超超臨界機(jī)組用P92鋼管國(guó)產(chǎn)化研究--揚(yáng)州誠(chéng)德鋼管有限公司--王鵬展.docx

超超臨界火電機(jī)組用P92鋼管國(guó)產(chǎn)化研究揚(yáng)州誠(chéng)德鋼管有限公司王波 王鵬展 徐銀庚 王俊杰摘 要：P92鋼為新型9Cr鐵素體系耐熱鋼，是實(shí)現(xiàn)超超臨界火電機(jī)組主蒸汽溫度由600向620過(guò)渡的關(guān)鍵材料之一。本文以揚(yáng)州誠(chéng)德鋼管有限公司試制的P92鋼管（610102mm）為試驗(yàn)材料，系統(tǒng)的研究了不同化學(xué)成分對(duì)P92鋼中-F的影響，不同熱處理參數(shù)對(duì)P92鋼組織和性能的影響， P92 鋼高溫時(shí)效和持久后的組織和性能的變化，研究了P92鋼疲勞和焊接性能。經(jīng)中國(guó)機(jī)械工業(yè)聯(lián)合會(huì)組織冶金、機(jī)械、電力等行業(yè)專家鑒定表明，試制的P92大口徑無(wú)縫鋼管綜合力學(xué)性能和顯微組織完全滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)和用戶要求，可以用于1000MW超超臨界火電機(jī)組。關(guān)鍵詞：超超臨界；P92鋼；-F；時(shí)效；持久強(qiáng)度0 前言超超臨界火電機(jī)組蒸汽參數(shù)超過(guò)600/25MPa后，主蒸汽和再熱蒸汽管道用材料要求具有更高的抗拉強(qiáng)度、抗高溫蠕變和抗氧化腐蝕性能，現(xiàn)有的P91鋼已不能滿足此要求，必須使用P92鋼。P92鋼是日本新日鐵公司在P91鋼的基礎(chǔ)上，通過(guò)對(duì)其成分進(jìn)行優(yōu)化，采用多元復(fù)合強(qiáng)化手段而研制的新型9Cr鐵素體系耐熱鋼，是代替P91鋼的首選材料。現(xiàn)階段，國(guó)內(nèi)各大鍋爐廠及電力修造廠對(duì)P92鋼的需求只能依賴進(jìn)口，這不僅造成交貨周期長(zhǎng)價(jià)格高且受制于人，因此實(shí)現(xiàn)P92鋼的國(guó)產(chǎn)化具有重要的意義。揚(yáng)州誠(chéng)德鋼管有限公司利用其自身的關(guān)鍵技術(shù)和設(shè)備，試制了610102mm的P92鋼管，試制的P92通過(guò)了國(guó)內(nèi)三大鍋爐廠的評(píng)定和機(jī)械工業(yè)聯(lián)合會(huì)的鑒定，完全可以代替進(jìn)口P92鋼用于1000MW超超臨界火電機(jī)組上。1 試驗(yàn)材料和內(nèi)容1.1 試驗(yàn)材料揚(yáng)州誠(chéng)德鋼管有限公司試制的P92鋼管采用與東北特鋼聯(lián)合開發(fā)的600mm圓鍛坯，鍛坯冶煉方式為電爐冶煉+爐外精煉并真空脫氣，鍛造比大于3，終鍛溫度不低于850，鍛坯經(jīng)車光探傷后交貨，毛管則采用揚(yáng)州誠(chéng)德鋼管有限公司獨(dú)有的生產(chǎn)工藝“穿孔熱軋+在線定徑（一火成材）”的方法制造。1.2 試驗(yàn)內(nèi)容本文的內(nèi)容共包括以下幾個(gè)方面： P92鋼化學(xué)成分優(yōu)化； P92鋼物理性能數(shù)據(jù)測(cè)量； P92鋼熱處理工藝選擇； P92鋼常規(guī)綜合性能分析； P92鋼疲勞性能分析； P92鋼時(shí)效和蠕變性能分析；2 試驗(yàn)結(jié)果分析與討論2.1 P92鋼化學(xué)成分優(yōu)化P92鋼綜合性能雖然較好，但由于其Cr含量達(dá)到9%，加上基體中添加了其它鐵素體形成元素，導(dǎo)致鉻當(dāng)量較高，如果成分設(shè)計(jì)不合理，鑄造鍛壓或熱處理工藝不當(dāng)都會(huì)導(dǎo)致基體組織中產(chǎn)成-F，-F對(duì)P92鋼的力學(xué)性能極為有害，降低材料的沖擊韌性，促進(jìn)相析出而導(dǎo)致中溫服役條件下的脆性和高溫條件下蠕變塑（韌）性的降低，-F還容易引起鑄造裂紋，同時(shí)-F相的存在也惡化鋼的鍛造加工性能、韌性及蠕變強(qiáng)度。揚(yáng)州誠(chéng)德與東北特鋼北滿特殊鋼有限責(zé)任公司合作，針對(duì)P92管坯的化學(xué)成分、冶煉及熱加工工藝進(jìn)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當(dāng)量Cr當(dāng)量國(guó)內(nèi)某企業(yè)P92鐵素體(F)P92限制V&M有-F的P92材料誠(chéng)德P92V&M無(wú)-F的P92材料奧氏體(A)A+MA+F馬氏體(M)M+F+AM+F圖2.1.1 P92材料研究的Schaeffler圖根據(jù)Cr當(dāng)量計(jì)算來(lái)預(yù)測(cè)P92鋼的組織，Cr當(dāng)量的計(jì)算在不同的文獻(xiàn)中采用不同表達(dá)式，本文采用式2.1.1來(lái)計(jì)算：Creq=Cr+6Si+11V+5Nb+4Mo+1.5W-40C-30N-4Ni-2Mn 2.1.1通過(guò)對(duì)不同標(biāo)準(zhǔn)中P92鋼化學(xué)成分的計(jì)算可以得到：當(dāng)Creq10時(shí)沒(méi)有-F；10Creq12時(shí)可能出現(xiàn)-F；Creq12時(shí)則出現(xiàn)大量-F。確定P92鋼最終的化學(xué)成分見(jiàn)表2.1.1，通過(guò)顯微組織觀察，管坯無(wú)-F組織。表2.1.1 P92鋼的化學(xué)成分 (wt/%)CSiMnPSNiCuCrMoWVNbTiZrBNAl0.130.190.490.0110.0020.150.109.080.341.700.200.070.0030.0040.0040.0600.008Creq8.12.2 物理性能數(shù)據(jù)測(cè)量為更好的研究該材料，分別委托安徽工業(yè)大學(xué)和中科院沈陽(yáng)金屬所測(cè)定了P92鋼高溫時(shí)的變形行為和主要的力學(xué)、熱學(xué)性能（彈性/楊氏模量、泊松比、熱膨脹系數(shù)、熱傳導(dǎo)系數(shù)、比熱等），據(jù)此成功地建立了P92材料模型。此外，還測(cè)定了P92的熱塑性，為優(yōu)化P92熱軋工藝，防止缺陷發(fā)生提供了必要的科學(xué)依據(jù)（詳見(jiàn)：P92鋼高溫力學(xué)和熱學(xué)性能研究）。ba 圖2.2 P92鋼的熔化曲線根據(jù)圖2.2可以判斷出P92鋼的：Ac1=834849，726743可能為碳氮化物的析出溫度， Ac3=910935，熔點(diǎn)大約在1501。V&M公司P92鋼的Ac1點(diǎn)為800835，Ac3點(diǎn)為900920 D.Richardot, J.C.Vaillant, A.Arbab. The T/P92 BookM, 2000-VALLOUREC & MANNESMANN TUBES.。2.3 熱處理工藝的選擇熱處理工藝是決定鋼組織和性能的關(guān)鍵因素，針對(duì)熱處理的8個(gè)參量進(jìn)行選擇，得到了P92鋼最佳熱處理工藝，并將其應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)熱處理。2.3.1 冷卻速率的選擇結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)，分別研究了空冷、水冷、風(fēng)冷和油冷四種不同正火冷卻方式對(duì)P92鋼組織和性能的影響。圖2.3.1 不同冷卻方式對(duì)常規(guī)性能的影響圖2.3.1為四種不同冷卻方式下力學(xué)性能的變化曲線，從圖中可以看出，四種不同冷卻方式對(duì)P92鋼管力學(xué)性能的變化影響不大，四種冷卻條件下抗拉強(qiáng)度分別為690MPa、700MPa、690MPa和695MPa，最大差別僅為10MPa，沖擊功Akv值分別為141J、143J、134J和141J，布氏硬度HBW值分別為218、215、218和219，差別不大。金相觀察四種不同冷卻方式下的顯微組織皆為板條馬氏體，由此也可以表明本實(shí)驗(yàn)用P92鋼的馬氏體淬透性較好。因此，在生產(chǎn)中考慮到實(shí)際可操作性，基于本實(shí)驗(yàn)用成分的P92鋼正火后可以采用空冷，若規(guī)格較大（壁厚S70mm）時(shí)，正火后冷卻速率在條件允許的情況下可以加速冷卻，以達(dá)到組織的快速轉(zhuǎn)變。2.3.2 正火/回火溫度的選擇分別在9901150和700780研究了不同正火溫度和不同回火溫度對(duì)P92鋼組織和性能的影響。圖2.3.2為不同正火溫度、不同回火溫度后Rm和Rp0.2值的變化曲線。由圖中可以看出，正火溫度升高，強(qiáng)度逐漸升高，回火溫度升高，強(qiáng)度逐漸降低，但強(qiáng)度指標(biāo)受回火溫度影響較大，回火溫度升高，強(qiáng)度下降迅速，當(dāng)回火溫度高于800，接近Ac1相變點(diǎn)時(shí)，強(qiáng)度急劇下降，說(shuō)明回火溫度超過(guò)800后導(dǎo)致碳化物迅速長(zhǎng)大，發(fā)生了熟化現(xiàn)象。而當(dāng)正火溫度高于1110時(shí)，強(qiáng)度反而隨正火溫度的繼續(xù)升高而降低，這可能是在較高的溫度下正火時(shí)，合金元素和碳化物已經(jīng)完全溶解在基體中，而使沉淀強(qiáng)化現(xiàn)象減弱甚至消失 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.。圖2.3.2室溫時(shí)P92鋼Rm、Rp0.2值隨不同正火/回火溫度時(shí)變化圖2.3.3為不同正火和不同回火時(shí)Akv值和HBW值的變化曲線。從圖中可以看出，在較低溫度正火時(shí)，Akv值較高，隨著正火溫度的升高，HBW值升高，Akv值降低，當(dāng)正火溫度高于1110時(shí)，硬度逐漸降低，沖擊性能升高，這正好與當(dāng)正火溫度高于1110時(shí)強(qiáng)度反而降低的現(xiàn)象相一致。圖2.3.3 P92鋼Akv值和HBW值隨不同正火/回火溫度的變化圖2.3.4為P92鋼不同溫度正火后的金相組織，均為板條馬氏體組織。由圖中可以看出，隨正火溫度的不斷升高，晶粒開始粗大，馬氏體板條逐漸變寬，當(dāng)正火溫度超過(guò)1110正火后馬氏體板條開始變得明顯粗大，且局部粗大的馬氏體組織中開始出現(xiàn)了混晶現(xiàn)象；而在較低溫度正火時(shí)，由于合金元素未能完全溶于奧氏體中，馬氏體板條組織結(jié)構(gòu)不夠明顯（如圖2.3.5-a）。111010601020990 圖2.3.4 不同正火溫度后的金相組織-馬氏體板條（760回火，300min，200）11101060990abc 圖2.3.5 不同正火溫度后的TEM像(760回火，300min)P92鋼中正火形成的板條馬氏體，在高溫回火時(shí)僅發(fā)生回復(fù)而不發(fā)生再結(jié)晶，因此，可以將整個(gè)回復(fù)過(guò)程分為三個(gè)步驟 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，馬氏體板條內(nèi)亞晶的形成；第二步，亞穩(wěn)態(tài)位錯(cuò)網(wǎng)的形成；第三步，碳化物與氮化物的形成、沉淀與析出。P92鋼是在P91鋼基礎(chǔ)上通過(guò)添加少量的W而降低Mo，并添加適量的N，因此P92鋼在回火過(guò)程中析出的碳氮化物顆粒為W-Mo復(fù)合化合物，并增加了氮化物的析出量，因此可將碳氮化物分為兩種類型：一為多分布于馬氏體板條界且尺寸約為（2080）nm（40300）nm的粗條狀、衍射斑點(diǎn)標(biāo)定為M23C6型的間隙化合物，多為(Cr,Fe,Mo)23C6，另一類為分布于馬氏體板條內(nèi)且尺寸約為6nm20nm的細(xì)條狀、衍射斑點(diǎn)標(biāo)定為面心立方的MC型間隙相，多為(V,Nb)C。MC相的熱穩(wěn)定性高，沉淀時(shí)在馬氏體板條內(nèi)的位錯(cuò)上形核，沉淀于馬氏體板條的內(nèi)部，是鋼二次強(qiáng)化的重要沉淀物，所以，獲得盡可能多的MC型沉淀粒子是提高鋼的力學(xué)性能（如持久斷裂強(qiáng)度）的重要措施之一。圖2.3.6為1060正火后在不同溫度回火時(shí)所得組織結(jié)構(gòu)的馬氏體板條形貌、位錯(cuò)組態(tài)與碳化物形態(tài)的TEM像。圖2.3.6-a可以看出，在730回火時(shí)，馬氏體板條碎化較差，亞晶結(jié)構(gòu)不明顯，位錯(cuò)的纏結(jié)組態(tài)仍明顯存在，碳化物M23C6未發(fā)生熟化，板條寬度約為150500nm，碳化物經(jīng)標(biāo)定為M23C6型碳化物，數(shù)量較多，成長(zhǎng)桿狀，碳化物長(zhǎng)度尺寸大約為40nm 250nm。圖2.3.6-b為760回火時(shí)的馬氏體板條組織，由圖中可以看出，760回火時(shí)，馬氏體板條碎化良好，亞晶塊結(jié)構(gòu)明顯，位錯(cuò)的纏結(jié)組態(tài)明顯消失，碳化物M23C6也未發(fā)生明顯熟化，板條寬度約為100500nm，位錯(cuò)密度較高，碳化物主要為M23C6型，尺寸約為20nm250nm，同時(shí)在晶界上析出了MX型碳化物。圖2.3.6-c為790回火時(shí)的馬氏體板條結(jié)構(gòu)，從圖中可以看出馬氏體板條尺寸粗大，板條中的亞晶結(jié)構(gòu)明顯，位錯(cuò)網(wǎng)絡(luò)組態(tài)明顯形成，碳化物M23C6形態(tài)發(fā)生了熟化。cba 圖2.3.6 不同回火溫度時(shí)的TEM像（1060正火，保溫150min，回火保溫300min）2.3.3 正火回火保溫時(shí)間的影響根據(jù)P91鋼已有的生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，正火保溫時(shí)間分別按1min、1.5min和2min每毫米，回火保溫時(shí)間分別按2min、3min和4min每毫米進(jìn)行試驗(yàn)。正火保溫時(shí)間短，鋼的強(qiáng)度較高但塑性較低，這是因?yàn)樵谳^短的保溫時(shí)間內(nèi)，合金元素未能完全溶入奧氏體中或只有很小的固溶量，此時(shí)馬氏體板條結(jié)構(gòu)不明顯，組織轉(zhuǎn)變不充分，雖然強(qiáng)度較高，但對(duì)P92鋼長(zhǎng)期使用下持久性能等產(chǎn)生未知的影響 F.Abe, T.Horiuchi. Stabilization of the Martensitic microstructure in advanced 9Cr steel during creep at high temperatureJ, Acta Materialia, 2004, 378: 299-303.。而當(dāng)正火保溫時(shí)間過(guò)長(zhǎng)時(shí)，鋼的短時(shí)力學(xué)性能雖然也較好，但由于保溫時(shí)間過(guò)長(zhǎng)導(dǎo)致溶入的合金元素在晶界上發(fā)生熟化，造成了晶界的脆化，對(duì)鋼的韌性造成了不良影響。因此，較短或過(guò)長(zhǎng)的保溫時(shí)間對(duì)鋼的力學(xué)性能和組織的影響都是不利的。b. Normalized at 1060 (2min/mm)+temperature at 760 (3min/mm)a. Normalized at 1060 (1min/mm)+temperature at 760 (3min/mm) 圖3.13 正火/回火不同保溫時(shí)間對(duì)Rm和Rp0.2的影響2.4 常規(guī)綜合性能評(píng)定根據(jù)以上2.3的結(jié)論，制定P92鋼生產(chǎn)熱處理工藝為N+T，正火后加速冷卻以獲得理想的組織和力學(xué)性能。需要注意的是，P92鋼的合金元素含量比較高，擴(kuò)散型相變速率較慢，為使回火組織轉(zhuǎn)變和充分消除應(yīng)力，確保鋼的力學(xué)性能和組織結(jié)構(gòu)在長(zhǎng)期使用中的穩(wěn)定性，回火加熱時(shí)間必須充足。2.4.1 常溫力學(xué)性能在P92鋼管的靠近外表面、靠近內(nèi)表面和壁厚中間分別取樣以進(jìn)行橫向常溫拉伸、沖擊和硬度試驗(yàn)，在靠近外表面、靠近內(nèi)表面分別取樣進(jìn)行了橫向彎曲試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2.4.1。表2.4.1 常溫拉伸、沖擊、硬度和彎曲（橫向）性能測(cè)試結(jié)果試樣號(hào)取樣位置Rp0.2/MPaRm/MPaA/%AKV/20，JHBW彎曲d=25.4，18001近外表面505/510685/69025.0/25.0108108112215213211合格02中間525/515700/69025.0/25.512411414021221521303近內(nèi)表面520/515700/69524.0/25.0130122138218219219合格SA 335M44062013250HBEN10216-24406208501727GB5310-20084406201627250HB從表2.4.1中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出，實(shí)際熱處理后的P92鋼的各項(xiàng)常溫力學(xué)性能符合標(biāo)準(zhǔn)要求且沿整個(gè)壁厚分布均勻，差別不大，內(nèi)外表面的彎曲性能也合格，均符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定。2.4.1 高溫短時(shí)力學(xué)性能近外表面取樣分別進(jìn)行了550650的橫向系列高溫短時(shí)拉伸試驗(yàn)，同時(shí)在625時(shí)選取了靠近外表面、靠近內(nèi)表面和壁厚中間的三個(gè)部位試樣，進(jìn)行橫向?qū)Ρ仍囼?yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2.4.2。表2.4.2 高溫拉伸性能（橫向）試樣號(hào)取樣位置試驗(yàn)溫度/Rp0.2/MPaRm/MPa新日鐵規(guī)定EN 10216-2規(guī)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壁厚中間295325043近內(nèi)表面295325051近外表面650280300189MPa278MPa從表2.4.2可以看出，各試驗(yàn)溫度下的P92鋼的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均高于新日鐵和EN 10216-2的規(guī)定值，同溫度下不同壁厚處的高溫力學(xué)性能也基本一致，相差不大，表明強(qiáng)度沿壁厚方向的分布比較均勻。2.4.1 系列溫度沖擊試驗(yàn)采用測(cè)試FATT50的方法對(duì)P92鋼管的冷脆性能進(jìn)行評(píng)估，結(jié)果見(jiàn)表2.4.3，對(duì)應(yīng)的韌-脆轉(zhuǎn)變溫度曲線見(jiàn)圖2.4.1， FATT50的測(cè)定結(jié)果為-2.4。表2.4.3 系列溫度沖擊試驗(yàn)結(jié)果（橫向）試樣號(hào)取樣位置試驗(yàn)溫度Akv/JAkv平均值/J脆性斷面率/%平均脆性斷面率/%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圖2.4.1 P92鋼的韌-脆轉(zhuǎn)變溫度曲線2.4.1 低倍和顯微組織在P92鋼管近外表面、近內(nèi)表面和壁厚中間分別取樣進(jìn)行金相組織、晶粒度檢測(cè)，并依據(jù)GB/T10561-2005鋼中非金屬夾雜物含量的測(cè)定標(biāo)準(zhǔn)評(píng)級(jí)圖顯微檢驗(yàn)法進(jìn)行非金屬夾雜物檢測(cè)，檢測(cè)結(jié)果分別見(jiàn)表2.4.4、表2.4.5和圖2.4.2。表2.4.4 鋼管的金相組織和晶粒度試樣號(hào)取樣位置金相組織晶粒度01靠近外表面回火馬氏體6.5級(jí)02壁厚中間回火馬氏體6.5級(jí)03靠近內(nèi)表面回火馬氏體7.0級(jí)GB5310-2008回火馬氏體或回火索氏體4級(jí) 圖2.4.2 P92鋼的低倍和顯微組織2.5 P92鋼疲勞性能分析對(duì)P92鋼管進(jìn)行了室溫、600和625的低周疲勞試驗(yàn)，結(jié)果表明：在室溫、600、625均表現(xiàn)為循環(huán)軟化，在總應(yīng)變幅t/2較低時(shí)室溫20C的低循環(huán)疲勞壽命最長(zhǎng)，溫度越高，疲勞循環(huán)壽命越短，625C循環(huán)壽命略低于600C循環(huán)壽命。當(dāng)總應(yīng)變幅t/2較大時(shí)，室溫、600及625C循環(huán)疲勞壽命基本一樣，與某進(jìn)口P92鋼管（35080）相比，在相同總應(yīng)變幅下誠(chéng)德所生產(chǎn)P92鋼管室溫時(shí)與進(jìn)口P92鋼管低循環(huán)疲勞壽命相近；高溫時(shí)，揚(yáng)州誠(chéng)德所生產(chǎn)P92鋼管材料低周疲勞性能優(yōu)于進(jìn)口P92鋼管。圖2.5.1為室溫時(shí)的應(yīng)變壽命曲線，可表示為：t/2=0.00538(2Nf)-0.0904+0.648(2Nf)-0.633圖2.5.2為600時(shí)的應(yīng)變壽命曲線，可表示為：t/2=0.00396(2Nf)-0.0860+1.330(2Nf)-0.735圖2.5.3為625C時(shí)應(yīng)變壽命曲線，可表示為：t/2=0.00392(2Nf)-0.0902+2.505(2Nf)-0.804根據(jù)P92鋼管在20、600及625C的應(yīng)變壽命公式，分別計(jì)算出2Nf=1000、10000、50000和100000次的總應(yīng)變幅t/2，如表2.5.1所示。圖2.5.2 P92鋼管600C時(shí)的循環(huán)應(yīng)變壽命曲線圖2.5.1 P92鋼管室溫時(shí)的應(yīng)變壽命曲線圖2.5.4 P92鋼管在20、600和625C的應(yīng)變壽命曲線圖2.5.3 P92鋼管625C時(shí)的循環(huán)應(yīng)變壽命曲線表2.5.1 P92鋼管在20、600和625C的應(yīng)變壽命計(jì)算結(jié)果循環(huán)壽命周次2Nf1000100005000010000020C t/20.01060.004260.002610.00220600C t/20.01070.003380.001960.00162625C t/20.01190.003230.001900.00156圖2.5.52.5.7分別為誠(chéng)德及進(jìn)口P92材料在室溫、600、625條件下的應(yīng)變壽命曲線，可以看出：室溫時(shí)，誠(chéng)德P92鋼管與進(jìn)口P92鋼管在相同總應(yīng)變幅下，低循環(huán)疲勞壽命相近；在600和625條件下，在相同總應(yīng)變幅下，誠(chéng)德生產(chǎn)的P92低循環(huán)疲勞壽命高于進(jìn)口P92的低循環(huán)疲勞壽命。圖2.5.5室溫時(shí)的二者低周疲勞應(yīng)變壽命曲線圖2.5.5 600時(shí)二者的低周疲勞應(yīng)變壽命曲線 圖2.5.5 625時(shí)二者的低周疲勞應(yīng)變壽命曲線2.6 P92鋼時(shí)效和持久性能分析2.6.1 625下的時(shí)效試驗(yàn)分別對(duì)P92鋼進(jìn)行625時(shí)效和外加應(yīng)力下的蠕變斷裂試驗(yàn)，用SEM和TEM對(duì)時(shí)效后的試樣進(jìn)行分析，對(duì)不同應(yīng)力下得到的持久強(qiáng)度值進(jìn)行線性擬合外推十萬(wàn)小時(shí)的蠕變斷裂強(qiáng)度。表2.6.1為時(shí)效后P92鋼管的硬度值和沖擊值的測(cè)試結(jié)果，圖2.6.1為硬度值和沖擊值隨時(shí)效時(shí)間的變化曲線。表2.6.1 不同時(shí)效時(shí)間后的Akv值和HBW值項(xiàng)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時(shí)效后P92鋼的硬度和韌性出現(xiàn)不同程度的下降（圖2.6.1），由圖中還可以看出：在時(shí)效03000h的過(guò)程中，沖擊韌性降低非常顯著，而硬度值降低不明顯，僅下降了約5HB，而當(dāng)時(shí)效時(shí)間超過(guò)3000h以后，沖擊韌性下降程度變化不明顯，而硬度值也基本趨于穩(wěn)定，在超過(guò)3000h的時(shí)效過(guò)程中，硬度基本保持在同一水平值上。 圖2.6.1 時(shí)效后沖擊韌性和硬度變化圖2.6.2分別為時(shí)效1000h、3000h和10000h后沖擊試樣斷口起裂區(qū)的SEM像，由圖中可以看出，時(shí)效后P92鋼的沖擊斷口皆為典型的韌性斷裂，韌性斷裂區(qū)約50200um，皆表現(xiàn)為韌窩狀，且韌窩尺寸細(xì)小均勻，表現(xiàn)為準(zhǔn)解理特征。10000h3000h1000h 圖2.6.2 625時(shí)效后沖擊斷口形貌2.6.2 625下的持久試驗(yàn)P92鋼管625不同外加應(yīng)力下的持久強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果如表2.6.2，持久強(qiáng)度值的評(píng)估采用國(guó)內(nèi)外目前常用的Larson-Miller參數(shù)法（LMP）：P(tr,T)=T(logtr+C) (2.6-1)其中，P為載荷（MPa），T為絕對(duì)溫度（K），tr為斷裂時(shí)間（h），C為常數(shù)。根據(jù)式（2.6-1）利用Origin軟件在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)系中對(duì)試驗(yàn)所得的8個(gè)坐標(biāo)點(diǎn)進(jìn)行線性擬合（圖2.6.3），得到擬合方程（2.6-2）（其中常數(shù)C取33.1 彭志方，黨瑩櫻，彭芳芳等9-12Cr%鐵素體耐熱鋼持久性能評(píng)估方法的研究A 見(jiàn)：中國(guó)電力科技網(wǎng)先進(jìn)電站用耐熱鋼與合金研討會(huì)論文集C.）：lg=2.3677-0.0727lg (2.6-2)據(jù)此計(jì)算，可以得出P92鋼管在625下外推10萬(wàn)小時(shí)的高溫蠕變斷裂強(qiáng)度值為100.