超超临界机组锅炉高温材料的选择和应用

第一篇：超超临界机组锅炉高温材料的选择和应用

超超临界机组锅炉高温材料的选择和应用

摘 要：根据现今全球超超临界机组中百万千瓦级的动态发展情况，分析已有的机组参数。超超临界锅炉用耐高温材料与其参数是紧密联系在一起的，研究并开发应用超超临界锅炉的高效性能、方便加工和经济性新型材料，是未来发展的主要方向。

关键词：超超临界锅炉；高温材料；选择及应用

在国民经济稳定持续增长的大背景中，人们不断的增加电力需求和国家实施节能减排的政策，建设容量大、效率快、参数高及节能好的机组是我国电力的发展趋势。提高锅炉的蒸汽压力、温度以及其他参数都能有效提高发电厂的发电效率，其中温度的影响效果最明显。现今国际上超超临界机组的参数为初压力24.1-31MPa，其主蒸汽/再热蒸汽的温度是580℃-600℃/580℃-610℃，用USC作表示。而其使用金属材料的耐高压、耐高温与焊接问题是如何提高蒸汽参数这个问题中所存在的首要技术难题。高温材料的选择

开发具有更好耐高温性的耐热钢是发展高效超超临界火力发电机组的关键技术，让他们适用在更高的温度范围。现今全球在管道及锅炉的用钢发展可大致分为两方向：

（1）发展铁素体耐热钢，马氏体、贝氏体及珠光体耐热钢都被统称作铁素体耐热钢；

（2）发展奥氏体耐热钢。全球先进国家所研制推广以及普通采用新的耐热钢种有三大类：a.新型细晶强韧化铁素体耐热钢；b.新型细晶奥氏体耐热钢；c.高铬镍奥氏体钢。高温材料的应用

在过热器以及再热器的用钢方面，不仅需要满足蠕变的强度，还必须满足蒸汽侧抗氧化的性能以及向火侧抗腐蚀与冲刷的性能。所有的铁素体钢几乎不能用在蒸汽温度高于565℃的过热器或者再热器中，这里使用奥氏体钢在需要耐高温的部件上。这里对几种高温材料进行详细描述。

2.1 T91/P91

T91具有良好的力学性能，其结构及性能具有较好的稳定性，焊接与工艺性能优良，具备较高的持久与抗氧化性。和TP304H作对比，T91的导热系数相对较高、热膨胀系数相对更低、持久强度中的等强温度相对较好以及等应力温度相对更高，并分别到达625℃及607℃。T91和T9钢作对比，T91的持久强度是600℃，是T9钢的三倍，同时还继承了T9钢优秀的抗高温腐蚀性能。

T91使用的最高温度是650℃，最佳温度是585℃-625℃，该钢经常使用在制造不超过650℃壁温的过热器、再热器以及屏式过热器等的重要组成部分，也可以代替亚临界锅炉中过热器与再热器的TP304H以及TP347H，也能使用在压力容器与核电的高温受压部件中。P91通常使用在制造不超过600℃壁温的过热器、再热器集箱以及主蒸汽管道中，它应用在超临界机组中的优越性十分显明。

2.2 T92/P92

T92/P92是新型9%Cr马氏体热强钢，比奥氏体的热膨胀系数与导热系数更加优异。T92具有优良的强韧性、焊接与加工性能；抗蒸汽的氧化性能基本与T91相同；通过焊接试验，证明了T92的抗裂性较好，止裂在预热温度100℃；650℃的持续强度满足多种要求。和T122作对比，T92在性能方面略占优势，但价格却相对高昂。高W含量可能会因为长期运行发生蠕变脆化，将P92使用在厚壁部件的时候，会有IV型裂纹的趋向，因此，这些都需要更多的时间来进行评估。

因为T92/P92的性能优良，能代替TP304H与TP347H在电站锅炉的过热器以及再热器中的应用，能通过改善其运行的性能从而减少甚至避免异种钢接头，其实际意义非常重大。如果使用在亚临界锅炉中，可代替T91与TP347H厚壁管。P92通常使用在苛刻的蒸汽条件下，主要使用在集箱与蒸汽管道上。P92是已有的锅炉最高温度区以及超临界压力锅炉管子的使用钢，该钢势必会广泛应用在主蒸汽和再热蒸汽管道上。

2.3 Super304H

因为氮所具备的固溶强化作用，所以Super304H比18Cr-8Ni型不锈钢的强度水平高，而且其塑性和TP347H相差无几；十万小时的650℃持久强度的外推数值为128MPa。Super304H具有良好的焊接性，结构稳定性好，并且抗蒸汽的氧化性和抗高温的腐蚀性能良好。在650℃的高温中该钢许用应力高于TP304H的90%，高于TP347H的48%，高于TP347HFG的21%，并且略微高于HR3C的5%。仅从抗氧化性或者抗腐蚀性来看，Super304H和TP347HFG相近，但其综合性价比略微占有优势。

Super304H℃使用的最高温度是700℃，通常使用在超超临界机组锅炉中的过热器与再热器上。因为其性能优异，不管是从其可靠性以及经济性来看，它都属于以后超超临界机组锅炉中的过热器与再热器非常重要的首选材料。

2.4 HR3C

HR3C是结合TP310H以及TP310Cb的特征并加以改善的25Cr-20Ni型的奥氏体耐热钢，它的公称成分是0.1C-25Cr-20Ni-Nb-N。因为在HR3C中加进了许多的Cr，Ni以及相对较多的Nb以及N，它的抗张强度比常规不锈钢18Cr-8Ni高，它的许用应力与持久强度也比TP310以及常规不锈钢18Cr-8Ni高，抗高温的腐蚀性能也明显比18Cr-8Ni和19Cr-11Ni优异，而且其抗蒸汽的氧化性能也非常的优秀，炸接的接头也同样满足规范要求。

在临界压力参数的条件下，HR3C通常使用在制造循环流和大型发电锅炉温度不超700℃的过热器、再热器、屏式过热器和各种耐高压，耐高温或者抗硫、抗氯等环境腐蚀的管件。结束语

超超临界机组发电是一个有前途的清洁煤发电技术，因为超超临界的蒸汽参数条件，使机组中一些关键部件性能具有更高的要求，合理的进行选材确保机组的安全性与可靠性。新钢种还处在应用的起步阶段，需要不断的进行探究和归纳其在运用中显现的问题，从而推动其稳定发展以及运行。

参考文献

[1]毛建雄.700℃超超临界机组高温材料研发的最新进展[J].电力建设，2013（18）：69-76.[2]梁军.超超临界火电机组钢材选用分析[J].电力建设，2012（10）：74-78.

第二篇：超超临界机组焊接质量控制

超超临界机组承压部件焊接质量控制

超超临界机组焊接质量控制

一、工程概况

望亭发电厂改建工程为2×660MW级的超超临界、中间再热、燃煤发电机组。本工程项目公司为望亭发电厂，设计单位为华东电力设计院，主体工程监理单位为安徽省电力工程监理有限责任公司。

锅炉采用上海锅炉厂有限公司产品，为超超临界参数变压运行直流炉、单炉膛、一次再热、平衡通风、固态排渣、全钢构架、全悬吊结构；锅炉采用半露天封闭、П型布置。

汽轮机采用上海汽轮机有限公司引进西门子技术的国内首台产品，汽轮机为超超临界一次中间再热，四缸四排汽，单轴凝汽式，机组能满足各种运行方式，有较高的负荷适应性，能够带基本负荷并具有调峰能力，其中高压缸（运输重量为133t）、中压缸（运输重量为195t）为整体供货。

发电机采用上海汽轮发电机有限公司生产的产品。形式：水氢氢冷却汽轮发电机，静态励磁。

二、焊接特点

锅炉受热面施工采用地面组合及高空安装相结合的方法，因本工程属于老厂改建工程，组合场地狭小，高空安装工作量大，由此增加了焊接工作的难度，给焊工提出了更高的要求。本工程锅炉设备为上海锅炉厂首次设计600MW等级的超超临界锅炉，大量采用了T/P91、T/P92、Super304、HR3C等合金钢，焊接的难度较大。本工程为超超临界，锅炉受热面焊口数约五万多只，且工程工期短，焊接工作难度相对较大。本工程超厚壁管道比较多，焊接及焊接热处理时间较长，施工难度相对较大。

三、焊接过程中的质量控制

目前，就电力建设行业来说，一个工程中所涉及到的承压部件焊接工作特别多，从锅炉受热面、锅炉本体连接管及炉顶钢架到汽机四大管道及中、低压管（包括汽机本体油管道）等等都需要进行焊接。这就涉及到一个焊接质量问题，其好坏对一个工程是否合格或优良起着决定性的作用。下面就在工程中如何把好焊接质量关谈一些看法。

在工程建设中如何使焊接质量得到有效的控制。主要方法为：

1、人员培训。超超临界机组承压部件焊接质量控制

要求理论和实际相结合，培养出技艺出众、作风良好的优秀焊工。

2、材料控制，防止不合格的材料用于工程建设中或材料错用等情况的发生。

3、制定合理的施工方案和工艺制度，确保和提高焊接工程质量。

4、建立有效的质量保证体系，从上至下形成质量管理网络，明确分工和职责。

1）首先要从人员培训出发，没有一批优良合格的焊工，就不用谈焊接质量。培训分为实际操作和理论学习两部分。在实际操作过程中，要求焊工养成良好的习惯，如认真检查对口质量，培养正确的操作手法，认真清理层间飞溅和熔渣，认真进行表面质量的自检等。这样就为以后在现场施工时打下一个良好的基础。

实际操作水平高是焊接质量保证的一个关键，但焊接理论知识的学习同样不可忽视。根据以往的工程经验发现，培训时往往注重实际操作的练习和考核，焊接理论知识的学习和考核则一点也不重视，这就造成了在现场施工中，一些焊工对焊接的基本条件不了解，不能够正确识别焊接材料的种类及基本用途，有的焊工甚至连《焊接自检记录》的表格都不会填。所以，人员的培训是保证焊接质量的前提。在培训考核过程中，要求培训单位严格把关，培养出技艺出众并能够熟悉掌握理论知识的优秀焊工。

2）焊接材料的控制。焊接材料的好坏及是否正确使用直接影响焊接质量。不合格的材料可直接导致焊接缺陷的产生，如气孔、夹渣等。如果用错焊接材料就有可能产生严重的后果，特别是承压管道的焊口，材料一旦用错，不仅是焊口泄露问题，还可能引起重大的安全事故，对人身及国家财产带来巨大的损失。可以从以下几方面来做好工作，使焊接质量得到保证。

a)入库与存储

焊接材料入库前，工地材料员和焊条库管理员应对每批焊材进行质量验证，看是否符合计划要求和技术条件要求，不符合要求的一律不许入库。正确填写《焊接材料进货记录》和《焊接材料入库检查记录》。

检查焊接材料的型号、规格、数量是否与计划一致，质保书是否与实物一致。检查外包装及干燥程度：焊条、焊丝外包装应完好无损，无受潮现象。将数根焊条放在手掌上相互滚动，如发出清脆的声响，即表示焊条较干燥，如听见的是低沉的沙沙声，或表面起粉，或焊芯、焊丝已生锈，则表明已受潮。

检查焊条药皮强度：将焊条举高1米，让其水平跌落在光滑的水泥地面或 超超临界机组承压部件焊接质量控制

铁板上，应无裂口或脱块现象。检查焊条焊丝表面质量：用肉眼观察，焊条应无砂眼、鼓包、偏心、药皮脱落、药皮裂口等，焊条焊芯、焊丝应无锈迹。

氩气入库时，应检查有无合格证明，并抽查气瓶压力是否充足。氩气纯度不得低于99.95%。

焊条库应干燥、通风良好。库房内应配置远红外灯泡和除湿机、温湿度表。库房温度应大于5℃，且相对空气湿度小于60%。焊条库管理员应经常检查温湿度状况，并且每天两次（上、下午各一次）记录温湿度。焊接材料应按型号、规格、批号分类存放，并挂标识牌。焊条堆放应与地面、墙壁保持不少于300mm的距离，且堆放高度不宜超过1米。

b)焊条的烘燥。

焊工班（组）长应根据工作任务，将次日所需焊条数量通知焊条库，以利焊条库及时烘燥。

焊条烘燥应按其质保书上的规范要求进行，一般碱性焊条350℃恒温1小时、酸性焊条150 ℃恒温1小时。烘燥时应按焊条型号、规格分开，并做好标识，严禁混淆。不同牌号的焊条尽量在不同的烘箱中分别烘燥。焊条烘燥时，升降温速度应缓慢，严禁将冷焊条突然放入已升至高温状态的烘箱中，或将烘至高温状态的焊条突然取出，造成药皮开裂脱落。

焊条在烘箱内应放置均匀，每层不宜太厚（一般不超过100mm为宜），使焊条得到均匀而全面的烘燥。烘燥后的焊条应放在100-150℃的低温箱中待用。烘燥后领出使用而未用完的焊条，须做好标识，重新进行烘燥，但重复烘燥次数不得超过两次。对严重受潮、二次烘燥未用完、存放超过三年以上的焊条和表面锈迹严重的焊丝等应报废，并填写《焊接材料报废记录》。

焊条烘燥应做好烘燥记录。c)材料的发放与使用

焊工领用焊接材料，须凭施工班组长签发的《焊工日任务单》。该单应填写正确、齐全、清晰，否则，焊条库应拒绝发放。

特殊用途的焊接材料（如合金钢焊条、焊丝、不锈钢焊条焊丝等）应由技术员或专工签字，方可发放。

焊条库管理员应认真核对领用单上的材料型号规格，以防错发。焊工领用时 超超临界机组承压部件焊接质量控制

也要核对，防止错领。

焊工应带焊条筒领用焊条，焊条用于受监部件焊接时，应带保温筒领用。否则，焊条库应拒绝发放。

二次烘燥的焊条，焊条库应优先发放完，焊工应优先使用完。发放时应在《焊工日任务单》上注明。

焊工在施焊时，应从焊条筒内随用随取，不得将成把焊条拿出放在工件或地面上。焊条（焊丝）头不得随意乱扔，尤其是高空作业时。

当日未用完的焊材应当日送回焊条库，焊条库做好回收记录。焊条（焊丝）及焊条头回收率不得低于领用数的98%，且焊条头长度不得大于50mm，焊丝头长度不得大于150mm。

焊工领用氩气，在使用前应试验其纯度，如发现不纯，应退还气站。若该批次有多瓶氩气不纯，应及时向工地领导反映。气瓶使用时不得用尽，应留有0.1-0.2MPa的余气。

分承包方领用焊条、气瓶时亦应按此办法执行。

从以上三方面来对焊接材料进行控制，杜绝应材料问题而造成焊接质量的失控。

3）提高和改进焊接、热处理施工工艺

焊接质量与施工工艺有着密不可分的关系，合理的、先进的工艺不但可以提高焊口的合格率，而且可以减轻焊工的劳动强度，提高工作效率。为了提高焊接施工工艺水平，使焊接全过程处于受控状态，确保工程焊接质量，特制定了施工工艺细则，要求施工人员严格遵守。细则内容如下：

a)各级人员职责

焊接技术人员应掌握工程概况，结合实际编制作业指导书，根据现场情况制定合理的焊接工艺，并向施工人员进行技术交底，深入实际进行技术指导和监督，参与重要管道和部件的质量验收工作，记录、检查和整理焊接资料。

焊接质检人员负责焊接工程的检查、监督和验收评定工作，参与技术措施的编制，注重质量监督资料的积累和总结。

焊工班组长应掌握焊工技术状况和工程情况，合理分工、过程监控，参与焊接工程的验评工作。超超临界机组承压部件焊接质量控制

焊工应有良好的工艺作风，严格按照给定的焊接工艺和技术措施进行施焊，完成合格的焊接接头。

热处理工应遵守作业指导书和交底规定，做到操作无误、记录准确。安装工应严格按规范或图纸规定对口装配，符合要求后方可焊接。b)施工前的准备

施工作业指导书经审核批准，并按要求进行交底。

施焊焊工必须经相应项目的技术考核，并持有效的合格证件。热处理工每档必须至少有一人经过专业培训考核取得资格证书。

承担锅炉受热面管子焊接的焊工在施焊前，应进行与实际条件相适应的模拟练习，并经折断面检查连续合格后方可正式焊接。

焊工在施焊前应检查对口装配质量，不符合要求的，应要求安装工重新调整至符合规范或图纸要求。

焊工、热处理工应备齐必要的工器具，焊前应试验氩气流量及纯度，检查确认焊条、焊丝，若有怀疑应及时报告技术人员或质检人员处理。

凡受监部件焊接，焊工必须用保温桶领装焊条，焊丝使用前必须用砂纸打磨出金属光泽。

检查确认焊机或热处理设备处于良好工作状况，焊接场所的挡风、防雨设施应完善。

c)施工工艺要求 焊接方法的选择

受监焊口焊接方法主要有手工电弧焊、手工钨极氩弧焊和氩弧焊打底电焊盖面三种。手工钨极氩弧焊一般适用于φ＜60mm、壁厚δ≤5mm的锅炉受热面管子焊接；中低压管道、燃油管道、汽轮机和发电机的冷却润滑系统焊口等必须采用氩弧焊打底；其它受监焊口采用氩弧焊打底电焊盖面的方法；钢结构、锅炉密封、六道等其它项目的焊接采用手工电弧焊。

热处理方法的选择

严格按照规程规范要求进行预热和焊口热处理的。

点固焊时，应与正式施焊要求相同，点固焊后应检查各个焊点质量，如有缺陷立即消除，重新点焊。严禁在被焊工件表面引燃电弧、试验电流或随意焊接临 超超临界机组承压部件焊接质量控制

时支撑物，高合金钢材料表面不得焊接对口用卡具。

中、高合金钢（含铬量≥3%或合金总含量＞5%）管子和管道焊口，为防止根层氧化或过烧，焊接时内壁应充氩保护，小口径管也可以不充氩，但必须采用药芯焊丝打底。

采用钨极氩弧焊打底的根层焊缝检查后，应及时进行次层焊缝的焊接，以防止产生裂纹。

多层多道焊缝焊接时，应逐层清理干净，检查合格后方可焊接次层，直至完成。

除焊接工艺规定的焊口外，所有焊口应连续完成，不得中途停止施焊，更不得将未焊完的焊口过夜（包括点焊口）。因不可预料的原因被迫停止时，应及时采取防护措施（如后热、缓冷、保温等），重新焊接前应严格检查，确认焊口无裂纹等异常情况后，方可继续焊接，需预热的焊口应重新预热。

为减少焊接变形和接头缺陷，直径大于194mm的管子和锅炉密集排管的对接口宜采取二人对称焊，公称直径大于或等于1000mm的管道或容器的对接焊口，应采取双面焊接，并采取清根措施，以保证封底焊质量。

厚壁大径管当壁厚大于35mm、采用多层多道焊时，氩弧焊打底层厚度不小于3mm，其它焊道的单层厚度不大于所用焊条直径加2mm，单道摆动宽度不大于所用焊条直径的5倍。

施焊，应特别注意接头和收弧的质量，收弧时应将熔池填满，多层多道焊的接头应错开。

密封件与受热面管子焊接时，严禁在管壁上引弧，并注意防止产生咬边。焊接结束后应做好清理检查工作，注意表面工艺质量，做到焊缝表面整齐、过渡圆滑、成型美观。

需要预热或焊后热处理的焊缝，应及时进行预热或热处理。对容易产生延迟裂纹的钢材，焊后应立即进行热处理，否则应做后热处理（加热300-350℃，恒温2小时）。

热处理规范参数（加热方法、加热温度、升降温速率、恒温时间、加热宽度、保温宽度等）应按交底或规程要求严格执行，热处理过程中必须有人监控仪器、仪表，发现问题及时纠正或汇报技术人员。超超临界机组承压部件焊接质量控制

热处理所用仪器、仪表、热电偶应根据计量要求进行标定或校验。大口径管道进行热处理时，测温点应对称布置在焊缝中心的两侧，且不得少于两点。水平管道的测点应上下对称布置。

安装管道冷拉口所使用的加载工具，需待整个对口焊接和热处理完毕后方可卸载。

d)质量检查

焊接技术人员和质检人员应经常深入施工现场，检查作业指导书及技术措施的执行情况，对违反工艺规范要求的，应立即制止并纠正。

焊接完成后，焊工应仔细检查表面质量，如有超标缺陷，应及时消除。当热处理记录曲线与所要求的规范参数不符时，应对热处理焊口进行硬度测试，如硬度不符合要求，需重新进行热处理。

焊工应在分项工程焊接接头完成后及时填写自检单，班（组）长应对焊缝100%检查，合格后方可在自检单上签字，并交工地质检员复检。

工地质检人员应根据自检记录对其进行复检，受监焊口必须进行100%检查，其它焊缝应做不少于50%的抽检，检查合格后通知公司质检人员或监理代表会同验评。

受监焊口完成，经表面检查合格后，由技术人员委托金属试验室进行无损探伤。

焊接接头有超标缺陷时，可采取挖补方式返修，但同一位置的挖补次数不得超过三次，中高合金钢不得超过两次。需进行热处理的接头，返修后应重新热处理。返修必须在接到返修通知单当日完成。

e)奖惩办法

焊工和热处理工必须严格按照给定的工艺施工，对违反工艺制度、屡教不改或造成严重不良后果者，将给予罚款甚至下岗处理。

焊工应加强自检，若工地复检时，查出超过5%的焊接接头不合格，应追究焊工和班（组）长责任；若公司级或监理验收时超过2%不合格，则应追究工地质检人员和技术人员的责任。

热处理曲线应100%合格，否则追究热处理工责任。

受监焊口一次合格率小于90%的焊工，应暂停该项目的焊接工作，重新练习超超临界机组承压部件焊接质量控制

合格后方可再上岗。一次合格率小于80%时，该焊工将不允许在本工程再担任受监部件的焊接工作，并采取相应的经济处罚措施。

所有汽水油气管道焊口，在水压、酸洗或试运转时不允许泄漏，如有泄漏，对施焊焊工、班组长、技术人员和质检人员作罚款处理。

对模范遵守工艺制度，并取得优良质量的焊工和热处理工给予一定奖励。以上几点从班组各级人员的职责、焊接热处理施工工艺及质量检验等工作来控制焊接质量，使班组每个人都各尽其责，各尽其能。4）建立质量保证体系

在现场施工中，一个好的质量管理网络可以使焊接质量得到明显的提高和有效的控制，层层把关，使规程、规范、措施和各项管理制度一一得以落实。质量保证体系主要有以下几点：

工地建立了质量管理网络，明确各级质量职责。工地主任为质量第一责任人，焊工是焊接质量的直接负责人，工地专职质检员主要负责焊接过程监督检查及验评工作。

加强焊工的技术培训与理论学习，提高质量意识，增强责任感。制定相应的管理制度及技术措施，并认真落实执行。

从影响焊接质量的五个基本要素（人、机、料、法、环）着手，全方位、全过程严格把关，层层控制。

严格执行检查验收制度，自检不能流于形式，复检要善于发现问题、解决问题，要一级对一级负责。

积极开展技术革新与QC攻关活动，以提高工程焊接质量，设立专项质量基金，制定质量奖惩办法，奖罚分明，调动职工积极性。

以上主要从四个方面阐述了如何对焊接质量进行控制。这些都是在电力建设工程中要严格实施和执行的，也是控制焊接质量最基本的方法。在本工程中，都得到了很好的实施，并取得了比较好的成绩。焊口无损检测的一次合格率都在98%以上，焊缝表面质量优良率在99%以上。

在工程建设中，还有很多焊接问题需要解决。我们要从管理和最基本的工作方法着手，结合实际，一步一步，严格控制，才能使焊接质量不断提高。

第三篇：43-超超临界机组锅炉新型耐热钢的焊接-51

超超临界机组锅炉新型耐热钢的焊接

范长信 张红军 董

雷 周荣灿

(西安热工研究院有限公司，陕西省 西安市 710032)

摘要：目前火电机组正在向着高参数大容量方向发展，蒸汽温度和压力进一步提高，为此开发采用了一些新型马氏体耐热钢和奥氏体耐热钢，这些钢的合金元素含量较以前的锅炉用钢较高，焊接性相比之下有所下降。本文主要介绍了超超临界机组锅炉用新钢种的焊接性、焊接接头的组织、力学性能和典型的失效方式。关键词：超超临界；锅炉；耐热钢；焊接性；性能

1前言

超超临界机组的出现，提高了机组的效率，减少了污染物的排放，是目前火电发展的必然趋势。蒸汽温度超过了600℃，蒸汽压力超过了25MPa，而且还在不断的升高，这有赖于新型耐热钢的不断发展。目前应用于超超临界机组过路的新型马氏体耐热钢有P91、P92（NF616）、E911、P122（HCM12A）等，奥氏体耐热钢有TH347HFG、Super304和HR3C等。这些钢的合金元素含量均大于10%，给焊接带来一定的困难[1-2]。

焊接接头的失效是电站高温承压部件失效的一种主要方式，常常具有早期失效的倾向。因此提高焊接接头的完整性对电站机组的安全运行是十分重要的。焊接接头的完整性主要是焊接接头的性能与母材相一致，表现在成分、组织、性能、结构的连续性。通常我们并不能够使接头的性能与母材完全一致，但是我们总是努力使其趋向一致。过去一般认为焊接接头中存在缺陷，但是现在大多数的高温焊接接头中均不存在影响使用安全性的宏观缺陷。取而代之的是焊接接头组织的不均匀性和由此引起的蠕变性能的不均匀性。与母材相比，焊接接头组织的不均匀将会使其存在强度或大或小、塑性或高或低的区域。这些组织不同的区域在使用过程中将会产生不同的蠕变速率，导致接头中应力的错配和早期失效。在未来电站和焊接接头的设计中，必须考虑焊接接头的性能，使其对电站安全性的危害最小化[3]。

超超临界机组锅炉中的一些新型耐热钢在国内是首次使用，对它们的焊接性能研究尚少，对其焊接接头性能的研究更是空白，应引起高度重视。本文主要介绍了超超临界锅炉用钢焊接接头的性能，对这些新型耐热钢进行了焊接性分析。

2超超临界机组锅炉用新型马氏体耐热钢的焊接

超超临界机组锅炉用新型马氏体耐热钢主要有T/P91、T/P92、E911和 T/P122等，常用于超超临界机组管道和过热器管上。这些钢由于Cr含量较高，在加工制造过程中容易产生δ铁素体。T/P91是在9Cr-1Mo钢基础上通过加入Nb、V、N等合金元素而形成的新型耐热钢，其使用温度小于585℃。T/P92和E911是在T/P91耐热钢基础上发展起来的新型耐热钢，其中T/P92是在T/P91的基础上通过加入1.5~2.0%W代替部分Mo元素，Mo元素含量下降到0.3~0.6%而形成，E911是在T/P91的基础上加入0.9~1.1%W而形成，它们的使用温度可升高到630℃。这些9%Cr钢具有良好的力学性能。T/P122是新型的12%Cr耐热钢，由于Cr含量的增大，在加工制造工程中更容易出现δ铁素体，通常加入1%的Cu来抑制这种有害组织的形成，这种钢的抗氧化性较好。马氏体钢的下一步发展是在这些钢的基础上加入Co、B等合金元素来进一步提高抗蠕变性能和抗氧化性能。虽然这些钢的抗蠕变和抗氧化性能较好，但

314 在实际工业生产过程中，如果没有合适的焊接工艺来保证，这些钢的优越性也难以发挥出来。2.1 新型马氏体耐热钢焊接性分析

新型马氏体耐热钢一般通过控轧控冷工艺制造，在焊接过程中，焊缝金属没有这种控轧控冷的机会，很难通过细晶强化和位错强化来改善焊接接头的性能，故焊接接头的性能和母材之间存在一定的差异。这些马氏体耐热钢焊接接头劣化的方式主要有： 2.1.1焊接接头的脆化

马氏体耐热钢焊接接头的脆化主要有粗晶组织引起的脆化和淬硬组织引起的脆化两种脆化方式。焊缝金属晶粒粗大是由于在焊接过程中，奥氏体化时间较长，晶粒长大速度较快，且在焊接过程中不像母材生产过程中有控轧控冷的机会形成的。故在焊接过程中应使用较低的焊接线能量。由于这些钢的合金元素含量较高，焊后冷却速度控制不当就会导致淬硬组织的形成，从而导致焊接接头的脆化。故可采取预热的方法来解决这一问题。2.1.2热影响区的软化

马氏体耐热钢的供货状态为正火＋回火，即调质处理。焊接时，在细晶热影响区和临界热影响区将会产生软化现象。造成这一现象的主要原因是焊接时，细晶热影响区的所经受的温度稍高于Ac3，临界热影响区所经受的温度在Ac1~Ac3之间，处于这一温度区间的金属发生部分奥氏体化，沉淀强化相在这一过程中不能够完全溶解在奥氏体中，在随后的热过程中未溶解的沉淀相发生粗化，造成这一区域的强度降低。软化对短时高温拉伸强度影响不大，但降低持久强度，长期高温运行后，在软化区常常会产生Ⅳ型裂纹。焊接线能量、预热温度对软化带影响较大，焊接线能量大预热温度高，软化区宽。所以，焊接线能量不宜大，预热温度不能高，软化区宽度越窄，其拘束强化作用越强，软化带的影响越小。2.1.3焊接冷裂纹

冷裂纹是在焊后冷却过程中在Ms点以下或更低的温度范围内形成的一种裂纹，又称延迟裂纹。产生这种裂纹的三要素为淬硬组织、氢元素和应力。马氏体耐热钢焊接冷却过程控制不当往往形成淬硬组织，这一组织会导致裂纹的形成。焊接过程中氢主要来源于母材和焊条，氢的含量越高越易聚集形成裂纹，制造、安装中一般选用低氢型焊条且制订了严格的烘培和保温工艺就是这个原因。拉应力也是产生冷裂纹的一个主要因素，在焊接过程中应尽量减少拘束度，防止产生较大的拘束应力。

理想的焊接工艺是采用适当的工艺措施保证在焊接过程中不产生裂纹，减少脆化、软化等问题，同时还要保证全马氏体组织的形成，满足焊接接头的质量要求。2.2 新型马氏体耐热钢焊接接头的化学成分

新型马氏体耐热钢的焊接所选用的焊接材料一般是与之匹配的焊接材料。下面简要地阐述一下这些钢焊接接头的化学成分。2.2.1 T/P91钢[5]

对于T/P91钢，为保证焊接接头足够的韧性，应对焊接接头中的合金元素含量进行控制。Nb元素对冲击韧性的影响较大，焊接接头中Nb的含量一般不低于0.04%，Nb的含量设计为0.04~0.07%。Ni能够有效改善焊接接头的冲击韧性，对Ni含量的适当控制是有益的，这是由于以下两个方面的原因决定的。第一、它降低了Ac1点，使得Ac1与PWHT（焊后热处理）温度接近，改善了回火性能。第二、它减少了δ铁素体形成的倾向，δ铁素体的存在对焊接

[4]

315 接头的性能是不利的。可是当Ni含量＞1%时，这种元素将会产生一定的副作用，它使得Ac1降低幅度较大，PWHT温度超过了Ac1，PWHT时，发生奥氏体化，在随后的冷却过程中形成未回火的马氏体组织。长期服役过程中，过量的Ni还会改变沉淀相的变化发展过程，恶化蠕变性能，故Ni的含量一般控制在0.4~1.0%。V、C、N等对焊缝金属韧性的影响不大。Mn含量较母材为高，主要目的是为了脱氧，保证形成合适的焊缝金属。可是一些专家认为Mn+Ni的含量最大不超过1.5%，以防止它们过多降低Ac1。在这个限制条件下，为保证脱氧Mn含量较高，Ni的含量可减少到0.5%。Si也是一种有效的脱氧剂，与Cr共同作用可提高这种钢的抗氧化性。尽管有一些规范规定焊缝金属的Si含量和P91母材一致，但降低Si的含量有助于韧性的改善，在这一点上，AWS规定焊材中Si的含量不高于0.30%，低于母材中Si的含量。2.2.2 T/P92钢[6-7]

T/P92马氏体钢的韧性水平较T/P91低，蠕变强度较高，对于它们的填充金属一般要求SMAW、SAW焊接时要保证室温冲击韧性CVN＞41J。试验已经证明，使用和T/P92相同化学成分的焊材将会导致焊接接头韧性和蠕变强度的降低，尤其对SAW，这种情况更为严重。这样以来必须对每种合金元素的作用以及合金元素之间的相互作用进行研究，以确定合适的焊材成分，同时最为重要的是对N、Ni、Mn、Co和B含量进行优化。C、N化合物的形成以及元素B对蠕变断裂强度有着重要的影响，它们的加入增加了材料的屈服强度和抗拉强度，但降低了塑性和韧性。Mn和Ni对强度的影响不大，但是，Mn和Ni的含量超过基体金属的上限能够显著改善焊接接头的韧性，同时降低Ac1，一般它们的极限值由Ac1来确定。Mn和Ni的含量一般＜1.5%，同时可以用Co来代替部分Ni。为了避免δ铁素体的生成，应适当控制W的含量。B能够提高蠕变强度，但降低焊接接头的韧性，成分含量应控制在基体金属下限左右。V、Nb、Co对韧性不利，同时易导致热裂纹，因此其含量也应控制在下限左右。除了这些元素的影响，也应考虑Ti、Al氮化物的影响。2.2.3 E911和T/P122钢[5]

E911钢的化学成分和T/P92钢相似，其焊接接头化学成分的分析可参照T/P92钢的成分分析。对于T/P122钢，由于其合金元素含量较高，焊接时，容易在焊接接头中产生δ铁素体。这两种钢焊接接头成分的分析均可借鉴T/P91钢和T/P92钢的分析方法。Nb元素对冲击韧性的影响较大，Ni对冲击韧性的改善有利，但同时Ni还降低Ac1，故其含量不易太大。Mn和Si是有效的脱氧剂，合适的含量对于改善焊接接头的性能有利。2.3 新型马氏体耐热钢焊接接头的组织

这些新型马氏体耐热钢顾名思义可知其组织包括焊接接头的组织均为马氏体。焊接接头是一个不均匀体，对于不同的区域，因经历的热过程不同，导致微观组织不同，例如马氏体板条的位向、大小、原奥氏体晶粒度、碳化物的类型、形状、分布等在BM、HAZ、WM的分布有或大或小的差异，当然其力学性能也有区别，如WM和BM的硬度、强度高于FG、ICHAZ，长期运行容易在FG、ICHAZ形成IV型损伤等。下面以T/P92钢为例介绍一下这种马氏体耐热钢焊接接头的组织。

图1给出了T/P92焊接接头的宏观和微观组织形貌。宏观形貌为均匀的多层焊缝金属和回火的HAZ组成，HAZ宽度为2~3mm。

图2给出了T/P92焊接接头焊缝金属的TEM像，可以看出在焊态下，组织为典型的回火

[8]

316 马氏体＋M23C6颗粒在原奥氏体晶界和亚晶界处的弥散分布，偶尔可以看到岛状的δ铁素体，这种δ铁素体处在M23C6颗粒的包围之中。PWHT后，组织发生了相当大的回复，但马氏体结构和M23C6颗粒在焊缝晶界的分布清晰可见，如图2b所示。

在T/P92焊接接头的细晶热影响区（FGHAZ），焊态下，发现了薄弱的回火马氏体组织，马氏体板条不清晰，M23C6颗粒的分布也不够均匀，如图3a所示。PWHT后可以观察到亚晶以及低密度位错的存在，其中部分亚晶已发生了多边化，如图3b所示。

图1 P92焊接接头在PWHT后的宏观和微观组织形貌

2.4 新型马氏体耐热钢焊接接头的力学性能

T/P91、T/P92（NF616）、E911、T/P122（HCM12A）焊接接头合金元素含量较高，这些合金元素具有固溶强化和沉淀强化的作用，焊接接头的力学性能水平较高。在室温横向焊接

317 图2 P92焊接接头焊缝金属的TEM像ａ）焊态 ｂ）PWHT

图3 P92焊接接头HAZ的TEM像ａ）焊态 ｂ）PWHT 接头拉伸试验时断裂发生在母材上，可以认为室温下母材的强度低于焊接接头。高温下的蠕变性能有所差别，下面给出了母材和焊缝金属的高温蠕变性能。2.4.1 母材的蠕变性能

图4给出了不同钢种在100MPa下运行100000h的使用温度范围。可以看出新型马氏体耐热钢的使用温度已超过了600℃，且这些新型高Cr钢的蠕变断裂强度与奥氏体钢相当。图中虽然没有给出T/P122钢在同一条件下的使用温度，但是相关资料已证实这种钢的使用性能优于T/P92钢，其抗氧化性较好，T/P122钢的使用温度也可在600℃以上。这些新型马氏体耐热钢优越具有很好的抗蠕变性能和耐蚀性，能够减少部件的厚度，提高使用温度。2.4.2 焊缝金属的蠕变性能

许多试验业已证明这些新型耐热钢焊接接头的高温失效位置主要在焊接接头的热影响区，热影响区是焊接接头的薄弱区域，这主要与其所经受的热过程有关。对于焊缝金属，一些试验结果表明采用匹配焊接材料使得焊缝金属的高温（600℃、650℃）蠕变断裂强度均低于母材。对于T/P91、T/P92、E911钢采用匹配焊接材料焊接时可以得出以下结论：

1)焊缝金属的蠕变断裂强度低于母材。

2)随着试验持久时间的增加，焊缝金属的蠕变断裂强度与母材的差距越来越大。新型马氏体耐热钢的横向焊接接头高温蠕变试验的失效位置在HAZ的外侧，即靠近母材的HAZ，一般称之为细晶热影响区和临界热影响区。这一区域在焊接过程中发生部分奥氏体化，大多数C、N化合物沉淀析出，PWHT时发生再结晶。由于缺少C、N等晶内强化元素，从而使这一区域的马氏体组织发生软化。在这一软化区域经常发生IV型损伤，以前的经验表明在

[5][9]

318 图4 不同材料在100MPa/100000h下的最大使用温度

所有的CrMo耐热钢中均存在这种现象。由焊接接头的硬度测量也可知道这一区域的硬度比母材和焊缝金属也低许多，一般情况下这种差距约在30HV左右。

横向焊接接头在高温低应力下发生的IV型损伤是CrMo钢的一个典型特征，然而在低温高应力短时持久试验下，焊接接头的失效发生在母材处。从目前的电站使用经验看这种焊接接头的主要损伤还是IV型损伤，可见焊缝金属的蠕变性能对焊接接头的寿命影响不大，除非它和IV型损伤区共同作用。一些专家接受了这个观点。同时，也存在其它两种关于焊缝金属对焊接接头性能影响的观点，特别是焊缝金属的优化可以延迟IV型损伤的发生，这两种观点都认为焊缝金属的蠕变强度将影响蠕变量在焊接接头不同区域的分布。一种观点是降低焊缝金属的强度，使其与IV型区的强度相当。另一种观点是扩大焊接接头熔合区的宽度，这一区域的强度和母材相当，以减少IV型区的蠕变量，延长使用寿命。

普遍认为焊接接头的失效模式受控于HAZ，但是目前关于焊缝金属的选择是否能够延迟损伤或延长部件的使用寿命并没有统一的观点。2.5 焊缝金属的韧性

新型马氏体耐热钢焊接时如果焊接参数选用不当，很容易产生粗大的马氏体、没有回火的马氏体，还有可能形成δ铁素体等，这些组织都对焊接接头的韧性不利。虽然高温时接头的脆性断裂是不可能的，但考虑水压试验、检修等因素，通常对焊接接头的室温冲击韧也有要求。影响焊接接头的室温冲击韧性的因素如下： 2.5.1 接方法的影响

焊接方法将对焊接接头的韧性有着重要的影响。采用GTAW氩气保护焊，以及使用固体焊丝和金属芯焊丝（MCW）可是使焊接接头在PWHT后获得较高的室温冲击韧性。韧性与氧含量有关，GTAW(氧含量100～200ppm)＜SMAW、SAW(氧含量400～800ppm),TIG焊的韧性比SMAW和SAW的好。[5]

319 2.5.2 化学成分的影响

一般情况下，能够改善蠕变性能的元素均恶化焊缝金属的韧性，例如Nb、V、N和Si等，其中N和Si的影响较小。能够抑制δ铁素体形成，保证获得全马氏体组织的合金元素对焊缝金属的蠕变性能和韧性均有利。2.5.3后热处理的影响

焊后热处理的目的是降低焊接残余应力和改善组织性能。为了保证焊接接头的韧性，焊后热处理的回火作用是非常重要的，它可以使焊接接头获得完全回火的马氏体组织。实际应用时涉及到回火温度和时间的选择。2.5.4 其它因素的影响

焊接过程中发生的晶粒细化对焊接接头的韧性也有一定的影响。此外，焊层厚度、焊接时的对口以及焊接环境等也对接头的韧性有一定的影响。焊层厚度薄，韧性较高。

对于焊缝金属，不同的标准对其室温（＋20℃）冲击韧性有着不同的要求。对于T/P91钢焊缝金属，AWS没有对其室温（＋20℃）冲击韧性做出要求，但在非强制性的附录A5.5-96中建议这种钢焊接接头的冲击韧性可由厂商和顾客协商确定。在欧洲的EN 1599:1997中规定了这种钢焊缝金属的室温（＋20℃）冲击韧性最小值不得低于38J，平均值不得低于41J。这些值与专家们提出的PWHT后室温（＋20℃）冲击韧性在35~50J之间是一致的。超超临界机组锅炉用新型奥氏体耐热钢的焊接[10-11]

鉴于高温过热器（SH）和高温再热器（RH）的蒸汽参数较高，在设计时必须充分考虑其烟气侧腐蚀和蒸汽侧氧化的性能。一般的铁素体耐热钢虽然强度上能够满足SH/RH的要求，但其抗烟气侧腐蚀和蒸汽侧氧化的性能较差，不利于机组的安全可靠的运行，所以在SH/RH设计时，一般可采用奥氏体不锈钢。目前超超临界机组SH/RH的主要设计材料为TP347HFG、Super304、HR3C等。这些材料的合金含量如Cr、Ni等较铁素体耐热钢有着很大的提高。为了保证焊接接头和母材具有较佳的匹配性，焊接材料的选取也必须为奥氏体型焊接材料。奥氏体耐热钢由于热膨胀系数大，导热性能差，在焊接和使用过程中易出现下列问题： 3.1 晶间腐蚀

晶间腐蚀是奥氏体耐热钢一种极其危险的破坏形式。它的特点是沿晶界开始腐蚀，从表面上看，一般不容易发觉,但它使承压管道焊接接头的力学性能显著下降和容易发生早期破坏。根据“碳化物析出造成晶间贫铬”理论,在450～850℃范围内，C和Cr易在奥氏体晶粒边界处形成碳化铬,使得晶粒边界处局部贫铬。晶界处的含Cr量被降低到小于12%，钢材因此丧失了耐腐蚀性能。另外，Fe－Cr合金在400～550℃长期加热时，会产生一种特殊的脆性,其硬度显著提高，冲击韧性严重下降,称为475℃脆性。而在实际焊接过程中经过测量发现，焊接接头往往是在400～550℃这个温度区间停留的时间最长，所以对475℃脆性这个问题需要多加关注。3.2 应力腐蚀裂纹

应力腐蚀裂纹（stress corrosion cracking 简称SCC）是应力和腐蚀联合作用引起的一种低应力脆性裂纹。奥氏体不锈钢线膨胀系数大，导热性差，在结构复杂、刚度较大的情况下，焊接变形受到约束，焊后构件特别是焊接接头存在较大的焊接残余应力，而奥氏体耐热

320 钢的组织特征和腐蚀介质的存在，满足了产生SCC的充要条件，从而使奥氏体不锈钢产生SCC的倾向较大。奥氏体耐热钢的SCC有晶间、晶内和晶间/晶内混合等三种形式，但是以晶间SCC最常见。3.3 热裂纹

热裂纹主要有结晶裂纹和液化裂纹两种形式，结晶裂纹是在结晶后期，由于低熔点共晶形成的液态薄膜消弱了晶粒间的联系，在拉应力作用下发生开裂的裂纹；液化裂纹是指近缝区或多层间部位在热循环的作用下被金属重新熔化，在拉伸力的作用下，沿奥氏体晶界开裂的裂纹。3.4 再热裂纹

由于奥氏体不锈钢热膨胀系数大，导热率低，故在焊接时接头附近的温度场和变形量极不均匀，导致很大的残余应力。在随后的PWHT（SR）或者高温服役时，残余应力的释放以及应力集中会使晶界的塑性变形较大，从而产生裂纹。这种裂纹一般出现在粗晶HAZ区，属沿晶裂纹，在粗晶区易于扩展，扩展一旦遇到细晶组织即停止。

奥氏体不锈钢焊缝热影响区的划分不像铁素体钢，尽管微观组织的变化如晶粒长大、溶质的析出以及距熔合线０－５ｍｍ区域的碳化物分布的变化，但是并没有相变发生，由于大的热膨胀系数和低的热传导率，在与焊缝连接的母材中存在较大的塑性变形。这个应变影响区SAZ（strain affected zone）与焊接参数（如焊条直径、电流/电压以及电极的摆动幅度等）有关，能够扩展到距熔合线约２５ｍｍ处。

稳定化奥氏体钢如TP321和TP347中的再热裂纹是一个长期形成的过程。焊后冷却过程中碳化物在母材位错处的沉淀析出，导致晶内强化，晶界区域的蠕变集中以及后来形成的低塑性晶间裂纹。TP316由于没有强碳化物形成元素和相对高的蠕变塑性，一度被认为对于再热裂纹是免疫的。可是，在SAZ中存在复杂的多轴残余应力，与单轴应力相比，塑性大量下降。在英国能源电站的TP３１６钢焊接接头中曾出现过再热裂纹。以上提及的再热裂纹部分地归因于大零件的壁厚，其具有大的拘束。

对于奥氏体钢，再热裂纹发生在接近熔合线到距熔合线几毫米范围内，经常出现在最后一层焊道之下。可是对于厚壁或结构复杂的部件，再热裂纹也存在于SAZ中。3.5 疲劳裂纹

由于机组的频繁启停，容易在设备的高应力区域出现疲劳裂纹，疲劳裂纹很难被发现，但其危害性极强。焊接接头存在缺陷（气孔、夹渣、夹钨、未熔合等）的区域容易形成疲劳源。

通过对奥氏体不锈钢焊接接头的大量等温疲劳试验，发现奥氏体钢存在两个奥氏体－铁素体脆性转变温度范围：350－550℃及550－950℃，Broek认为产生疲劳裂纹的因素主要有两点，即碳、氮、铬磷化物、铬氧化物、σ相和其它中间相的共同沉淀作用；无任何沉淀相，但有复杂铬化物的形成，容易造成晶格扭曲和晶间硬化作用。

碳化物和脆性沉淀相的含量低于6%时，疲劳裂纹的扩展速度不会超过正常状态下的两倍；但当Laves相、σ相和碳化物的含量超过7%时，疲劳裂纹的扩展速度会超过正常状态下的五倍，；当σ相和碳化物的含量高于6%时，疲劳裂纹的扩展速度不是很稳定。

321 4 结束语

电站高温焊接接头的完整性对于电站的安全运行有着重要的影响，由于焊接接头的组织性能不均匀，导致焊接接头在运行过程中产生应力的再分配和蠕变应变在软化区域的集中，使得这一区域有着早期失效的倾向。

1)有焊接接头的HAZ性能较差，相对来说它们是安全的薄弱部位。

2)对于马氏体耐热钢主要存在的问题有焊接接头的脆化、热影响区的软化、焊接冷裂纹和长时服役时产生的IV型裂纹等。

3）对于奥氏体耐热钢主要存在的问题有焊接接头中的晶间腐蚀、应力腐蚀、热裂纹、再热裂纹和疲劳裂纹等。

超超临界机组锅炉中的一些新型耐热钢在我国没有使用经验，应引起重视，在下面几个方面加强研究，以保障我国超超临界机组锅炉的制造、安装质量，确保超超临界机组的安全运行。

1）新型耐热钢的合金化原理、冶金特点； 2）新型耐热钢的常温及高温性能；

3）新型耐热钢的焊接性及焊接工艺、焊后热处理工艺和异种钢焊接工艺； 4)新型耐热钢的热加工性能及工艺；

5)新型耐热钢服役后组织、性能的变化规律及寿命评估。

参考文献：

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[4] 杨富．21世纪火电站焊接技术的发展趋势[C]．新型9~12%Cr系列热强钢焊接技术资料选编．北京电机工程学会焊接专业委员会，华北电力集团公司焊接技术培训中心，2002：1-24．

[5] Z Zhang，A W Marshall，J C M Farrar．Recent developments in welding consumables for P(T)91 creep-resisting steels[C] ．International Conference on Integrity of High Temperature Welds．Professional Engineering Publishing Limited London and Bury ST Edmunds，UK，1998：77-92．

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[11]赵健仓，曾富强，何海等．国产300MW火电机组安装工程焊接技术[M]．陕西.西北电力建设第一工程公司焊接培训中心，2001:29-40.作者简介

范长信，1962年出生，研究生，硕士，教授级高工，国际焊接工程师。长期从事电站金属技术监督、电站材料焊接研究和电站锅炉压力容器检验工作。

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322

第四篇：1000MW超超临界直接空冷机组可行性与经济性探讨

1000MW超超临界直接空冷机组可行性与经济性探讨

[摘要]论述了我国大容量超超临界机组技术以及大容量直接空冷机组技术的现状和发展趋势。通过对国内大型汽轮机制造厂1000MW超超临界汽轮机和600MW空冷汽轮机型式和特点的分析，提出了1000MW超超临界空冷汽轮机可由1000MW超超临界汽轮机的高中压缸模块及600MW二缸二排汽空冷汽轮机低压缸模块组合而成，并对其经济性进行了论述，同时提出了1000MW超超临界空冷机组设计时应考虑及需进一步研究的问题。

[关键词]汽轮机，1000MW，超超临界机组，空冷，可行性，经济性

0、引言

随着《国家中长期科学和技术发展规划纲要(2006-2020)》及《中华人民共和国国民经济和社会发展第十一个五年规划纲要》的确定和实施，电源建设将向节约资源和环境保护方向发展。基于这种发展趋势，结合中国“贫油少气多煤”的一次能源结构特点，决定了我国燃煤电厂在很长一段时间内将占居我国电力的较大份额，而超临界和超超临界技术在机组效率上又有着无可争议的优势，对于节约燃煤有着明显的效果。我国缺水的资源状况决定了节约用水在燃煤电厂建设中的重要性，而大型空冷机组技术又是火力发电厂颇为有效的一项节水技术。随着大型超超临界机组技术和大型空冷机组技术的不断发展，能否将2种技术有效地融合，形成超超临界空冷机组，在节约用水的同时节约燃料，这是我们需要研究和考虑的问题。

1、我国超超临界机组技术发展现状及趋势

超(超)临界发电技术经过几十年的发展，目前已是世界上先进、成熟和进入商业化运行的洁净煤发电技术之一，在世界上不少国家推广应用并取得了明显的节能和改善环境的效果。目前一些国家已经公布了发展下阶段超超临界机组的计划，主蒸汽压力将提高到35～40MPa，主蒸汽温度将提高到700t，再热汽温提高到720℃，机组的供电效率将达到50%～55%。

我国超(超)临界机组起步较晚，但发展十分迅速。随着华能沁北电厂超临界机组国产化的实践，中国超临界机组的发展进入了一个崭新的阶段，目前，国内有数十台超临界机组已经或即将投入商业运行。超临界机组的建设模式又为国产超超临界机组的发展奠定了基础，目前华能玉环电厂2×1000MW超超临界机组及华电国际邹县发电厂四期工程2×1000MW超超临界机组已经投入运行。这些电厂的成功运行，标志着我国大容量超超临界机组的设计、安装、调试和运行进入一个崭新的阶段。

第五篇：1000MW超超临界直接空冷机组可行性与经济性探讨

1000MW超超临界直接空冷机组可行性与经济性探讨

[摘要]论述了我国大容量超超临界机组技术以及大容量直接空冷机组技术的现状和发展趋势。通过对国内大型汽轮机制造厂1000MW超超临界汽轮机和600MW空冷汽轮机型式和特点的分析，提出了1000MW超超临界空冷汽轮机可由1000MW超超临界汽轮机的高中压缸模块及600MW二缸二排汽空冷汽轮机低压缸模块组合而成，并对其经济性进行了论述，同时提出了1000MW超超临界空冷机组设计时应考虑及需进一步研究的问题。

[关键词]汽轮机，1000MW，超超临界机组，空冷，可行性，经济性

0、引言

随着《国家中长期科学和技术发展规划纲要(2006-2020)》及《中华人民共和国国民经济和社会发展第十一个五年规划纲要》的确定和实施，电源建设将向节约资源和环境保护方向发展。基于这种发展趋势，结合中国“贫油少气多煤”的一次能源结构特点，决定了我国燃煤电厂在很长一段时间内将占居我国电力的较大份额，而超临界和超超临界技术在机组效率上又有着无可争议的优势，对于节约燃煤有着明显的效果。我国缺水的资源状况决定了节约用水在燃煤电厂建设中的重要性，而大型空冷机组技术又是火力发电厂颇为有效的一项节水技术。随着大型超超临界机组技术和大型空冷机组技术的不断发展，能否将2种技术有效地融合，形成超超临界空冷机组，在节约用水的同时节约燃料，这是我们需要研究和考虑的问题。

1、我国超超临界机组技术发展现状及趋势

超(超)临界发电技术经过几十年的发展，目前已是世界上先进、成熟和进入商业化运行的洁净煤发电技术之一，在世界上不少国家推广应用并取得了明显的节能和改善环境的效果。目前一些国家已经公布了发展下阶段超超临界机组的计划，主蒸汽压力将提高到35～40MPa，主蒸汽温度将提高到700t，再热汽温提高到720℃，机组的供电效率将达到50%～55%。

我国超(超)临界机组起步较晚，但发展十分迅速。随着华能沁北电厂超临界机组国产化的实践，中国超临界机组的发展进入了一个崭新的阶段，目前，国内有数十台超临界机组已经或即将投入商业运行。超临界机组的建设模式又为国产超超临界机组的发展奠定了基础，目前华能玉环电厂2×1000MW超超临界机组及华电国际邹县发电厂四期工程2×1000MW超超临界机组已经投入运行。这些电厂的成功运行，标志着我国大容量超超临界机组的设计、安装、调试和运行进入一个崭新的阶段。

2、我国大容量直接空冷技术发展现状

自1938年空冷技术首次在发电厂应用以来，经过60多年的发展，空冷技术日趋完善，空冷机组单机容量不断增大。1978年，美国怀俄达克电厂360MW直接空冷机组投运；1987年，南非马丁巴电厂6×665MW直接空冷机组投运；1988年，南非肯达尔电厂6×686MW间接空冷机组投运。在我国，已有一批300MW和600MW亚临界直接空冷机组投入商业运行。2004年，中国电力工程顾问集团公司通过通辽电厂1x600MW空冷机组，组织东北电力设计院、西北电力设计院、华北电力设计院及哈尔滨空调器厂对空冷系统国产化进行了技术研究，并将研究成果成功地应用于工程项目之中，通辽电厂将于2007年投入运行。华能铜川电厂

2x600MW机组等电厂也采用国产化直接空冷技术进行设计和建设。这标志着我国空冷汽轮机及空冷系统的设计、制造、安装、调试和运行水平已经迈上新的台阶。随着超临界机组设计、制造技术的掌握以及超临界机组的投入运行，超临界技术与空冷技术的结合已成为现实，目前也有数个600MW超临界空冷机组电厂在设计和建设中。

3、1000MW超超临界直接空冷技术可行性探讨

3.1、锅炉

空冷汽轮机与湿冷汽轮机在进汽量要求上的差异，1000MW超超临界空冷机组所配的锅炉蒸发量比同容量超超临界湿冷机组所配的锅炉蒸发量略大，其他的技术要求如锅炉型式、炉膛容积热负荷、断面热负荷、燃烧器区域热负荷、燃烧器布置、水冷壁形式、受热面布置形式、各受热面材料选择、锅炉启动系统的配置以及锅炉控制系统等均与超超临界湿冷机组所配的锅炉一样。因此，超超临界空冷机组所配的锅炉在技术上是成熟和可行的。

3.2、汽轮机

1000MW超超临界直接空冷机组的关键设备之一在于汽轮机，由于其具有进口参数高、排汽背压高且随环境温度变化幅度大等特点，使其高中压缸具备湿冷1000MW超超临界汽轮机高中压缸的基本特性，而低压缸具备空冷亚临界汽轮机低压缸的基本特性，可采用多个600MW空冷汽轮机低压缸模块组合而成。对于高中压缸，通过近几年超超临界机组技术的引进、消化和吸收，其设计和制造技术均已基本成熟。对于600MW空冷机组低压缸，目前国产空冷机组已经投入运行，其设计和制造技术也已经成熟。而超超临界空冷汽轮机的主要问题在于将超超临界高中压缸模块与空冷机组低压缸模块有机地结合，对于通流面积、轴系的稳定性及末级叶片等关键参数进行复核、计算和调整，在技术上应该可以满足相关规范的要求。现就目前国内1000MW超超临界湿冷汽轮机和600MW亚临界空冷汽轮机的特点及组合进行介绍和分析。

东方汽轮机厂1000MW超超临界湿冷汽轮机型式为单轴、一次中间再热、四缸四排汽型式，高压缸Ⅱ+8级，中压缸2×6级，低压缸2×2×6级，末级叶片1092.2mm。次末级叶片637mm。600MW空冷汽轮机为冲动式、单轴、一次中间再热、高中压合缸，三缸四排汽形式或二缸二排汽，高压缸8级，中压缸6级，低压缸2x2x6级。末级叶片661mm(三缸四排汽)或863／762mm(二缸二排汽)。对于1000MW超超临界空冷汽轮机，可选用1000MW超超临界湿冷汽轮机的高中压缸模块与600MW二缸二排汽空冷汽轮机的低压缸模块进行组合，轴系稳定性、通流面积及末级叶片等应进行重新复核。

哈尔滨汽轮机厂1000MW超超临界湿冷汽轮机型式为单轴、一次中间再热、四缸四排汽型式，高压缸11+9级，中压缸2×7级，低压缸2×2×6级，末级叶片1219.2mm，次末级叶片637mm。600MW空冷汽轮机为反动式、单轴、一次中间再热、高中压合缸，三缸四排汽形式或二缸二排汽，高压缸Ⅱ+8级，中压缸6级，低压缸2×2×6级，末级叶片620mm(三缸四排汽)或940mm(二缸二排汽)。对于1000MW超超临界空冷汽轮机可选用1000MW超超临界湿冷汽轮机的高中压缸模块与600MW二缸二排汽空冷汽轮机的低压缸模块进行组合，轴系稳定性、通流面积及末级叶片等应进行重新复核。

上海汽轮机厂1000MW超超临界湿冷汽轮机型式为单轴、一次中间再热、四缸四排汽型式，高压缸14级，中压缸2x13级，低压缸2x2x6级，高中压缸采用筒形结构，各缸之间采用单轴承支撑，末级叶片1146mm，次末级叶片633.9mm。600MW空冷汽轮机为单轴、一次中间再热、高中压合缸。三缸四排汽型式或二缸二排汽，高压缸1+9级，中压缸6级，低压缸2×2×7级，末级叶片665mm。对于1000MW超超临界空冷汽轮机，可选用1000MW超超临界湿冷汽轮机的高中压缸模块与600MW二缸二排汽空冷汽轮机的低压缸模块进行组合，轴系稳定性、通流面积及末级叶片等应进行重新复核。

对于600MW及1000MW空冷汽轮机，根据不同的机组容量、排汽数量及设计背压，各制造厂均有不同的末级叶片系列，东方汽轮机厂末级叶片系列主要有863mm和762mm；哈尔滨汽轮机厂末级叶片系列主要有620mm、680mm、780Him和940nlm；上海汽轮机厂末级叶片系列主要有910mm、720mm和665mm。

此外，超超临界空冷汽轮机在材料选择、防固体颗粒侵蚀、防止蒸汽激振等方面采用的原则和措施与超超临界湿冷汽轮机是一样的。

通过以上分析，采用1000MW超超临界湿冷汽轮机的高中压缸模块与600MW空冷汽轮机二缸二排汽的低压缸模块进行组合，可形成四缸四排汽的1000MW超超临界空冷汽轮机。

3.3、空冷系统

超临界机组空冷系统与亚临界机组空冷系统的优化、选择和配置计算方法是相同的。对于1000MW超超临界空冷机组，按照北方某电厂的气象条件，计算出空冷凝汽器的散热面积约为210万-240万m。空冷凝汽器布置在主厂房A排外高架平台上，平台高约50m。每台机组空冷凝汽器由80-84个冷却段组成，可排成10列×8行或9列×9行或12列×7行或8列×10行，每列管束设有顺流换热器风机和逆流换热器风机。而对于9列×9行和8列×10行的配置方式，需要进行环境风影响和风机群效应等方面的研究。

3.4、给水系统配置

由于空冷机组对于气象条件的敏感性，国内外直接空冷机组大多采用电动给水泵。对于1000MW超超临界空冷机组，由于给水压力要求较高，给水流量也比较大，给水泵轴功率将达到40000kW左右，对给水泵的驱动形式应进行综合技术经济比较后确定。若选择电动驱动方式，则在选择单台电动给水泵容量时，必须要考虑大容量电机及液力耦合器调节范围的因素。当采用汽动给水泵方案时。应研究给水泵汽轮机循环冷却水的冷却方式，应保证给水泵汽轮机有比较稳定的背压。

3.5、凝结水精处理系统

超超临界机组汽水品质要求比亚临界机组高，因此，对于超超临界机组，对凝结水进行除铁和阴阳离子交换精处理是保证其汽水晶质的重要手段。而对于1000MW超超临界空冷机组，由于空冷系统庞大，汽水空间较大，使凝结水中铁离子含量较高。另外，空冷系统背压的变化范围较大，特别是夏季，气温较高时，凝结水的温度也较高，将对精处理系统中阴阳树脂的运行产生不利的影响，因此在选择夏季满发背压时应考虑阴阳树脂运行温度的限制，同时在选择凝结水精处理系统设置时，应充分考虑空冷机组的特点，采用阴阳分床或粉末树脂覆盖过滤器精处理系统等方式，确保凝结水精处理系统安全稳定运行，为锅炉提供合格的凝结水。

3.6、空冷装置的布置协调及土建结构问题

目前，我国建设的直接空冷电厂中，空冷凝汽器均布置于汽机房A排柱之外。其纵向长度与主厂房长度基本协调，如2×300MW机组主厂房长度为155m，空冷凝汽器为2×(28-32)段，占地约为155m×50m(长×宽)；2×600MW机组主厂房长度为170-195m，空冷凝汽器一般为2×56段，占地为181.5m×84m(长×宽)，2×300MW和2×600MW机组主厂房长度与空冷凝汽器的布置基本上是协调一致的。而对于2×1000MW机组，主厂房长度为185-210m，空冷凝汽器占地为283m×82m(12列×7行)或220m×108m(9列X9行)或245m×96m(10列×8行)或195m×120m(8列×10行)，如何协调好主厂房与空冷凝汽器之间的布置问题，同时处理好大宽度布置方式环境风影响和风机群效应是应该考虑的问题。

2在土建结构方面，对于不同的布置形式，需要对空冷支架的结构形式及在不同荷载下的受力、振型、结构频率、变形、轴压比的特点和规律以及柱顶节点的选用原则等方面的问题进行进一步计算和实验验证。

3.7、排汽管道

若1000MW超超临界空冷机组的排汽管道采用4根，每根管道的直径将达到6000mm左右，管道在主厂房内外如何布置以及如何将蒸汽均匀分配给空冷凝汽器是需要考虑的问题。若将4根排汽管道合并为2根，其直径将达到约8000mm，管道的加固形式、管道在不同的布置形式和不同荷载组合下的应力分布状况以及管道内流体特性状况等问题，均需通过科学先进的计算方法以及实验进行计算和验证，这一方面也需要做进一步的工作。

4、1000MW超超临界直接空冷机组经济性

当汽轮机设计背压为15kPa时，亚临界空冷机组的热耗率约为8065kJ／(kW·h)。超临界空冷机组的热耗率约为7760kJ／(kW·h)，超超临界空冷机组的热耗率比亚临界空冷机组的热耗值低约6%，热耗率应在7560-7600kJ／(kW·h)。表1为空冷机组热耗率比较。

若锅炉效率按93%、管道效率98%、年利用小时数按5500h、标煤价格按照350元／t计算，对于2×1000MW超超临界空冷机组和3×660MW超临界空冷机组，其发电标准煤耗分别计算如表2所示。

经过对同容量超超临界空冷机组与超临界空冷机组投资估算进行比较，2×1000MW超超临界空冷机组投资比3×660MW超临界空冷机组的投资高31000万元。虽然2×1000MW超超临界空冷机组投资比3×660MW超临界空冷机组的投资高，但年标准煤耗低，在同样的评价因素及一定的标准煤价格下，2×1000MW超超临界空冷机组含税上网电价有可能比3×660MW超临界空冷机组的含税上网电价低。经测算，某电厂的2×1000MW超超临界空冷机组含税上网电价比3×660MW超临界空冷机组的含税上网电价低约4元／(MW·h)。

5、结论及建议

(1)我国1000MW超超临界机组技术和600MW亚临界二缸二排汽空冷机组技术已经基本成熟，1000MW超超临界机组已投入运行，600MW超临界二缸二排汽空冷机组已设计完成。采用1000MW超超临界湿冷汽轮机的高中压缸模块与600MW二缸二排汽空冷汽轮机的低压缸模块进行组合形成四缸四排汽的1000MW超超临界空冷机组，在技术上是可行的。

(2)将超超临界技术与空冷技术有效地结合成为超超临界空冷机组，在技术上是可行的，并有较好的节煤节水效果，但应注意由于其具有进口参数高、排汽背压高且随环境温度变化幅度大等特点，汽轮机本体通流面积、低压缸末级叶片及排汽面积的选择、轴系稳定性的计算以及与其相关的外部系统的配置和选择应进行深入的分析、研究和计算。空冷系统空气动力特性、汽轮机排汽管道的应力状况、排汽管道内蒸汽的动力特性、不同布置形式下的环境风影响和风机群效应、空冷支架的结构形式及在不同荷载下的受力、振型、频率、变形、轴压比的特点和规律以及柱顶节点的选用原则等方面的问题有待于进一步计算和实验验证。

(3)1000MW超超临界空冷机组比1000MW超临界空冷机组发电标准煤耗低7g／(kW·h)。2台1000MW超超临界空冷机组比超临界空冷机组年节约标准煤约80000t(年利用小时数按5500h)，投资高约31000万元(2005年价格水平)。在同样的评价因素下以及一定的标准煤价格下，2×1000MW超超临界空冷机组含税上网电价有可能比3×660MW超临界空冷机组的含税上网电价低。

(4)空冷机组具有良好的节水效果，在缺水的地区采用空冷机组是一种较好的技术方案。至于是选用亚临界空冷、超临界空冷还是选用超超临界空冷机组，应结合当地的电网情况、煤价水平、工程造价水平、电价水平以及环保要求等诸多因素进行科学地评价后确定。