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N. Komai
T23(2.25铬-1.6瓦)和T122(12铬-0.4钼-2W)在电站锅炉领域的10年经验
钨强化铁素体钢，2.25铬-1.6W-钒-铌和12Cr-0.4Mo-2W-钒-铌-铜已由美国机械工程师学会锅炉和压力容器规范委员会开发并批准用于第一节结构，分别命名为T23和T122。自1993年4月以来，在一台156兆瓦的电站锅炉的三级过热器和二级再热器中进行了现场暴露试验，试验中使用了两种钢管和对比材料。在使用1年、3年、6年和10年后，拆除管子以确认其材料特性和腐蚀/蒸汽氧化行为。两种钢的拉伸和蠕变断裂强度在使用过程中没有显著变化。对管子内表面蒸汽氧化皮的检查表明，T122使用一年后氧化皮的增长率极小。讨论了蒸汽氧化皮的生长速度和形貌，并与常规材料进行了比较。
长崎研发中心
三菱重工有限公司
F . Masuyama
九州技术学院研究生院
M. Igarashi
Ramp;D公司实验室
住友金属工业有限公司
引言
考虑到节能和环境问题，有必要通过提高电厂的蒸汽温度和压力来提高热效率。具有优异蠕变强度的T91和P91分别在1983年和1985年的美国机械工程师协会锅炉和压力容器规范中被开发和指定。结果，实现了蒸汽温度高达600℃的大容量超超临界发电厂。此外，已经对高强度铁素体钢进行了广泛的研究和开发工作，以便通过降低发电厂建设成本来节省发电成本。在这种背景下，由三菱重工有限公司和住友金属工业有限公司开发的钨强化2.25铬-1.6W-钒-铌钢f2g和12Cr-0.4Mo-2W-钒-铌-铜钢f3g有望成为能够令人满意地满足这些要求的材料。这两种钢已经被美国机械工程师学会锅炉和压力容器规范委员会批准用于第一节结构，分别命名为T23和T122。T23在580℃时的许用应力大约是常规2.25铬-1Mo钢的1.8倍。T122的蠕变强度也比T91高1.3倍，耐腐蚀性也优于T91。在现代大容量火力发电厂f4g中，这两种钢不仅已用于SH/RH管，还用于主蒸汽管、高温再热管和集管。本工作主要涉及在和歌山共同社有限公司拥有的3号锅炉中对这些钢进行的长期现场试验检验。
现场暴露试验条件
从1993年4月起，通过在日本156兆瓦电站锅炉的三级过热器和二级再热器中安装试验管，对T23和T122进行了现场暴露试验。表1列出了该锅炉的规格。过热器和再热器都是卧式的；过热器出口蒸汽温度为571℃，再热器出口蒸汽温度为543℃。三级过热器T23和T122的环向应力分别为36和40兆帕，二级再热器T122的环向应力为17兆帕。试管内表面的位置和估计金属温度如图1所示。通过将T23串联焊接到T22和T91，在三级过热器的中间阶段测试T23，T22和T91用作对比材料。这些试管中的T23/T23焊件没有焊后热处理。T122位于三级过热器末级，采用TP347H，二级再热器采用HCM9Ms9Cr-2Mod f5g，分别采用TP347H和TP321H作为对比材料。表2列出了测试试管的化学成分。T23和T122都显示出符合各自规格的化学成分。经过1年的s9，200 hd、3年的s20，508 hd、6年的s47，914 hd和10年的s79，102 hd服务期后，移除管道以确认其材料特性和腐蚀/蒸汽氧化行为。
为了讨论蒸汽氧化生长行为，使用了自1984年5月以来在三级过热器的相同位置测试了16年的HCM12s12Cr-1Mo-1W-V-Nbd f6g的调查结果s127,432 hd。
结果和讨论
外观和火侧腐蚀。对T23/T22s3SHd、T122/TP347Hs3SHd和HCM9M/T122之间焊接件使用10年后的管的氧化皮外观进行了研究。从T23和T122管的外表面没有观察到粗糙化的迹象，并且在检查期间几乎没有观察到由于燃料灰引起的任何腐蚀。蒸汽氧化皮形成于管内表面，T122有限区域的氧化皮部分剥落。但是，没有发现除垢后内表面粗糙的迹象。尺寸测量没有显示管子外径或壁厚的变化。
表1锅炉规格
|
项目 |
内容 |
|
锅炉型 |
强制循环型 |
|
最大工作压力 |
过热器：19.2 MPa 再热器： 4.2MPa |
|
蒸汽温度 |
过热器出口：574℃ 再热器出口：543℃ |
|
给水温度 |
2679℃(省煤器入口) |
|
主蒸汽流量 |
510,000 kgf/h(最大连续负荷) |
|
再热器蒸汽流量 |
427,770 kgf/h(最大连续负荷) |
拉伸和冲击性能。拉伸试验结果如图2和3所示。关于T23的0.2%验证应力和拉伸强度，该材料在使用1年后显示出比原始材料稍低的强度，但是3年，6年和10年服役后的强度几乎与1年服役材料相同。相比之下，T122在使用1年后抗拉强度增加，而自使用1年后抗拉强度没有显著变化。T23和T122使用10年后的抗拉强度符合其规格。两种钢的伸长率和面积减少都略有减少，抗拉强度的变化似乎与硬度的变化有关。
图1 T23和T122管的安装位置
图2 三级过热器用T23的拉伸性能
图4显示了0℃时夏比冲击性能随使用时间的变化。虽然T23和T122在贱金属中的夏比冲击值在使用一年后下降到初始值的大约一半，但随着进一步的使用几乎没有变化。没有焊后热处理的T23焊缝金属的冲击值是分散的，但优于母材的值。T23和T122的夏比冲击值仅在使用的第一年发生变化，因此这些钢的冲击性能预计在使用1年后会保持稳定。三级过热器中作为对比材料的T22和T91的冲击值也降低到使用新材料的1/4-1/2。然而，这些降低的值仍然在实际应用的令人满意的范围内。
表2测试管的化学成分
|
材料 |
测试材料 |
C |
Si |
Mn |
P |
S |
Cu |
Ni |
Cr |
Mo |
W |
V |
Nb |
B |
N |
注释 |
|
T23 (Phi;427xt9.0mm) |
3SH |
0.06 |
0.18 |
0.49 |
0.018 |
0.001 |
- |
- |
2.12 |
0.11 |
1.65 |
0.24 |
0.05 |
0.0041 |
0.008 |
|
|
T122 (Phi;38.1-17.4mm ) . |
3SH |
0.10 |
0.31 |
0.53 |
0.014 |
0.013 |
0.88 |
0.25 |
12.12 |
0.36 |
1.88 |
0.20 |
0.05 |
0.0015 |
0.052 |
|
|
T122 (Phi;54.0*16.0mm ) |
2SH |
0.07 |
0.28 |
0.54 |
0.014 |
0.001 |
0.88 |
0.21 |
12.3 |
0.37 |
- |
- |
- |
- |
- |
|
|
T22 (Phi;42.7x9.0mm ) |
3SH |
0.11 |
0.28 |
0.54 |
0.014 |
0.001 |
- |
- |
12.3 |
0.38 |
- |
- |
- |
- |
- |
比较材料 |
|
HCM9M (Phi;54.0x6.0mm ) |
2SH |
0.23 |
0.28 |
0.54 |
0.013 |
0.001 |
- |
- |
12.3 |
0.43 |
比较材料 |
|||||
|
T91 (Phi;42.7xt9.0m ) |
3SH |
0.34 |
0.29 |
0.54 |
0.012 |
0.001 |
- |
- |
13.4 |
2.04 |
0.22 |
0.34 |
- |
0.017 |
比较材料 |
|
|
HCM12 (Phi;38.1x[7.4m |
3SH |
0.10 |
0.30 |
0.54 |
0.015 |
0.001 |
- |
- |
13.4 |
0.95 |
- |
0.016 |
图3三级过热器和二级再热器用T122的拉伸性能
图4 0℃时夏比冲击值随使用时间的变化
蠕变断裂性能。图5和图6分别比较了T23和T122使用10年后的蠕变断裂强度和拉森-米勒参数。T23在550、600和650℃下进行测试，T122在600和650℃下进行测试。基体金属中T23的蠕变断裂强度落在原始材料的下带。虽然T23焊件的蠕变断裂强度略低于母材，这种劣化很难避免，并且对应于T91的众所周知的HAZ软化或IV型开裂。由于使用过程中金属温度的差异，T23焊接件在火侧的蠕变断裂强度的降低大于在后侧的。T122在基体金属中的蠕变强度表现出较低的原始材
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