T23、T24鋼的性能與焊接

T23、T24鋼的性能與焊接

（在神華國華集團08年監(jiān)督會議專題報告）江蘇方天電力技術(shù)有限公司2008年11月T23、T24鋼的性能與焊接目錄一、T23、T24鋼的性能

二、T23、T24鋼的應用現(xiàn)狀

三、T23、T24鋼應用中發(fā)現(xiàn)的問題及其原因分析和建議一、T23、T24鋼的性能1T23、T24鋼的性能1.1T23、T24鋼設計的意義在普通的超臨界機組(參數(shù)為25.0MPa、540／540℃或25.0MPa、540／566℃)中，水冷壁出口的汽水溫度約為420℃，正常情況下它的金屬溫度可能達到450℃。通常選用T1、T11和T12等均可以滿足使用要求?？墒浅R界(USC)鍋爐水冷壁的運行壓力和溫度都有明顯的提高。例如在31MPa／620℃蒸汽參數(shù)的USC鍋爐水冷壁出口端的汽水溫度達475℃。在投入運行的初期.中墻部位的管壁溫度達到497℃。長期運行后，由于管壁形成垢層，管壁溫度可升至513℃。而熱負荷最高區(qū)域的管子壁溫和接近出口部分的管壁溫度可達520℃，瞬間最高溫度甚至可達540℃。因此，以往在亞臨界和普通的超臨界機組中采用的鋼材已不能滿足要求，需要采用合金含量更高，熱強性更好的鋼材。

除此以外，這些鍋爐的水冷壁大多是膜式壁，由于鍋爐容量增大，為了提高效率，希望增大受熱面積，為此需要減小管徑，這樣就使水冷壁變成為更大更薄的結(jié)構(gòu)。如果仍采用傳統(tǒng)的鐵素體—貝氏體耐熱鋼，如ASTMA213—T12(13CrMo44)和ASTMA213—T22(10CrMo910)來制作，焊后就需要進行焊后熱處理。對這樣大而薄的平面形構(gòu)件實施熱處理不僅難度很大，而且構(gòu)件在受熱后極易產(chǎn)生扭曲變形，且這種扭曲變形是極難矯正的。因此，從工藝要求出發(fā).需要采用焊接以后可以不進行熱處理的鋼材來制作?？梢?，用于制作USC鍋爐水冷壁的材料不僅應該在550～570℃下具有足夠的蠕變斷裂強度，而且要求焊前不用預熱、焊后不必熱處理的焊接性良好的鋼材。T23／P23和T24鋼和T24／P24鋼就是適應這種要求的材料。1T23、T24鋼的性能1.2T23、T24鋼的設計思路T23和T24鋼的設計思路如圖所示。從圖中可以看到，它們大都以良好的焊接性、優(yōu)良的韌性、充分高的蠕變強度和不需要焊后熱處理作為四個目標，是在2.25Cr-Mo鋼的基礎上，通過降低碳含量和添加W(以便加強固溶強化的作用)、添加V、Nb、B（起著微合金化和彌散析出強化作用）而獲得的材料。31.3T23、T24鋼的化學成分1T23、T24鋼的性能目前可見到的T23和T24鋼的標準、鋼號和它們相應的化學成分見下表：注：表中n.s.表明無規(guī)定。

標準鋼號CSiMnPSCrMoTiVWNbBNNiAlASTMA213(2199條款)T230.04～0.10≤0.500.10～0.60≤0.03≤0.0l1.90～2.600.05～0.30n.s0.20～0.301.45～1.750.02～0.080.0005～0.0060≤0.03n.s≤0.03三菱住友HCM2S(T23)0.04～0.10≤0.500.10～0.60≤0.03≤0.0l1.90～2.600.05～0.30n.s0.20～0.301.45～1.750.02～0.080.0005～0.0060≤0.03n.s≤0.03ASTMA213(草案)T240.05～0.100.15～0.450.30～0.70≤0.02≤0.0l2.20～2.600.90～1.100.05～0.100.20～0.30n.sn.s0.0015～0.0070≤0.012n.s≤0.021T23、T24鋼的性能由上表中成分上可以看到，T23鋼與我國在20世紀60年代開發(fā)的鋼102(12Cr2MoWVTiB)有近似的合金系統(tǒng)和含量，它是在T22鋼的基礎上加入了鎢，減少了鉬，把碳含量降低到了0.04％～0.10％。此外，再添加少量的釩、鈮、氮和硼等微合金化元素。而T24鋼與T22鋼相比，也是適當減少了含碳量.加入了微合金化元素釩、鈦、硼等。除了這些變動以外，兩種鋼的硫、磷等雜質(zhì)含量都被明顯地限制和降低了。這樣成分的鋼再經(jīng)過相應的成材加工和熱處理后，就可獲得綜合性能良好、能夠滿足制作USC鍋爐水冷壁要求的鋼材。它們在600℃時的蠕變斷裂強度達到T22鋼的1.8倍。因為降低了含碳量和雜質(zhì)含量，使其焊接性大大提高，允許焊前不預熱，焊態(tài)下熱影響區(qū)的最高硬度也在350HV以下。由于這些優(yōu)點，使這類鋼除了能很好地滿足USC鍋爐膜式水冷壁的要求以外，T24／P24還可以在500～550℃范圍內(nèi)作為9％Cr鋼厚壁蒸汽管道的代用材料，同時可以作為現(xiàn)有老機組部件的更換材料。

T23和T24鋼都是在正火+回火的調(diào)質(zhì)狀態(tài)下供貨。T23鋼的正火溫度為1060±10℃，T24鋼的正火溫度是1000±10℃。實踐證明，當鋼材的厚度超過10mm時，需要加大正火冷卻速度(水冷卻)，以保證最佳的力學性能。T23和T24鋼正火后的回火溫度分別為760±15℃和750±15℃。31T23、T24鋼的性能1.4T23、T24鋼的物理性能T23、T24鋼的主要物理性能見下表：從上表的數(shù)據(jù)可以看出T23、T24鋼具有相似的熱傳導性和線膨脹系數(shù)。如果把T22、T91和TP304的導熱率、線膨脹系數(shù)與T23、T24鋼比較，得到下圖。從下圖和上表的數(shù)據(jù)可以看到很有意思的現(xiàn)象：雖然T24鋼的合金元素總量比T22鋼只少了0.1％，而T23鋼的合金總量比T22鋼還高出1％以上，可是它們的線膨脹系數(shù)都比T22鋼小。不僅如此，T24鋼的熱傳導性還明顯好于T22鋼。較小的線膨脹系數(shù)和較高的導熱系數(shù)。對于制作鍋爐受熱面構(gòu)件都是有利的。31T23、T24鋼的性能

T22、T23、T24、T9l及TP304鋼的性能比較

(a)熱傳導性的比較；(b)線膨脹系數(shù)的比較對上面三幅T22鋼、T23鋼、T24鋼的CCT圖進行比較，可以發(fā)現(xiàn)以下幾點：

1、T23鋼的Acl為810℃，Ac3為980℃。通常焊接條件下，空冷至500℃以下將發(fā)生貝氏體轉(zhuǎn)變。如果冷卻得較快，得到的組織可以為貝氏體+馬氏體，硬度為300～350HVl0。T24鋼的Acl為815℃，Ac3為960℃，可以看到，它的Ms溫度在460℃左右，Mf溫度在250～300℃。通常焊接條件下冷卻得到的組織也是貝氏體+馬氏體，硬度為300～350HVl0。T23鋼、T24鋼在極端的緩慢冷卻條件下，都會出現(xiàn)高溫轉(zhuǎn)變組織(鐵素體+珠光體)，這是所不希望的，它將破壞鋼的各項力學性能。

2、雖然T22鋼、T23鋼、T24鋼發(fā)生貝氏體轉(zhuǎn)變的溫度區(qū)域差不多都是在500℃以上，如果用相同的冷卻速度從Ac3冷卻下來，T22鋼的硬度遠比T23和T24的高。這立即可以聯(lián)想到是由于含碳量不同所產(chǎn)生的效果，從一個側(cè)面反映了T23、T24鋼比T22鋼具有更低的延遲裂紋敏感性。此外，T22鋼高溫轉(zhuǎn)變的孕育期明顯比T23和T24的短，意味著T22鋼較容易出現(xiàn)奧氏體的高溫轉(zhuǎn)變產(chǎn)物。而T23和T24鋼由于添加了B、N等元素，明顯地延長了孕育期，使它們較不容出現(xiàn)奧氏體的高溫轉(zhuǎn)變產(chǎn)物，這反映了T23和T24鋼會具有比T22鋼更好的力學性能。

31T23、T24鋼的性能1.5T23、T24鋼的主要常溫力學性能

31T23、T24鋼的性能ASME標準提供的T23和T24鋼的主要常溫力學性能見下表。T24鋼的常溫強度和硬度比T23鋼的略高一些。

T23、T24鋼的主要常溫力學性能標準規(guī)定值

31T23、T24鋼的性能日本三菱重工和住友公司對T23(HCM2S)鋼不同產(chǎn)品的常溫力學性能進行了測試。測試產(chǎn)品的規(guī)格及測試結(jié)果見下表。測試結(jié)果不但說明了這些產(chǎn)品的常溫力學性能全面達到了標準規(guī)定值，并且還有較多的裕量。數(shù)據(jù)還說明，成材加工時變形量大的小徑管和板材，其強度和韌性相對更高些。

HCM2S(T23)鋼測試材料規(guī)格

HCM2S(T23)鋼結(jié)果測試

31T23、T24鋼的性能上面左圖表示壁厚小于10mm的小徑管和壁厚大于10mm的大徑管以不同的冷卻速度正火后得到的沖擊韌度。圖中除了空氣中冷卻的P24鋼(壁厚>l0mm)以外，所有試樣的脆性轉(zhuǎn)變溫度都在一40℃左右，它們的上平臺值都在250J／cm2以上?？諝庵欣鋮s的P24鋼，雖然其上平臺值也在250J／cm2以上，但其轉(zhuǎn)變溫度卻升到了零上40℃左右，這些試驗說明了正火時的冷卻速度非常重要。正火時，較快的冷卻速度能獲得馬氏體和下貝氏體組織，回火后獲得高的韌性，脆性轉(zhuǎn)變溫度低：反之，若正火時的冷卻速度不足，其脆性轉(zhuǎn)變溫度就會明顯上升。這一現(xiàn)象可以推理為：由于正火時的冷卻速度不足，導致出現(xiàn)了上貝氏體類組織，從而大幅度提高脆性轉(zhuǎn)變溫度。

上面右圖表示的是T23鋼彎管后的正火條件對脆性轉(zhuǎn)變溫度和材料韌度的影響，也反映出了和左圖相同的特性，這一點是使用這類鋼時必須注意的。在使用這類鋼制造構(gòu)件時，需要對鋼管進行彎曲加工。彎曲加工后，如果需要進行正火+回火處理.就應注意正火時的冷卻速度。尤其是當對壁厚大于10mm的大徑管進行彎管加工后，更需特別注意確保其正火時的冷卻速度。建議在正火時采用油冷或鼓風加速冷卻。

左圖的數(shù)據(jù)還提示出，在焊接這些鋼的時候，應保證足夠的冷卻速度，特別要設法保證厚壁構(gòu)件焊接時的冷卻速度。為此，需要注意限制層間溫度不得過高。從這些特性出發(fā)，很有必要通過實踐逐步建立焊接接頭的韌度和焊后冷卻速度之間的定量關系；也就是建立接頭韌度和層間溫度、焊接熱輸入、工件壁厚之間的定量關系。31T23、T24鋼的性能1.6T23、T24鋼的高溫力學性能

圖1給出了從室溫到650℃的不同溫度下T23、T24鋼的短時拉伸性能。T24鋼具有最高的σ0.2，在500℃以上才和T23鋼的σ0.2漸趨于一致。但兩者都遠高于T22鋼的水平，在550℃時，它們的σ0.2還要高于T22鋼150MPa左右。

圖2和圖3分別為T23、T24鋼從常溫到700℃間的不同溫度下短時拉伸試驗時的伸長率和端面收縮率。隨著溫度的升高，在常溫到550℃的范圍內(nèi)。T23、T24鋼的延伸率沒有明顯的變化或升高。31T23、T24鋼的性能圖4所示為T23／P23、T24／P24、T22／P22和T9l／P91鋼在500～600℃溫度區(qū)間10萬h的蠕變斷裂強度，很直觀地給出了這四種鋼在這個溫度范圍內(nèi)的蠕變斷裂強度，T9l／P91鋼在這個溫度區(qū)間內(nèi)始終是最優(yōu)的，而T22／P22鋼則比其他三種鋼低很多。有意義的是T23／P23和T24／P24鋼之間的差別，可以看到：在580℃以下時，T24／P24鋼的蠕變斷裂強度比T23／P23鋼高；與此相應，兩種鋼的許用應力也有相應的差別(表1和表2分別列出兩種鋼的許用應力，圖5則是ASNE標準的許用應力曲線)。尤其是在500～550~C溫度區(qū)間內(nèi)，T24／P24鋼的蠕變斷裂強度高出T23／P23鋼20—30MPa。但是在溫度超過570℃以后，T23鋼的許用應力反而高于T24／P24鋼。由于兩種鋼開發(fā)設計的目標使用溫度就是500～550℃，因此這個差別對使用者選擇材料和計算時都很有意義。31T23、T24鋼的性能

表1ASME標準T23鋼許用應力值(MPa)溫度(℃)20100200300400450500525550575600625650ASME128128126125124117111105877l56-38-25溫度(℃)2050100150200250300350400450500525550575600DINTRD300291278269262257253248243237151129986739ASME146“6146142139137135133131126117112956739

表2T24鋼的許用應力值

(MPa)31T23、T24鋼的性能HCM2S（T23）鋼在不同溫度下10萬h蠕變斷裂強度

日本三菱重工和住友公司采用已經(jīng)運行1年和3年的HCM2S(T23)鋼進行蠕變斷裂試驗，并與沒有經(jīng)過運行的HCM2S鋼做對比，如圖所示。運行3年，相當于在550～600℃溫度下，時效約2萬h。從給出的結(jié)果看，試樣的測試結(jié)果仍然落在原始材料相應斷裂應力和時間的分散帶內(nèi)，說明在上述條件下運行過的材料還不至于構(gòu)成運行以后材料蠕變斷裂強度曲線的明顯改變。

31T23、T24鋼的性能冷變形對蠕變斷裂強度的影響

試驗了冷作變形對蠕變斷裂強度的影響，如圖所示?？梢钥吹?，當冷變形量超過20％以后，會對蠕變斷裂強度有明顯的降低作用。因此，在冷變形量達到20％以后。為了保證蠕變斷裂強度，就必須在彎曲加工以后進行正火加回火處理。1.7T23／P23、T24／P24鋼的時效性能

31T23、T24鋼的性能圖1、圖2分別表示了在550～600℃下運行3年以后HCM2S鋼的強度和硬度變化情況，圖中也列出了T22和TP347H的結(jié)果，在550～600℃的范圍內(nèi)運行3年的過程中，HCM2S(T23／P23)鋼的強度和硬度沒有實質(zhì)性的變化?？墒菍λ臎_擊韌度影響明顯。31T23、T24鋼的性能圖3是在550～600℃下運行3年過程中T23／P23鋼沖擊韌度的變化情況。其沖擊韌度從運行前的250J／cmz降到l萬h后的120J／cm2。繼續(xù)又降低到2萬h后的100J／cm2左右。在1萬h以后降低的速率變小，而且在2萬h后的韌度還能保持在100J／cm2左右。

圖4表示對T23／P23鋼時效傾向的進一步試驗結(jié)果。圖中結(jié)果說明，T23／P23鋼的時效傾向在550℃時最為明顯，溫度升高到600、650℃時，時效傾向就消失了。在550℃時的時效過程特點是：在開始運行的3000h內(nèi)，時效發(fā)生得最劇烈，在隨后的時間里，時效引起的韌度降低速率就開始按指數(shù)遞減，1萬h以后幾乎已經(jīng)穩(wěn)定.看不到韌度再有明顯的降低。如果按照第三章所描述這類鋼的時效規(guī)律的話，則長期使用后鋼的韌度應該不至于降低到危險的程度。目前的T23鋼，還只用于制造小徑管構(gòu)件，且時效后的韌性還不是很低。因此還無需過分擔憂。但是T23／P23鋼的目標使用溫度畢竟恰好是500～550℃或570~C。因此.對于制造大直徑厚壁構(gòu)件的P23鋼來說，應對它的時效傾向引起注意。

31T23、T24鋼的性能與T23／P23鋼相比，T24／P24鋼的時效傾向小得多。圖5表示了在550℃下長期時效過程中T24／P24鋼的力學性能變化情況。時效1萬h的T24／P24鋼的強度沒有什么變化，只有在1萬h以后強度才有降低的趨勢，不過降低的速度很慢，它的σb和σ0.2在經(jīng)過5萬～6萬h后共降低了30MPa左右。與此同時，伸長率沒有明顯變化。經(jīng)過5萬～6萬h時效以后，T24／P24鋼的沖擊韌度雖然也有所降低，但降低的幅度不大，遠比T23／P23鋼的小，僅從原始的280J降到230J左右。時效過程中沖擊韌度降低的特性和T23／P23鋼的相同，也是在時效過程開始的3000h左右降低得快些。以后逐步趨于穩(wěn)定。

由此，從時效的角度出發(fā)，T24／P24鋼優(yōu)于T23／P23鋼。因此，T24／P24鋼除了可以滿足制造USC鍋爐的水冷壁外，也是制造用于500～550℃范圍內(nèi)工作的厚壁蒸汽管道的材料，此時其強度不僅遠高于P22鋼，也可以作為P91鋼的代用鋼。31T23、T24鋼的性能

綜觀上述各項性能，這兩種鋼的物理和力學性能都很接近。因而通常將它們視為同類鋼。但仔細比較可以發(fā)現(xiàn)，在力學性能方面，從室溫到550℃，T24／P24鋼都略優(yōu)于T23／P23鋼。此外，T24／P24鋼在500～550℃內(nèi)沒有明顯的時效傾向，并且也沒有明顯的再熱裂紋傾向，因此除了可以制造鍋爐受熱面小徑管外，鋼材制造商明確推薦還可以用P24制造在500～550℃下使用的蒸汽管道等厚壁構(gòu)件。

對于T23／P23鋼，雖然已經(jīng)列入了ASMECODECASE2199-l。但還沒有見到用于厚壁構(gòu)件的推薦，1996年前后，我國鍋爐制造企業(yè)曾在與住友簽訂的“試驗委托合同”基礎上對住友生產(chǎn)的HCM2S鋼管進行了材料性能和焊接試驗，試驗于2000年完成。根據(jù)試驗的結(jié)果，小直徑管已經(jīng)被沁北600MW超臨界和玉環(huán)900MW超超臨界鍋爐采用。大直徑厚壁管的母材性能試驗合格，焊接接頭性能不合格，因此未被推薦。2002年重新進行大直徑厚壁管的試驗，試驗管的規(guī)格是φ350×50mm。試驗結(jié)果說明母材性能達到了ASMECODECASE2199—1的規(guī)定，焊接接頭持久強度的外推值為99～108MPa。31T23、T24鋼的性能1.8T23／P23、T24／P24鋼的耐蝕性

31T23、T24鋼的性能從上述所列的T23／P23、T24／P24鋼的化學成分可以預期這兩種鋼的抗氧化性能很接近。因此，在討論它們的抗腐蝕性時，主要是通過與T22／P22、T91／P91等鋼做比較來進行。

（1）高強度的馬氏體鋼在焊后做PWHT處理以前，大多都有較大的應力腐蝕開裂傾向。為此，要求這類接頭焊后應該保持環(huán)境干燥，并盡快進行PWHT處理。按照DIN50915標準，在室溫條件下，在pH值為3的Na2S04／H2S04+H2S溶液中對T24／P24鋼和T22／P22鋼焊態(tài)接頭進行應力腐蝕敏感性試驗。試驗證明，T24／P24鋼對陰極應力腐蝕的敏感性小于T22／P22鋼對陰極應力腐蝕的敏感性。這類鋼對陰極應力腐蝕的敏感性較低的現(xiàn)象是與其焊后焊接區(qū)域的硬度較低(都在350HV以下)有關。

（2）圖1表示了在0.25％S02—3％02—15％C02一bal.N280％V20；一20％Na2S04的煙氣中，T23／P23鋼與幾種鋼抗高溫煙氣腐蝕能力的比較：圖2和圖3比較了幾種鋼的抗蒸汽氧化性能?？梢钥吹?，T23／P23鋼的高溫煙氣腐蝕失重與T22鋼相當：蒸汽氧化層的厚度也與T22鋼的相近。當然，含Cr量更高的T91鋼和TP347H鋼的抗蝕能力比T23／P23鋼和T22鋼要好得多。上述測試數(shù)據(jù)說明：由于T23／P23、T24／P24鋼的Cr含量與T22／P22鋼相當?它們的抗蒸汽氧化、抗高溫煙氣腐蝕性能也就和T22／P22鋼很接近。差別較明顯的是應力腐蝕敏感性，T23／P23、T24／P24鋼在焊態(tài)下硬度較低。使它們在抗應力腐蝕方面優(yōu)于T22／P22鋼。31T23、T24鋼的性能1.9T23／P23、T24／P24鋼的焊接T23／P23、T24／P24鋼的焊接性，遠比其前身T22／P22鋼、鋼102優(yōu)越。T23／P23、T24／P24鋼對冷裂紋的敏感性很低，T23／P23鋼無裂紋傾向預熱溫度為室溫20℃，而其前身T22／P22鋼的無裂紋傾向預熱溫度為300℃，可見T23／P23和T24／P24這兩種鋼是鐵素體耐熱鋼中冷裂紋傾向較低的。根據(jù)這個結(jié)果，焊接薄壁、小直徑鍋爐受熱面管時，若環(huán)境和工件溫度在20℃以上，就可以不做焊前預熱。瓦魯瑞克—曼內(nèi)斯曼公司提供的試驗結(jié)果也能夠證實這一估計。該試驗觀察了T24鋼小徑管的預熱效果，發(fā)現(xiàn)預熱170℃和不預熱，焊接接頭最高硬度都在350HV左右，沒有發(fā)現(xiàn)兩者有實質(zhì)性差別。但是對于厚壁構(gòu)件的焊接，還是需要作適當?shù)念A熱。此時建議采用左圖所示的加熱曲線進行。圖中焊接階段的預熱和層間溫度不一定必須達到250～300℃那樣高，可以根據(jù)實際情況選擇盡可能低一些的層間溫度。焊接完成以后，需要將接頭冷卻到100℃以下。以便使焊接區(qū)的組織細轉(zhuǎn)變?yōu)樨愂象w+馬氏體。如果焊接完成后直接升溫進行回火加熱.可能使焊接區(qū)域內(nèi)部分沒有完成貝氏體轉(zhuǎn)變的奧氏體發(fā)生高溫轉(zhuǎn)變。31T23、T24鋼的性能

T23鋼具有再熱裂紋傾向，在600～770℃溫度圍，斷面收縮率都遠遠低于T22鋼，并且小于15％，表明T23鋼的再熱裂紋敏感性遠高于T22鋼的再熱裂紋敏感性。好在如果用T23鋼制造膜式水冷壁等薄壁小直徑構(gòu)件時，本來就不希望進行PWHT。但在必須對T23鋼進行焊后熱處理時，應謹慎，尤其是對T23鋼焊接管座接頭進行焊后熱處理時更要小心。此時，應盡量防止在進行焊后熱處理時存在有附加應力，應該盡可能改善焊趾部位的形狀。31T23、T24鋼的性能焊接接頭在不同溫度下的沖擊試驗(a)GTAW焊縫金屬(不熱處理)：(b)GTAW熔合線(不熱處理)：(c)SMAW焊縫金屬(不熱處理)；(d)SM_AW熔合線(不熱處理)；(e)SMAW焊縫金屬(熱處理)；(f)SMAW熔合線(熱處理)31T23、T24鋼的性能

T23／P23、T24／P24鋼也是細晶強韌型鐵素體耐熱鋼，它們也具有焊縫韌性低以及焊縫韌性對焊接工藝參數(shù)敏感的特點。資料介紹了用GTAW和SMAW兩種方法焊接壁厚為15mm的T23鋼得到接頭的沖擊韌度結(jié)果如上圖所示。上圖

(a)中用GTAW方法焊接的焊縫，即使在焊態(tài)下它的韌性也是優(yōu)良的，其0℃的韌度還在200J／cm2以上，它的脆性轉(zhuǎn)變溫度在-10℃左右。如果與T23／P23鋼母材相比，雖然略低于水淬冷卻的母材，但仍相當優(yōu)良。焊態(tài)下熔合線的韌度也是很優(yōu)良的，如上圖

(b)所示?？墒遣捎煤笚l電弧焊焊接的焊縫，在焊后熱處理前，室溫下的韌度僅為30J／cm2左右，如上圖(c)所示。只有在經(jīng)過熱處理后，才達到l00J／cm2以上。如上圖(e)所示。這些數(shù)據(jù)說明，用SMAW方法焊接的焊縫必須經(jīng)過熱處理以后才能使其韌度達到較高的水平。與焊縫金屬不同，熔合線部位的韌度高得多，其韌度在焊后熱處理前后上平臺值幾乎是相同的。熱處理減低了脆性轉(zhuǎn)變溫度，如上圖(d)和上圖(f)所示。這一結(jié)果說明，這類鋼焊接接頭韌性的矛盾也只是顯露在焊縫部位。而且是在采用SMAW方法焊接的焊縫部位。同時也說明了焊接方法對這類鋼的焊縫韌性有極為明顯的影響。從上圖的結(jié)果可以看到?如果全部采用GTAW方法焊接?接頭各部位的韌度都足夠高；接頭焊態(tài)的最高硬度可以為小于等于300HV?？梢栽试S不做焊后熱處理.因此建議盡可能完全采用GTAW方法來焊接，這樣就可以免去對構(gòu)件進行焊后熱處理。31T23、T24鋼的性能試驗方案沖擊試驗(J)焊接方法焊接材料焊接位置焊接電流(A)預熱(℃)層間(℃)熱處理(℃／h)平焊上45°立焊仰焊GTAW’UNIONICr2WV5G100～120無200—230730—7509878.5224-265210湖南火電公司介紹了對φ45×7.8mm的T23鋼管采用GTAW進行水平固定焊接的結(jié)果，見下表。從下表中可以看到，雖然整條焊縫采用了同一的焊接工藝參數(shù)。但在這同一條焊縫上各個部位的韌度是不同的，上爬坡45°部位和平焊部位。即管子的上半部。其韌度比下半部的差，而且差距還很明顯。這個事實說明，焊接后的冷卻速度對這類鋼焊縫韌度的影響是很大的。在采用同一工藝參數(shù)焊接小直徑鋼管時，沿鋼管各部位焊接后的冷卻速度是不同的。上爬坡45°部位和平焊部位的冷卻速度比仰焊位置和立焊位置的慢。冷卻速度對焊縫韌度的這種影響與上面“不同冷卻速度下T23、T24鋼的沖擊韌性示意圖”的結(jié)果很吻合。這個冷卻速度實際上就是指t8/5。

表4-8中，雖然所有的沖擊韌性值都高于41J的要求，但要注意，這個結(jié)果是經(jīng)過焊后熱處理得到的，焊接工作者要注意這種對冷卻速度敏感的特性。

T23鋼焊接試驗的結(jié)果

31T23、T24鋼的性能T23鋼焊接接頭焊態(tài)的蠕變斷裂強度

綜合以上對接頭韌度的討論，為了保證厚壁構(gòu)件SMAW焊縫的沖擊韌度，所須采用的措施為：應該注意保持較小的t8/5、應該進行焊后熱處理以及選擇合理的焊接材料。

左圖表示T23鋼焊接接頭的蠕變斷裂強度。這組結(jié)果告知，T23鋼在焊后即使不進行焊后熱處理，GTAW和SMAW兩種方法焊接的接頭的蠕變斷裂強度也都能落在母材數(shù)據(jù)帶的范圍內(nèi)。因此僅僅從確保蠕變斷裂強度出發(fā)是沒有必要進行焊后熱處理的。

從圖中也看到.隨著試驗溫度的提高、試驗時間的增長(試驗應力的降低).接頭蠕變斷裂強度有低于母材蠕變斷裂強度分散帶下限值的趨勢，也就是接頭熱影響區(qū)細晶區(qū)的Ⅳ型蠕變損傷斷裂現(xiàn)象。這種鋼由于和2.25Cr-Mo的成分接近，因此其Ⅳ型損傷的特點會更接近。二、T23、T24鋼的應用現(xiàn)狀32T23、T24鋼的應用現(xiàn)狀32T23、T24鋼的應用現(xiàn)狀T23和T24鋼具有良好的焊接性、優(yōu)良的韌性、充分高的蠕變強度和不需要焊后熱處理等特點。

鍋爐的水冷壁大多是膜式壁，由于鍋爐容量增大，為了提高效率，希望增大受熱面積，為此需要減小管徑，這樣就使水冷壁變成為更大更薄的結(jié)構(gòu)。如果仍采用傳統(tǒng)的鐵素體—貝氏體耐熱鋼，如ASTMA213—T12(13CrMo44)和ASTMA213—T22(10CrMo910)來制作，焊后就需要進行焊后熱處理。對這樣大而薄的平面形構(gòu)件實施熱處理不僅難度很大，而且構(gòu)件在受熱后極易產(chǎn)生扭曲變形，且這種扭曲變形是極難矯正的。因此，從工藝要求出發(fā)，制作鍋爐水冷壁的需要采用的鋼材不僅應該在550～570℃下具有足夠的蠕變斷裂強度，而且要求焊前不用預熱、焊后不必熱處理的焊接性良好的鋼材。因此T23和T24鋼用于鍋爐水冷壁管有其明顯的優(yōu)勢。

另外因T23和T24有較好的高溫性能，所以也見用于鍋爐末級過熱器管的制造，如鎮(zhèn)江發(fā)電有限公司＃5、#6機組末級過熱器冷段就設計使用T23材料。三、T23、T24鋼應用中發(fā)現(xiàn)的問題及其原因分析和建議33T23、T24鋼應用中發(fā)現(xiàn)的問題及其原因分析和建議33T23、T24鋼應用中發(fā)現(xiàn)的問題及其原因分析和建議3.1某600MW超臨界鍋爐高溫過熱器多次發(fā)生氧化皮堵塞爆管1) 現(xiàn)象描述鎮(zhèn)江發(fā)電有限公司#6機在2006年9月份由于末級再熱器管泄漏出現(xiàn)一次非停，在停爐及起動過程中由于對升降溫的速率控制不好。導致末級過熱器#1（TP347材料）管氧化皮大面積剝落，使出口彎頭積存了大量的磁性極強的氧化皮，引起末級過熱器#1管反復爆管，自此以后在末級過熱器#7~12管又多次發(fā)生生氧化皮堵管爆管（多為T23和TP347材料）

。此情況直到2007年2月份將末級過熱器冷段T23材料更換為T91后方才好轉(zhuǎn)。至此該廠＃6爐末級過熱器目前共發(fā)生6次爆漏和1次管子超溫懷疑與氧化皮有關。33T23、T24鋼應用中發(fā)現(xiàn)的問題及其原因分析和建議原因分析：

上述爆管情況經(jīng)分析推斷主要為在機組啟、停爐或負荷改變過程中升、降溫的較大脈動引發(fā)末級過熱器管排內(nèi)壁氧化皮剝落所致，而氧化皮一旦剝落，如果不能對其進行徹底處理，對存在氧化皮的管子進行徹底更換，在啟、停爐過程中氧化皮更易剝落導致重新在管內(nèi)聚集、堵塞直至超溫爆管，這與短期內(nèi)高過反復爆管的情況基本吻合。

在日本IHI和丹麥電業(yè)聯(lián)合體ELSAM的研究中均提出：氧化皮的成長存在邊界效應，即隨時間推移氧化皮將達到臨界厚度，此后氧化皮將開始剝落，產(chǎn)生剝落的原因主要是氧化皮與母材的膨脹系數(shù)不同，兩者差距越大其剝落的可能性越大，特別在載荷變化迅速、鍋爐啟停等情況下，氧化皮更易剝離。T23材料設計抗氧化溫度為593℃，但根據(jù)經(jīng)驗長期使用內(nèi)壁溫度常常接近或超過設計值，其在使用中壁厚較大而承受的應力相對較小，在相對較高的溫度下運行（即長時超溫下運行一段時間），會產(chǎn)生大量的易脫落的氧化層，而氧化皮的剝離通常發(fā)生在多層結(jié)構(gòu)中各氧化層之間。

氧化皮堵塞氧化皮脫落單根末級過熱器管中清理出的氧化皮碎片脫落的氧化皮33T23、T24鋼應用中發(fā)現(xiàn)的問題及其原因分析和建議氧化皮堵塞氧化皮脫落T23管內(nèi)壁氧化皮脫離情況T23管內(nèi)壁氧化皮脫離情況33T23、T24鋼應用中發(fā)現(xiàn)的問題及其原因分析和建議

為防止氧化皮堵塞超溫爆管，建議采取以下措施。1.設備選型

在設備選型上主要是審核鍋爐廠高溫受熱面材料設計是否合適，在選用高溫受熱面管材時除考慮高溫強度、材料組織與性能變化外，還應當重點考慮材料抗高溫氧化性能。超超臨界鍋爐大量采用國外進口不銹鋼，國內(nèi)沒有這方面的使用經(jīng)驗，國外對這些管材的使用經(jīng)驗也有限，沒有完全掌握其各方面的性能。其性能數(shù)據(jù)也不斷修正。對高溫受熱面管材選用時建議采用以下原則。(1) 對于運行經(jīng)驗少的管材選用時應相對保守，選用材料時應選高一個等級的材料。(2) 盡量選用國內(nèi)運行經(jīng)驗較多的材料，少選或不選運行經(jīng)驗很少的新材料。(3) 一根換熱管盡量采用二種以下的材料，不宜采用很多種材料。換熱管內(nèi)徑盡量選用一致，避免過多的變徑結(jié)合面造成堵塞。在設計上另外一個重要方面是調(diào)溫手段和旁路容量選擇，從防止氧化皮大尺寸脫落的角度看，不宜選擇無旁路系統(tǒng)。對噴水減溫器的選擇特別應注意其漏流問題，不能選擇漏流量大的減溫水調(diào)節(jié)閥（不論在高壓或低壓）。防止措施：

33T23、T24鋼應用中發(fā)現(xiàn)的問題及其原因分析和建議2.運行在運行中防止氧化皮大尺寸脫落是減少氧化皮堵塞最重要的環(huán)節(jié)。我們在2003年就提出了一些措施，今天我們看到很多電廠都采取了類似的措施來防止氧化皮堵塞。(1)在鍋爐停爐時應避免鍋爐快速冷卻，降低換熱管壁溫降低速率。同時避免在低負荷投用減溫水。(2)在鍋爐啟動過程中盡量早地投用啟動旁路，縮短換熱管內(nèi)“U”型彎內(nèi)積水的蒸干溫升時間。(3)在沖轉(zhuǎn)和初始升負荷期間，采用帶旁路啟動，盡量建立較大的主蒸汽流量，同時提高沖轉(zhuǎn)及并網(wǎng)時蒸汽參數(shù)。(4)在剛并網(wǎng)時，減小機組升負荷速度，降低主蒸汽溫度升溫速率。防止主蒸汽升溫過快影響汽輪機運行安全而在很低負荷時投用減溫水。(5)注意在機組開始升負荷時應保證蒸汽流量的同步增加，避免出現(xiàn)蒸汽流量不增加，蒸汽溫度快速增加的現(xiàn)象。(6)在第一次投粉時，盡量減少磨煤機初始給煤量，同時減慢磨煤機給煤量增加的速率，減緩機組升負荷速度。(7)開始投減溫水降溫時，應嚴格控制減溫水流量，控制屏過與高過進口汽溫有一定的過熱度。如果減溫水調(diào)門漏流量大，必須避免在低負荷時投用減溫水。33T23、T24鋼應用中發(fā)現(xiàn)的問題及其原因分析和建議(8)建議首次投用減溫水時，盡量投一級減溫水，不要同時投一級減溫水與二級減溫水。(9)若開始投減溫水時減溫水量難以控制，建議增加容量小、低蒸汽流速狀況下霧發(fā)好的啟動旁路減溫器。(10)建議每次啟動時，帶負荷至機組一半負荷時，應保持一段時間采用低參數(shù)振蕩負荷運行方式。之后較長時間運行在2/3~3/4負荷區(qū)，并采用大流量、低參數(shù)運行方式，最好蒸汽流速能超過滿負荷運工況；由于氧化皮的堵塞是一個亞穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)，擾動有可能將這種亞穩(wěn)定狀態(tài)破壞，可以在此負荷范圍內(nèi)采用蓄壓變負荷或者同時采用調(diào)節(jié)旁路等措施，采用較大流量擾動等類似沖管方式?jīng)_洗換熱管內(nèi)可能存在的氧化皮搭橋現(xiàn)象。(11)建議增加鍋爐高過、屏過與高再等高溫受熱面出口壁溫監(jiān)測點，防止運行中換熱管超溫，同時也能使換熱管堵塞現(xiàn)象盡可能多地被監(jiān)測到。(12)