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SA_335P92钢的焊接

 第28卷第5期 2008年10月

动 力 工 程

Journal of Power Engineering

Vol.28No.5 Oct.2008 

收稿日期:2007211205 修订日期:2007212211

作者简介:傅育文(19782),男,湖南人,硕士研究生,工程师,主要从事锅炉及压力容器焊接工艺方面的工作.电话(Tel.):0212643023912

8748,137********;E 2mail :Fuyw @shanghai https://www.wendangku.net/doc/1b8208606.html,.

文章编号:100026761(2008)0520807205

SA 2335P92钢的焊接

傅育文, 王炯祥, 卢征然, 沙万华, 刘信诠, 杨惠勤

(上海锅炉厂有限公司,上海200245)

摘 要:针对在SA 2335P91钢的基础上改良开发出来的新钢种SA 2335P92钢,进行了2次焊接工

艺评定试验.结果表明:该钢种具有优良的高温强度和抗蠕变性能,最高设计工作温度达625℃,可应用于超超临界压力锅炉中的末级过热器集箱、末级再热器集箱和主蒸汽管道等部件.采用较小的焊接线能量、严格控制层间温度及采用合适的热处理规范,有利于获得良好的SA 2335P92钢焊接质量.

关键词:材料科学;超超临界锅炉;焊接线能量;层间温度;热处理中图分类号:T G44 文献标识码:A

Welding of Steel SA 2335P92

FU Yu 2wen , WA N G J iong 2xiang , L U Zheng 2ran , S HA W ang 2hua , L IU Xin 2quan , YA N G Hui 2qin

(Shanghai Boiler Works Limited ,Shanghai 200245,China )

Abstract :The qualification test wit h quadric welding p rocedure for t he new kind of SA 2335P92steel developed on t he basis of imp roving t he steel of SA 2335P91was carried out.The result s show t hat t his kind of steel po ssesses good high temperat ure st rengt h and creep resistant property.The highest design service temperat ure can be 625℃.It can mainly be used for part s in t he ult ra 2super critical boilers such as final stage of superheater headers ,last stage of reheater headers and main steam pipes.It will be ease to get better welding quality for steel SA 2335P92by using lesser weld heat inp ut ,controlling inter 2pass temperat ure st rictly and applying suitable heat t reat ment code.

Key words :material science ;ultra 2supercritical boiler ;weld heat inp ut ;inter 2pass temperat ure ;heat t reat ment

锅炉蒸汽温度及压力的增加要求使用适用于高温压力结构的新型抗蠕变钢材,以提高锅炉的效率.日本的新日铁公司在SA 2335P91钢的基础上进一步研制、开发了强度等级更高的N F616(T/P92)耐热钢.笔者单位也已对该钢种进行了比较全面的试验研究,但尚未使用SA 2335P92钢进行实际产品的制造.为此,在产品投产前笔者又进行了多次模拟实际产品焊接工艺的管子环缝焊接试验.前期焊接的

试样未能达到合格标准,在不断的总结与探索中,笔

者对焊接工艺进行了适当改进,试验最终取得了成功[1].在随后进行的超超临界锅炉的产品制造过程中,采用上述工艺焊接了SA 2335P92钢管道及集箱环缝,产品焊接一次合格率达95%以上.

1 SA 2335P92钢的性能分析

与SA 2335P91钢相比,SA 2335P92钢在化学成

份上适当降低了钼元素的含量(0.5%Mo ),同时加

入了一定量的钨(1.7%W ),以将材料的钼当量(Mo +0.5W )从P91钢的1%提高到约1.5%.该钢还加入了微量的硼.经上述合金化改良后,与其它铬2钼耐热钢相比,SA 2335P92钢的耐高温腐蚀和氧化性能与9%Cr 钢相似,但材料的高温强度和蠕变性能得到了进一步提高[2].其主要优点是:在相同的工作温度、压力或设计寿命条件下,能够进一步降低电站锅炉及管道系统的质量;或者在同样的结构尺寸下,可进一步提高结构的设计工作温度,从而提高系统

的热效率.

SA 2335P92钢的最高设计工作温度达625℃,预期高温断裂强度比P91钢高30%,例如在600℃下,1×105h 断裂强度,P91钢母材为95M Pa ,而SA 2335P92钢则可高达123M Pa.同时,SA 2335P92钢还具有优于高碳奥氏体不锈钢(如TP347H )的抗低周热疲劳性能[3].按ASTM/ASM E 标准规定的SA 2335P92钢化学成份范围示于表1,母材热处理规范和常温机械性能要求示于表2.

表1 SA 2335P92钢化学成份

T ab.1 Chemical composition of steel SA 2335P92

C

Mn Si S P Cr Ni Mo W Nb V N Al B 下限0.070.30---8.50-0.30 1.500.040.150.030-0.001上限

0.13

0.60

0.50

0.01

0.02

9.50

0.40

0.60

2.00

0.09

0.25

0.070

0.040

0.006

表2 SA 2335P92钢热处理参数及常温机械性能

T ab.2 H eat treatment parameters of steel SA 2335P92and its mechanical property under room temperature

ASTM/ASME

标准

合金

规定热处理规范

正火温度/℃回火温度/℃

拉伸强度/

MPa

0.2%屈服

强度/MPa 延伸率/%

最高硬度/

HB

SA335

P92

≥1040

≥730

≥620≥440

≥20

≤250

2 焊接工艺评定试验

对SA 2335P92钢共进行了2次焊接工艺评定

试验,试验材料分别采用IB F SPA 公司和V &M 公司提供的SA 2335P92钢管子.2.1 第一次焊接工艺评定试验图1 SA 2335P92钢焊接坡口

Fig 1 Welding beveling for steel SA 2335P92

2.1.1 试样准备

SA 2335P92钢管子规格为<457×40(mm ),供货状态正火(1060℃,80min )+回火(750℃,120min ),化学成份分析及力学性能均满足表1及

表2所列的ASM E 标准规定.

试样采用单面U 型焊接坡口(图1),试样编号

为M ,选用德国Bo hler Thyssen 公司的焊接材料,

并采用GTAW +SMA W +SAW 组合的焊接方法.2.1.2 试样焊接

M 试样使用的焊接材料示于表3.手工氩弧焊(GTAW )打底2层;手工电弧焊(SMA W )加厚至10mm ,埋弧焊焊妥,并在焊后立即进行温度为300

~350℃的2h 消氢处理.

表3 M 试样焊接材料

T ab.3 Welding material for specimen M

焊接方法

焊接材料

焊接电流/A 焊接电压

/V GTAW Thermanit M TS 616<2.4mm

140~17012~18SMAW

Thermanit M TS 616

<3.2~4.0mm

100~170

22~28

SAW

Thermanit M TS 616

<3.0mm +Marat hon 543

350~45032~36

2.1.3 焊后处理

焊后对M 试样进行100%M T +100%U T +100%R T 检查,检测结果表明,合格.无损检查后对

试样进行焊后热处理,热处理规范参数根据SA 2335P92钢的Ac1值确定.热处理的最高允许温度应

控制在足够低于组织的Ac1温度水平.对于SA 2335P92钢母材,Ac1温度范围为800~845℃,其典

?

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型的Ac1温度为840℃左右.由于焊缝金属与母材的化学成份不是绝对一致,其Ac1温度会稍低于母材,推荐的焊缝金属典型Ac1温度在800~815℃.因此,在对M试样进行热处理时,选择低于Ac1温度30℃左右的热处理参数,其规范为:760℃×6h,升温、降温速度均≤100℃,炉冷.

理化试验测试项目主要有:接头抗拉、侧弯、冲击、硬度以及微观金相检测.M试样金相检测未发现缺陷,焊缝和热影响区组织为回火索氏体,侧弯试验合格,但焊缝外壁冲击值偏底.ASM E II材料篇及ASM E IX焊接工艺评定篇对母材及焊接接头的冲击韧性未作要求,但对焊接接头的常温冲击吸收功,一般按《蒸汽锅炉安全技术监察规程》规定,3个试样的平均值应不低于27J,并且至多允许有1个试样的冲击吸收功低于27J,而且不低于19J.M试样焊缝外壁冲击功不能满足上述要求.因此,M试样评定为不合格.力学性能数据示于表4.

表4 M试样力学性能

T ab.4 Mechanical property for specimen of M

试样编号

接头抗拉

R m/MPa断裂位置

冲击试验

类型位置结果/J

侧弯试验

180°,D=4T

M 试样

A Kv WM外壁20,22,28

689焊质上A Kv HA外壁36,38,38

合格704焊质上A Kv WM内壁30,24,27

A Kv HA内壁74,88,102

2.2 第二次焊接试验

在总结前面试验的基础上,第二次试验使用窄间隙焊机进行焊接.试样焊接坡口同样采用单面U 型,但坡口角度由原来10°减小为5°,并在焊接工艺方面也进行了适当调整.

2.2.1 试样焊接

焊接的试样编号分别为F和P.F试样采用GTA W/SA W的组合焊接方法.机械氩弧焊打底,氩弧焊选用<1.0mm的焊丝,商业牌号为Thermanit M TS616.打底2层后,直接进行埋弧焊(SAW),埋弧焊改用<1.6mm的焊丝.P试样采用GTA W+SMAW+SAW的组合焊接方法,所用焊接材料与表3所列M试样相同,埋弧焊则使用<3.0 mm的焊丝.F和P试样焊接电流、焊接电压、焊接速度、焊前预热、焊后消氢处理及层间温度控制均严格按照工艺指导书执行,其原则是:采用较小的线能量进行焊接,并严格控制层间温度.表5为实际记录的焊接参数.

表5 F和P试样焊接参数

T ab.5 Welding parameters for specimen of F&P

试样编号焊接方法焊材规格预热温度

/℃

层间温度

/℃

焊接电流

/A

焊接电压

/V

焊接速度

/(mm?min-1)

F

GTAW<1.0104/1601470

SAW<1.6208220~286160~25028~34260~360 GTAW<2.4118/150~1701270

P SMAW <3.2

<4.0

208220~250

90~120

120~170

22~26160~170

SAW<3.0208228~296275~32028~34260~360

2.2.2 焊接接头性能

焊后对试样进行100%M T+100%U T+100% R T检查,F和P试样均合格.热处理规范与第一次试验相比,作了较大的调整,由760℃×6h改为770℃×10h,保温温度为770℃,仍然控制其足够低于焊缝金属的Ac1温度值.性能试验结果为:F和P 试样金相检测未发现缺陷,焊缝和热影响区组织均为回火索氏体.图2为F试样侧弯试验外观照片.侧弯试样全部合格,冲击韧性皆满足标准要求(表6).

2.3 2次焊接工艺评定试验总结

第一次试验M试样焊缝金属冲击韧性不合格,在对焊接工艺进行了适当调整后,第二次试验F和P试样各项性能均合格.经分析可知,第二次试验较

?

9

8

?

 第5期傅育文,等:SA2335P92钢的焊接

表6 F 和P 试样的力学性能

T ab.6 Mechanical property for specimen of F &P

试样编号

接头抗拉

R m /MPa

断裂位置冲击试验

类型

位置

结果/J

硬度

位置结果/HV

693

焊质上A Kv WM 外壁76,44,86母材

220,223,226F

690焊质上A Kv HA 外壁108,98,85HAZ

232,235,234705焊质上A Kv WM 内壁66,62,30焊缝

242,245,246

702焊质上A Kv HA 内壁86,92,130683

焊质上A Kv WM 外壁92,55,88母材

240,218,210P

691焊质上A Kv HA 外壁38,64,35HAZ

218,226,215703焊质上A Kv WM 内壁54,90,54焊缝

225,215,208

699

焊质上

A Kv

HA 内壁

82,100

,60

D =4T ,

α=180°图2 D =4T ,α=180°时的F 侧弯试样

Fig.2 Side bending for F specimen ,D =4T ,α=180°

第一次试验获得更理想的试验结果的主要原因是:

(1)采用了较小的热输入.F 试样由于埋弧焊焊丝直径仅为1.6mm ,焊接电流最大值仅为250A ;P 试样焊丝直径为3.0mm ,最大焊接电流也仅为320A.与M 试样的焊接相比,F 和P 试样在保证焊缝熔合的前提下线能量大大下降,较小的线能量可缩短高温停留时间,使粗晶区的晶粒不至于过分长大而引起热影响区脆化.实践证明:F 和P 试样的冲击韧性较M 试样有明显提高,而F 试样的冲击值尤佳.

(2)对层间温度实行了严格控制.M 试样在焊

接过程中,由于试样长度仅为250mm ,散热非常慢,温度升高非常快.工艺要求层间温度控制在300℃以内,实际焊接记录的层间温度为250~370℃.F

试样由于采用机械自动焊,试样尺寸较大,长度为4m ,有利于充分散热;而焊接电流也较小,因此在连续焊接的情况下,层间温度始终保持在290℃以内,保证了每一道焊缝都基本能转变为马氏体组织,从而在下一道焊的热循环作用下得到部分回火,有利于保证焊缝及热影响区的韧性.

(3)对焊后热处理温度及保温时间进行了调整.热处理规范由760℃×6h 改为770℃×10h ,使焊缝及热影响区等得到了更为充分的回火.

3 SA 2335P92钢的产品焊接

在第一台超超临界锅炉制造过程中,过热器集箱、再热器集箱及主蒸汽管道等共焊接了SA 2335P92钢环缝13圈,其中1圈为产品试样,除在焊

接第一圈产品时,由于采用机械氩弧焊打底时设备发生故障,而致使焊缝内壁产生夹钨现象外,其余12圈焊缝合格率为100%,很好地完成了产品焊接任务.

在SA 2335P92钢产品焊接过程中,采用的坡口形式同样为U 型,单面坡口角度5°,采用GTA W +SMA W +SAW 组合焊接方法.焊接材料为B hler Thyssen 公司提供的P/T92级材料,考虑到较小的热输入有利于获得良好的焊接接头性能,因此埋弧

焊采用<1.6mm 焊丝.其焊接工艺示于表7.

表7 SA 2335P92钢环缝产品焊接工艺规范

T ab.7 Welding procedure for butt w elding production of steel SA 2335P92

焊接方法

焊材规格预热温度/℃

层间温度/℃

焊接电流/A

焊接电压/V

焊接速度/(mm ?min -1)

GTAW <2.4≥108/150~17012~1660~80SMAW <3.2<4.0≥204220~25090~130120~17022~26160~170SAW

<1.6

≥204

220~292

160~250

28~34

260~360

?

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4 结 论

(1)焊接线能量对SA 2335P92焊缝性能有着非常重要的影响.SA 2335P92钢适宜采用较小的线能量进行焊接.

(2)控制SA 2335P92钢焊接的层间温度至关重要.在焊接过程中,将层间温度严格控制在300℃以内,有利于获得良好的焊缝性能.在生产应用中发现,采用<1.6mm 埋弧焊丝进行焊接时,将焊接电流控制在180~260A ,能确保层间温度保持在≤300℃,并且焊接过程能连续进行.

(3)770℃为合适的热处理温度,保温时间在6

~10h 均可;在进行热处理时,应在工件上搭热电

偶进行控温,以确保工件温度达到工艺要求.参考文献:

[1] 卢征然,王炯祥,等.超超临界锅炉用钢SA 2335SA 2

335P92焊接性试验研究[J ].锅炉技术,2006(1):38-39.

[2] 英国曼彻特焊接材料公司.电力工业SA 2335P92钢焊

接材料及工艺技术指南[S].

[3] 史平洋,李立人,等.电站锅炉高温受压件蠕变和低周

疲劳寿命操作计算及在线监测[J ].动力工程,2007

(3):164-169.

?Ei 收录信息?

《动力工程》2008年第1期Ei 收录论文

董厚忱:分析与锅炉设计(P1);刘恩生等:邹县发电厂6号锅炉再热器热偏差的改造措施(P6);马金

凤等:中储式制粉系统锅炉掺烧褐煤技术的研究(P14);王学栋等:锅炉燃烧调整对NOx 排放和锅炉效率影响的试验研究(P19);冯冰潇等:循环流化床锅炉3种典型布风板风帽阻力特性的试验(P24);李金晶等:裤衩腿结构循环流化床锅炉床料不平衡现象的数值研究(P28);梁绍华等:锅炉在线燃烧优化技术的开发及应用(P33);张海等:通过煤粉浓缩预热低NO x 燃烧器实现高温空气燃烧技术的研究(P36);初云涛等:两类过热器壁温分布特性的仿真研究(P40);杨定华等:富集型燃烧器的原理与应用(P45);刘鑫屏等:基于机组负荷2压力动态模型的燃煤发热量实时计算方法(P50);杨超等:一种多层辐射能信号融合处理的新算法(P54);毛明明等:跨音轴流压气机动叶的三维弯掠设计研究(P58);赵文升等:喷雾增湿法在直接空冷系统中的应用(P64);石磊等:大直径负压排气管道系统内流场的数值模拟(P68);沈景凤等:微型燃气轮机向心透平的设计和研究(P71);李建兰等:基于Rough Set 理论的典型振动故障诊断(P76);邱天等:提高传感器故障检测能力的研究(P80);王企鲲等:自然样条型弯叶片生成方法及其在冷却风扇中的应用(P84);张强等:基于高速立体视觉系统的粒子三维运动研究(P90);蒲文灏等:垂直管密相输送的数值模拟(P95);商福民等:采用不等径结构自激振荡流热管实现强化传热(P100);周兰欣等:自然风对空冷凝汽器换热效率影响的数值模拟(P104);曹丽华等:加装导流装置的凝汽器喉部流场的三维数值模拟(P108);魏林生等:臭氧氧化结合化学吸收同时脱硫脱硝的研究———石灰石浆液吸收特性理论分析(P112);李英杰等:基于钙基吸收剂的循环煅烧/碳酸化反应吸收CO 2的试验研究(P117);卢平等:煤粉再燃过程煤焦异相还原NO 的影响(P122);俞海淼登:高碱灰渣烧结反应的化学热力学平衡计算(P128);潘新潮等:直流双阳极等离子体特性

的研究(P132);郭瑞堂等:湿法烟气脱硫中存在SO 2-3

时石灰石的活性研究(P137);董建勋等:选择性催化还原烟气脱硝反应器的变工况运行分析(P142);史清等:世界与中国发电量和装机容量的预测模型(P147);高健等:整体煤气化联合循环系统中采用独立或整体化空气分离装置的探讨(P152);冯静等:通过联产甲醇提高整体煤气化联合循环系统的变负荷性能(P157);孙佰仲等:桦甸油页岩及半焦孔结构的特性分析(P163)。

乐海南摘自http ://https://www.wendangku.net/doc/1b8208606.html,

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