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高温时效对P92 钢焊接接头组织性能的影响


高温时效对 P92 钢焊接接头组织性能的影响
刘福广 1,李太江 1, 梁军 2,姚兵印 1,王彩侠 1 
 (1. 西安热工研究院,陕西省 西安市 710032;2. 神华国华(北京)电力研究院,北京市 丰台区  100069)

Effect of Thermal Aging on Microstructure and Mechanic

al Properties of P92 Steel Welding Joints
LIU Fu-guang1 , LI Tai-jiang1 , LIANG Jun2 , YAO Bing-yin 1 , WANG Cai-xia 1
(1. Xi’ Thermal Power Research Institute Co Ltd, Xi’ 710032, Shaanxi Province, China an an 2. Shenhua Guahua(Beijing) Electric Power Research Instituete Co Ltd, FengTai District 100069, Beijing, China) ABSTRACT: Effect of long term thermal aging at 650℃ on microstructure evolution and mechanical properties of P92 steel weld joints were studied by Optical Microscope, Scanning Electron Microscope, Transmission Electron Microscope and Mechanical Properties Test. The results showed that the main microstructure change of weld and base metal for P92 weld joints was the rapid precipitation of Laves phase and grew up gradually. There is only tiny decrease of tensile strength for P92 weld joints with the prolonging of thermal aging. Impact toughness of P92 weld metal decreased obviously at initial stage, which would be stable after aging for 1000h. The steady martensite matrix, precipitation of Laves phase and the slowly growth of M 23C6 and M X should be responsible for the maintenance of strength. Aging embrittlement of welding metal should be the results of precipitation of coarse Laves Phase along the prior austenite grain boundaries and martensite packets. KEY WORDS:ultra supercritical power plant; P92 steel; 微组织  weld joints; mechanical properties; microstructure 摘要:通过光学金相显微镜、扫描电子显微镜、透射电 子显微镜及力学性能试验,研究了 650℃时效对 P92 钢 焊接接头显微组织与力学性能的影响。研究结果表明: P92 钢焊接接头焊缝、母材区时效过程中显微组织的主 要变化在于 Laves 相的迅速析出并逐渐长大; 时效过程 中 P92 钢焊接接头的室温抗拉强度降幅很小,但 P92 钢 焊缝时效初期的脆化倾向明显,时效 1000h 后焊缝的室 温冲击功趋于平稳。分析认为,P92 钢焊接接头时效后 强度的保持,主要和基体的缓慢回复、Laves 相的析出、 M 23C6 和 MX 相的缓慢长大有关;而 P92 钢焊缝冲击功 下降主要是由于沿焊缝原柱状晶晶界及马氏体板条束界 析出粗大的 Laves 相造成的。  关键词:超超临界机组;P92 钢;焊接接头;力学性能; 显

超超临界(USC) 火力发电技术是有效利用 能源的一项新技术,具有煤耗低、污染排放少、

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引言

节约能源等优点, 是我国今后火电机组的发展方 向。截止 2009 年 6 月我国已投产超超临界机组 23 台, 主机制造厂接到的超超临界机组订单 100 余套[1]。 我国超超临界机组主蒸汽管道及高温再 热蒸汽管道等重要承压部件均采用了 SA335 P92 钢, 而保证 P92 钢管道的安全可靠成为我国 超超机组运行的关键技术之一。 P92 钢是在 P91 钢的基础上,通过添加 1.8%W、优化 Mo、V、Nb、N、B 元素含量而 开发出的高蠕变断裂强度铁素体 (马氏体) 耐热 钢, 600℃、 其 105h 的蠕变断裂强度较 P91 钢提 高了 20%以上[2,3]。国外关于 P92 钢的蠕变性能 及蠕变过程中的组织演化已经做了较多的研究, 但基本限于实验室条件[4-8]。P92 钢在国内的应 用时间较短, 对该材料的认识还不够充分, 目前 的研究重点多集中在母材的蠕变机理、 高温时效 后的组织性能及焊接工艺等方面, 而焊接接头在 高温运行过程中的组织变化规律研究还处于起 步阶段[9-15],目前关于 P92 钢焊接接头尤其是焊 缝区在高温时效过程中的组织性能变化规律国 内还鲜有报道。为此,本文研究了 650℃长期时 效对 P92 钢焊接接头显微组织和力学性能的影 响, 为今后超超临界机组 P92 钢部件的金属监督 提供技术参考。

的 Thermanit MTS 616,名义化学成分在表 1 一 并列出。 焊后采用履带加热器进行热处理, 热处 理温度范围为 750~770℃。 焊接、热处理、无损探伤合格后,截取部分 接头进行组织性能 试验;余料切割成 200×120mm 试块进行高温时效试验。时效试验 在实验室中温箱式电阻炉中进行,时效温度为 650℃。 不同时间时效后,在试块上沿纵向截取拉 伸、冲击、硬度及金相试样,分别按照相关标准 进行组织性能试验。冲击试样尺寸采用 10×10×55 标准试样,冲击试验在 RKP450 示波 冲击试验机上进行; 时效前拉伸试样采用标距宽 度为 25mm 的全厚度板状试样, 时效后拉伸试样 采用Φ10 圆截面拉伸试样,拉伸试验在 SANS CMT 5205 万能试验机上进行;布氏硬度试验在 HB-3000C 布氏硬度试验机上进行。金相试样经 过机械打磨、 抛光后, FeCl3 盐酸水溶液腐蚀, 用 在 Olympus GX71 光学显微镜下观察金相组织 并照相;在 Fei Quata 400HV 扫描电子显微镜下 观察析出相分布和冲击断口形貌; 薄膜透射电镜 试样(焊缝试样取自焊缝外壁附近的填充焊层部 分)组织观察在 JEM-3010 高分辨透射电子显微 镜下进行, 采用 Oxford INCA 能谱仪进行微区成 分分析,试样在-40℃下电解双喷减薄,电解液 为 8%高氯酸酒精。
表 1 试验用 P92 钢化学成分及焊材的名义成分 (Wt.%) Table1. Chemical composition of tested P92 steel and nominal composition of filler metal(Wt.%)

2

试验材料及试验方法
本试验用母材为进口 P92 钢管道, 化学成分

如表 1 所示,规格为 F355×26mm。焊接方法采 用手工钨极氩弧焊打底+焊条电弧焊填充盖面, 焊丝、焊条均选用国内 USC 机组建设普遍采用

牌号 P92 钢 MTS 616 焊丝 MTS 616 焊条 牌号 P92 钢 MTS 616 焊丝 MTS 616 焊条 牌号 P92 钢 MTS 616 焊丝 MTS 616 焊条

C 0.14 0.11 0.1 Cr 8.98 8.0 9.0 Ni 0.12 0.7 0.7

Si 0.26 0.20 0.38 Mo 0.31 0.5 1.0 Nb 0.08 0.05 0.06

Mn 0.37 0.60 0.45 Ni 0.12 0.7 0.7 Al 0.002 / /

S 0.005 / / V 0.20 0.2 0.2 B 0.004 / /

P 0.010 / / W 1.60 1.6 1.0 N 0.006 0.05 0.04

图 1 P92 钢焊接接头焊缝区时效前的光学金相组织  Figure1 Optical microstructure of P92 steel weld metal zone (a. before aging; b. after aging for 7000h)

3.试验结果
3.1 光学金相组织 图 1 为 P92 钢焊接接头焊缝区时效前后的光 学金相组织。从图 1(a)可以看出,焊缝区中的每 条焊道内都可以看到原柱状晶或胞状晶形貌, 填 充焊道边缘受后续焊道加热产生的等轴晶, 原柱 状晶或边缘等轴晶内部由不同位向的板条马氏 体束组成, 在晶界及马氏体板条束界上, 可以看 到均匀分布的细小沉淀相。 时效 7000h 后, 焊缝 区中原柱状晶内部的马氏体板条束形貌依然存 在, 原奥氏体晶界及马氏体板条束界处可以看到 较大尺寸的颗粒状沉淀相出现,如图 1(b)所示。 a

图 2 为 P92 钢接头焊缝区(WZ)和母材区时 效前后的扫描电子显微镜背散射电子像照片。 从 图 2(a)可以看出, 时效前焊缝中的沉淀相呈灰色 的球状或短棒状,尺寸基本在 0.2μm 以下,主 要沿晶界、板条束界分布。时效 1000h 后,焊缝 的背散射电子像中开始出现形状不规则的白亮 沉淀相,长轴尺寸约为 0.3~0.6? m,主要沿晶界 及束界分布; 灰色的沉淀相依然存在, 尺寸与时 效前尺寸相当, 如图 2(b)。 随着时效时间的延长, 白亮的沉淀相逐渐长大,密度增加,时效 7000h 后, 白亮沉淀相的长轴尺寸增大到了 1? 左右, m 如图 2(c)所示。 白亮相和灰色沉淀相的衬度是由 于相组成元素的原子序数不同造成的, 灰色沉淀 相主要是 M23 C6 , 白亮沉淀相主要为 Laves 相[9]。 从图 2(d~f)可以看出,焊缝附近母材区(BZ) 时效过程中的组织变化与焊缝类似,时效 1000h

b 后即开始出现了较多的白亮 Laves 相, 同样沿晶 界、板条束界分布,但母材 a Laves 相的析出密度 a 和平均尺寸大于焊缝; 时效 7000h 后, 焊缝附近

母材区中的 Laves 相长轴尺寸达到了 1.5? m。
a d

图 3 为 P92 钢焊接接头焊缝区和母材区时效 前后的透射电镜组织和微区能谱分析图。从图 3(a)可以看出,P92 钢焊缝经过高温回火后,基 体组织主要由等轴亚晶, 亚晶内部的位错密度较 低, 局部区域的马氏体板条形貌依然存在, 板条 内部可以看到缠结的位错胞, 说明马氏体基体处

b

e

于回复阶段;焊缝时效前的析出相主要分为两 种, 一种沿晶界、 亚晶界分布的短棒状或球状沉 淀相,直径主要分布在 0.05~0.15?m 之间(图 3(a)); 另一种是在亚晶内分布的细小沉淀相, 尺 寸在 20nm 以下(图 3(b))。P92 钢母材的显微组 织与焊缝基本相同,如图 3(c, d)所示。与焊缝组 织相比,母材的沉淀相分布更加弥散、均匀。经 选取电子衍射标定, 并结合析出相的微区能谱分 析, 短棒状或球状、 沿晶界或亚晶界分布的沉淀 相主要是 M23 C6 ,M 代表 Fe、Cr 元素(图 3(e)), 在晶内分布的细小针状沉淀相为为富 Nb、V 相 (图 3(f)),研究结果已表明,该相为 MX 相,其
c f

中 M 代表 V、 元素, 相代表 C、 元素[6~8,16]。 Nb X N 时效 5000h 后, P92 钢的焊缝基体仍然由等 轴亚晶组成,亚晶内部自由位错密度略有下降, 部分马氏体板条仍然存在, 说明马氏体基体仍处 于回复阶段。 时效后焊缝和母材中都出现了不规 则形状、尺寸较大(0.2~1.0? m)的析出相,如图 4(a,c);经选区电子衍射标定,该沉淀相为 Fe2 W 相,微区能谱分析结果表明,该相中的 W、Mo

图 2 P92 钢焊接接头焊缝时效前后的扫描电镜照片  Figure2 SEM BSE metallography of P92 steel weld joints (a. WZ before aging; b. WZ aging for 1000h; c. WZ aging for 7000h; d. BZ before aging; e. BZ aging for 1000h; f. BZ aging for 7000h)

元素含量较高(图 4(e)),所以该沉淀相为 Laves 相(Fe,Cr)2(Mo,W) [7,8 ];焊缝及母材中的 M23 C6 尺 寸开始长大到 0.1~0.3?m , MX 相没有明显长大,

如图 4(a~d)所示。
a c

区能谱分析图  Figure3 TEM microgaph and EDS pattern of P92 weld joints before aging(a, b BF image of WZ; c, d BF image of BZ; e, f EDS pattern of M 23C6 and (Nb,V)(C,N))
a c

b

d

b

d

b

e

e

f

图 4 P92 钢焊接接头时效 5000h 后的透射电镜明场像及 微区能谱分析  图 3 P92 钢焊接接头焊缝区时效前的透射电镜照片和微 Figure4 TEM micrograph of P92 weld joints after aging for

5000h(a, b BF image of WZ; c, d BF image of BZ e EDS pattern of Laves phase)

图 5 时效前后的 P92 钢焊接接头的室温拉伸性能变化曲 线 Figure5 Tensile properties at room temperature of P92 weld joints before and after aging

3.2 力学性能试验 图 5 为 P92 钢焊接接头时效前后的室温抗拉 强度变化曲线。 从图 5 可以看出, 随着时效时间 的延长,P92 钢焊接接头的抗拉强度小幅下降, 时效 7000h 后抗拉强度仍可以达到 637MPa,下 降幅度 3.5%,但仍高于 ASME SA335 中规定的 抗拉强度下限 620MPa。 时 效 前 P92 钢 焊 缝 区 的 硬 度 均 值 为 236HBW,时效 3000h 后,焊缝硬度开始逐渐下 降,时效 7000h 后下降到 210HB;时效过程中, 母材硬度基本没有变化,时效 7000h 后硬度为 198HBW,如图 6 所示。 图 6 一并列出了时效过程中焊缝区的冲击 韧性变化,并与文献[10]的 P92 钢母材时效过程 中的冲击性能结果。 从图 6 的冲击性能变化曲线 可以看出, 时效 1000h 后, 焊缝冲击功均值就由 53J 下降到了 24J,随着时效的继续进行,冲击 功趋于稳定,保持在 25J 左右。与文献[10]的结 果对比可以看出, 焊缝冲击功出现显著下降的时 间点与母材一致, 均为时效 1000h 后冲击功即开 始稳定, 但母材稳定后的冲击功高于焊缝(图 6)。

图 6 P92 钢焊接接头时效前后的硬度和冲击性能变化曲 线  Figure6 Variation curves of hardness and impact toughness of P92 steel weld joints before and after aging

3.3 冲击断口分析 图 7、 8 分别为 P92 钢时效前和时效 3000h 图 后焊缝冲击试样的断口形貌。从图 7 可以看出, 时效前 P92 钢焊缝区的冲击试样宏观断口有少 量塑性变形,宏观断口下可以看到断口的纤维 区、扩展区和瞬断(图 7(a));其微观断口中,纤 维区的宽度约为 1mm,由韧窝组成,放射区的 微观断口由许多由中心向周围放射的弯曲河流 花样组成的小断面,小断面之间由撕裂棱连接, 多个小断面包围在一个较大大断面内(图 7(b)), 断裂形式为准解理断裂。 时效 3000h 后, 冲击试 样的宏观断口基本没有塑性变形, 纤维区宽度由 时效前的 1mm 下降到了 0.3mm 左右,如图 8(a) 所示;扩展区的微观断裂方式仍然为准解理断 裂。 与时效前相比, 时效 3000h 焊缝冲击试样断

 

口的准解理小断面的密度增加, 扩展路径短于时

效前,如图 9(b)所示。
b

P92 钢基体的组织稳定性主要通过弥散、 细小的 沉淀相对位错及亚晶晶界的钉扎来实现[16-19]; 国 外较多的研究认为, 在位错强化、 沉淀强化起主 要作用的 9-12%Cr 马氏体型耐热钢中,W、Mo 等元素产生的固溶强化作用较小 [16,18,19 ] 。所以 P92 钢焊接接头析出相的种类和长大规律是其

a

高温蠕变性能保持的关键。本文的研究结果表 明, P92 钢焊缝及母材时效前后的沉淀相变化规 律基本相同,时效前的析出相主要是 M23 C6 ,主
图 7 时效前 P92 钢焊接接头焊缝区冲击试样的断口形貌 Figure7 Fracture morphorlogies of P92 weld metal zone impact toughness specimen before aging
a b

要分布在晶界、亚晶界处,多呈球状或短棒状, 时效过程中缓慢长大, 时效 5000h 后该相的平均 直径都在 0.3μm 以下, 该相的缓慢长大与 W 元 素的添加有关[16];本文观察到的 MX 相时效过 程中长大非常缓慢,时效 5000h 后 MX 相仍保 持在 40nm 以下(图 4(d)),国外的 FE-TEM 电镜 分析结果表明,MX 相不只分布在亚晶内部,而 且在晶界、亚晶界也有弥散分布[16];Laves 相是 含 W 沉淀强化热强钢的主要沉淀相之一,从图 2 可以看出,P92 钢焊接接头时效 1000h 后就快 速沿晶界、 马氏体板条束界, 并在随后的时效过

图 8 时效 3000hP92 钢焊接接头焊缝区冲击试样的断口 形貌  Figure8 Fracture morphorlogies of P92 weld metal zone impact toughness specimen after 3000h aging

程中逐渐长大,时效 7000h 后,Lave 相长大到 了 1μm 以上。母材 Laves 相得析出密度略高于 焊缝可能是由于填充用焊条中的 W 含量略低于 母材造成的,如表 1 所示。关于 Laves 相对 P92 钢蠕变性能的影响, 目前还存在一定争议, 部分 学者认为认为片状 Laves 相可以显著提高材料 的蠕变性能[16,18-21],但也有部分学者认为 Laves 相只在时效初期起作用, 因为该相的长大速度极 快[22]。

4

分析与讨论
P92 钢母材经正火+回火处理、焊缝经高温

回火后, 基体均为处于回复阶段的马氏体, 基体 组织由等轴亚晶和部分板条马氏体组成, 该组织 在高温时效过程中的稳定存在可以使该材料在 高温运行过程中具有良好高温蠕变性能[16-22]。

上述 P92 钢母材及焊缝区显微组织变化不 仅对保持材料的高温蠕变性能有利, 同样使 P92 钢焊接接头的室温伸性能和硬度的变化经过长 期时效,都没有明显下降,均与 P92 钢焊缝、母 材马氏体基体的缓慢回复、 23 C6 和 MX 相的缓 M 慢长大及大颗粒 Laves 相的沉淀强化有关。 焊缝金属的冲击韧性主要受晶粒尺寸、 沉淀 相的形状和分布及基体性能(屈服强度和塑性) 有关。沉淀相中 Laves 相的形状、大小及分布状 况对焊缝的韧性起到了至关重要的作用,如果 Laves 相比较细小,且能弥散分布,可以起到很 好的沉淀强化作用, 有利于 P92 钢的高温蠕变性 能,不会严重损害焊缝金属韧性,但如果 Laves 相较粗大、 且呈棱角状形貌, 则裂纹容易在 Laves 相处形核扩展,导致冲击性能急剧下降[23]。综 合以上分析可以看出, 导致 P92 钢焊缝金属韧性 下降的主要原因就是沿原柱状晶或马氏体板条 束界面析出粗大、不规则形状的 Laves 相造成 的。图 10 中微观断口中的河流花样扩展行程缩 小,说明断裂过程中形核部位有所增加。所以, 严格控制焊接工艺, 防止 P92 钢焊接过程中柱状 晶、 板条束尺寸过度长大, 是防止焊缝冲击韧性 恶化的重要措施之一。
[2]

度比较缓慢; (2)  时效过程中接头的室温强度降幅较小,时 效 7000h 后 的 降 幅 只 有 3.5%, 高 于 ASME SA335 标准要求的下限; (3)  P92 钢焊缝的时效脆化 主要发生在时效 初期, 时效 1000h 后, 焊缝冲击功基本保 持在 25J 左右; (4)  高温时效过程中 P92 钢焊接接头强度的 保持可能源于马氏体基体的缓慢回复、 M23C 6 和 MX 相 的 缓 慢 长 大 及 大 颗 粒 Laves 相的沉淀析出; (5)  造成 P92 钢焊缝韧性急剧下降的主要原 因是沿晶界、 板条束界析出粗大 Laves 相 造成的。

参考文献
[1] 唐飞,董斌,赵敏. 超超临界机组在我国的发展和应用[J]. 电 力建设, 2010,31(1):80-82. Tang Fei, Dong Bin, Zhao Min. USC Unit Development and Application in China[J]. Electric Power Construction,

2010,31(1):80-82 杨富,章应霖,任永宁。等. 新型耐热钢的焊接[M].2006,北 京:中国电力出版社. Yang Fu, Zhang Yinglin, Ren Yongning et al. Welding of new type heat resistant steel[J]. 2006, Beijing: China electric power press. [3] European committee standardization. DIN EN 10216-2 Seamless steel tubes for pressure purpose-technical delivery

5. 结论
(1)  时效 1000h 后, P92 钢焊接接头焊缝和母 材中都会沿原柱状晶、马氏体板条束界上 迅速析出不规则形状的 Laves 相, 并不断 长大,焊缝区的析出相密度略低于母材 区; 时效过程中 M23C6 和 MX 相的长大速
[4]

conditions[S].2007 P.F. Girouxa, F. Dallea, M. Sauzaya, et al. Mechanical and

microstructural stability of P92 steel under uniaxial tension at high temperature[J]. Materials Science and Engineering A: 2010, 527(16-17): 3984-3993 [5] M. Yoshizawaa, M. Igarashia, K. Moriguchia, et al. Effect of precipitates on long-term creep deformation properties of P92 and P122 type advanced ferritic steels for USC power plants[J]. Materials Science and Engineering A: 2010, 510-511: 162-168 [6] L. Falata, A. V?rostková V. Homolová et al. Creep a, a deformation and failure of E911/E911 and P92/P92 similar weld-joints[J]. Engineering Failure Analysis,

650℃[J]. Proceedings of the CSEE, .2009,29:174-177. [11] 赵强,彭先宽,王然. P92 钢的蠕变损伤容许量系数及蠕变断 裂机理[J]. 钢铁研究学, 2010,22(2):56-58 Zhao Qiang, Peng Xiankuan, Wang Ran. Creep Damage Tolerance Factorand Creep Fracture MechanicsofP92Stee[J]. Journal of Iron and Steel Research, 2010,22(2):56-58 [12] 王学, 潘乾钢, 陈方玉. P92 钢高温蠕变损伤分析[J].材料热处 理学报, 2010,31(2):65-69 Wang Xue, Pan Qiangang, Chen Fangyu et al. Analysis of creep damage at elevated temperature in a P92 steel[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2010,31(2):65-69 [13] 乔亚霞,郭钧. 电站锅炉用马氏体耐热钢 P92 钢的焊接[J]. 电 力建设,2007,28(6):87-90 Qiao Yaxia, Guo Jun. P92 Steel (Martensitic Steel) Welding Used for Power Plant Boilers[J]. Electric Power Construction, 2007, 28(6):87-90 [14] 王淦刚,赵军,赵建仓。等. P92 新型耐热钢焊接接头的力学 性能研究和工程应用[J].电力设备,2007,8(5):1-5 Wang Gangang, Zhaojun, Zhao Jiancang. Mechanical

2009,16(7):2114-2120 [7] A. V?rostková V. Homolová J. Pechab et al. Phase evolution a, a, in P92 and E911 weld metals during ageing[J]. Materials Science and EngineeringA,2008, 480(1-2): 289-298 [8] K. Sawada, K. Kubo and F. Abe. Creep behavior and stability of MX precipitates at high temperature in 9Cr– 0.5Mo– 1.8W – VNb steel[J]. Materials Science and Engineering A .2001, 319-321: 784-787 [9] 姚兵印,周荣灿,范长信。等. P92 钢中拉弗斯相的尺寸测量 及其长大规律的动力学模拟计算[J]. 中国电机工程学报, 2010, 30(8):94-100. Yao Bingyin, Zhou Rongcan, Fan Changxin et al. Measuring Laves Phase Particle Size and Thermodynamic Calculating Its Growth and Coarsening Behavior in P92 Steels[J]. Proceedings of the CSEE, 2010, 30(8):94-100. [10] 张红军,周荣灿,唐立英,等. 于在松.P92 钢 650℃时效的组 织性能研究[J].中国电机工程学报.2009,29:174-177. Zhang Hongjun, Zhou Rongcan, Tang Liying et al. Study on microstructure and mechanical properties of P92 steels aged at

Performance Study and Engineering Application of Weld Joint of P92 New Type Heat-Resisting Steel[J]. Electric Power

Construction, 2007,8(5):1-5 [15] 王学, 潘乾钢, 刘洪。等. 超超临界机组用 P92 钢焊接细晶区 高温蠕变行为[J]. 中国电机工程学报, 2010,30(2):104-108 [16] Wang Xue, Pan Qiangang, Liu Hong et al. High-temperature Creep Behaviour of Fine Grained Heat -affected Zone in P92 Weldment Used in Ultra Supercritical Units[J]. the CSEE, 2010,30(2):104-108. [17] J. Hard. Microstructure and long-term creep properties of 9 – Proceedings of

12% Cr steels[J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2008,85: 30–37 [18] T. Sakuma, K. Yagi, Creep Life Assessment of High Chromium Ferritic Steels by Recovery of Martensitic Lath Structure[J]. Key Engineering Materials,171-174:109-114. [19] J. Hald, L. Korcacova. precipitate stability in creep resistant ferritic steels-experimental investigations and modeling[J]. ISIJ International,2003,43(3):420-427 [20] K. maruyama, K.sawada, J.Koike. Strengthenging mechanisms of creep resistant tempered martensitic steel[J].2001,41(6):641-653 [21] Y. Tsuchida,K. Okamoto, Y. Tokunaga. Improvement of creep rupture strength of high Cr ferritic steel by addition of W[J]. ISIJ International, 35(3):317-323.

[22] J. Hald. Metallurgy and creep properties of new 9 12% Cr[J]. – Steel research, 1996,67(9):369-374 [23] V. Foldyna, J. Purmensky, Z. Kubon. Developement of advanced Chromium steels with respent to microstructure and structural stability[J]. ISIJ International, 41:s81-s85. [24] H. Sakasegawa, T. Hirose, A. Kohyama et al. Effect of precipitation morphology on toughness of reduced activation ferritic/martensitic steels[J]. Journal of nuclear materials, 2002,3-7-311.  

 


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一、焊接影响区的组织分布 (1)不易淬火钢的组织...对于有时效敏感性的钢种,加热温度在 Ac1-3000C 的...高温 度大 于 11000C 的部位,即使高温停留时间不...
连退机组过时效段温度对DP钢组织及性能的影响
连退机组过时效段温度对 DP 钢组织性能的影响 杨成广①,刘晓峰 (本钢集团有限公司,辽宁 本溪 117000) 摘要:利用 MULTIPAS 多功能连续退火模拟机对 590MPa ...
加热温度对P92钢中δ铁素体含量的影响
国内外有关 P92 钢的研究报道 [1-3] 主要 集中在强化机理、析出相的演变及长时高温蠕变性能上,而对 δ-铁素体相关问题研究较少, 本文采用 Thermo-Calc 热力...
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