±0
PWHT: 760℃/2h
10 20 30 40 50 60
温度 [℃]
All weld metal: Thermanit MTS 3 / Marathon 543 wire : 3,0 mm; Iw = 350 A; Uw = 29 V; Ti = 250°C
700
600
500
Ms
400
Austenitising: 30 min/1050℃ Prior austenite grain size: ASTM 10 and 3
A+C
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焊接学报
2 0 0 9 年 1 2 月 TRANSACT IONS OF THE CHINA WELDING INST ITUTION
Vol. 30 No. 12 December 2009
P92 钢焊接接头蠕变本构关系
徐连勇1 ,
荆洪阳1 , 安俊超1, 徐德录2, 韩
( 1. 天津大学 材 料科学与工程学院, 天津 300072; 2. 中国电力科学研究院, 北京 100055)
表 1 列出了模拟组织试样和实际焊接接头相应 位置的硬度值, 图 2~ 图 4 为模拟试样和实际接头 HAZ 相应位置的显微组织形貌, 从硬度和组织可以 看出, 模拟试样的硬度和组织与焊接接头相应位置
30
焊接学报
的硬度和组织非常接近, 证明可以使用模拟组织试 样来获得 P92 钢焊接接头各微区组织的蠕变本构方 程.
收稿日期: 2008- 07- 31 基金项目: 国家自 然科学 基金资 助项目 ( 50805103) ; 天津 市自 然科
学基金资助项目( 08JCZDJC18100) ; 科技 部科研院 所技术 开发研究专项资金资助项目( Ncste 2006 Jkzx 178)
工单轴蠕变试样, 研究者常采用模拟焊接热循环的 方法获得热影响区粗晶粒和细晶粒组织, 从而制备 蠕变性能试验的试样[ 7- 9] .
钰,
陈玉成2
摘 要: 通过热处理方法模拟焊接热循环, 在 3. 53 K s 的升温速度下制备 P92 钢焊接热 影响 区各微区的模拟组织试样, 通过单轴蠕变试验 获得 923 K 下 P92 钢熔敷 金属、热影 响区 各微区和母材组织不同应力 水平下 的单轴 蠕变数 据, 用最小 二乘 法拟 合得到 P92 钢焊接接头各区域组织在稳态蠕变条件下的蠕 变本构方程 . 结果 表明, 相比焊接接 头 其它微区组织 , 试验应力较低时, 细晶区的蠕变 应变率 最大, 因此在 低应力 下细晶区 容 易发生蠕变开 裂; 随着应力水平的增加, 焊接接 头和母 材蠕变 速率逐渐 超过细 晶区, 蠕 变断裂易发生在焊缝或母材上. 关键词: P92 钢; 热影响区; 热处理方法; 蠕变本构方程 中图分类号: TG115. 28 文献标识码: A 文章编号: 0253- 360X( 2009) 12- 0029- 04
徐连勇
0序 言
从目前世界火力发电技术水平看, 提高火力发 电厂效率的主要途径是提高蒸汽的参数, 即提高进 入蒸汽轮机的蒸汽压力和温度. 提高蒸汽的温度与 压力, 是提高火电机组热效率的有效途径, 而要保证 机组在较高温度与压力下稳定运行, 材料是关键因 素之一. 目前, 国外已经开发并应用了用于超临界 电站的新型耐高温合金 P92 铁素体钢, 它在 873 K 以上的温度下具有很高的蠕变持久强度和蒸汽抗氧 化能力.
焊接热模拟曲线如图 1 所示, 三种峰值温度分 别为 1 473, 1 223 和 1 108 K, 分别模拟热影响区粗晶 区、细晶区和临界区的组织. 模拟组织试样尺寸参照 国家标准 GB 2039 1997 金属拉伸蠕变及持久试验 方法 . 在制备每种组织的模拟试样时, 还随炉制备 了相同组织的小试样, 用来与实际焊接接头热影响区 各微区在显微组织和硬度方面进行对比分析.
[ 3] Manna G, Cast ello P, Harskamp F, et al . Test ing of welded 2. 25CrMo steel in hot high pressure hydrogen under creep condit ions [ J] . Engi neering Fracture Mechanics, 2007, 74( 6) : 956- 968.
[ 2] Allen D J, Harvey B, Bret t S J. ∀ FOURCRACK# An investigat ion of the creep performance of advanced high alloy steel welds [ J ] . Interna tional Journal of Pressure Vessels and Piping, 2007, 84 ( 1 - 2 ) : 104- 113.
文中将采用热处理法模拟 P92 钢焊接热循环, 获得热影响区各微区的模拟组织, 并通过单轴蠕变 试验, 获得焊接接头各微区组织的蠕变本构方程.
1 试验方法
试验材料选用 P92 钢, 采用真空热处理炉进行 热处理. 真 空热处理炉 双室真空 淬火炉的 型号为 ZC2 65, 最高加热温度 1 573 K, 有自动控温系统, 可设定加热速度及时间. 真空热处理炉的加热速度 快, 控温精度高, 得到的热模拟温度曲线更接近实际 的焊接工况, 同时可以减少试样的脱碳等方面优点.
第 30 卷
图 1 热处理法模 拟 P92 钢焊 接热影 响区 显微组 织的 热循 环曲线示意图
Fig 1 Schematic of thermal cycle in HAZ microstructure simulated by heat treatment
表 1 模拟组织试样硬度与焊接接头硬度 Table 1 Microhardness of simulated HAZ and welded joint
( 2) 试验发现 P92 钢焊接接头各区域( 尤其是 热影响区各微区) 组织的材料蠕变性能差异较大, 在 较低试验应力水平下, 细晶区的蠕变 性能最差. 对 P92 钢焊接接头的蠕变损伤进行力学分析时, 应该 考虑焊接接头各区域( 包括热影响区各微区) 蠕变性 能不均匀性的影响.
( 3) 文中蠕变试验是在较高应力下进行的, 而 实际构件在 30 MPa 以下的蒸汽压 力下工作. 进一 步的工作是继续进行更低应力水平下的蠕变性能研 究, 探讨其蠕变损伤机理是否发生变化, 积累 P92 钢 焊接接头各微区组织的蠕变数据, 为后续的高温下 P92 钢焊接接头内蠕变损伤分析及缺陷的评定积累 数据.
组织( 峰值温度 T K)
硬度( HV 0. 5)
焊接接头
模拟组织
临界区( 1 108)
219
222
细晶区( 1 223)
207
205
粗晶区( 1 473)
242
241
图 3 模拟细 晶区和实际焊接接头细晶区的显微组织形貌 Fig 3 Microstructures of simulated and actual FGHAZ
P92 钢焊接接头各微区组织的蠕变应变速率的 对比如图 6 所示. 可以看出, 当 应力水平低于 145 MPa 时, 细晶区的蠕变应变速率最大, 因此在低应力 下细晶区容易发生蠕变开裂; 随着应力水平的增加, 焊缝金属和母材的蠕变速率逐渐超过细晶区, 蠕变 断裂易发生在焊缝或母材上.
从焊接接头各微区组织的蠕变应变速率可以部 分解释 P92 钢焊接接头易发生 IV 型蠕变开裂的原 因. 从图 6 中还可以看出, 对于 P92 钢, 其焊接接头 各区域( 尤其是热影响区的各个微区) 组织的材料蠕 变性能差异较大, 因此, 在对 P92 钢焊接接头的蠕变 失效进行力学分析时, 应该考虑接头各微区蠕变性
表 2 蠕变试验应力 Table 2 Creep test stress
材料
粗晶区 细晶区 临界区 熔敷金属
母材
试验应力 MPa
150
170
180
145
150
160
145
150
160
150
160
170
160
170
180
2 蠕变试验结果
蠕变试验中计算机自动记录试样的变形 时间 曲线, 试验后经数据处理得到各种试样的蠕变应变
图 2 模拟临界区和实际焊接接头临界区的显微组织形貌 Fig 2 Microstructures of si mulated and actual ICHAZ
图 4 模拟粗 晶区和实际焊接接头粗晶区的显微组织形貌 Fig 4 Microstructures of simulated and actual CGHAZ
[ 1] Tezuka Hideshi , Sakurai Takash. A trigger of type IV damage and a new heat treatment procedure to suppress it. Microstructural investiga tions of long term ex service Cr Mo st eel pipe elbows [ J] . International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2005, 82( 3) : 165- 174.
变速率; 为试验应力; B 和 n 为材料常数, 其值在
表 3 中列出.
表 3 P92 钢焊 接接头各微区蠕变性能参数( 923 K) Table 3 Creep parameters of sub zones of P92 welded joint
( 923 K)
材料
粗晶区 细晶区 临界区 熔敷金属
[ 4] Francis J A, M azur W, Bhadeshia H K D H. Type IV cracking in fer rit ic power plant st eels[ J] . Mat erials Science and Technology, 2006, 22( 12) : 1387- 1395.
时间曲线, 图 5 给出了 923 K 下 P92 钢焊接接头
各微区组织蠕变应变 时间曲线.
从蠕变应变 时间曲线中可以得到各种组织的
稳态蠕变速率, 用最小二乘法拟合后, 得到 P92 钢焊
接接头 各微 区 在 923 K 下的 蠕变 参 数, 文中 使用