DL/T 438—2009火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程解讀

李益民，范長信，楊百勛，趙彥芬，梁軍，嚴(yán)蘇星，蔡文河，林介東

(1.西安熱工研究院有限公司，西安市，710032;2.蘇州熱工研究院有限公司，蘇州市，215000;3.神華國華(北京)電力研究院有限公司，北京市，101402;4.陜西電力科學(xué)研究院，西安市，710054;5.華北電力科學(xué)研究院有限責(zé)任公司，北京市，100045;6.廣東電網(wǎng)公司電力科學(xué)研究院，廣州市，510080)

0 引言

金屬監(jiān)督對保障火電廠機(jī)組的安全運行提供了重要的技術(shù)支持，20世紀(jì)40年代初至60年代初，美國、蘇聯(lián)、德國制訂了碳鋼、0.5%Mo、1%Cr-0.5%Mo鋼的球化評級標(biāo)準(zhǔn)，20世紀(jì)80年代，德國技術(shù)監(jiān)督協(xié)會和魯爾電力公司制定了材質(zhì)損傷的《金相組織評級方法》。1965年，國內(nèi)水利電力部電力科學(xué)研究院制定了《12Cr1MoV鋼球化級標(biāo)準(zhǔn)(試行)》，1967年制訂了25Cr2Mo1V和25Cr2MoV鋼制螺栓沖擊韌度和硬度指標(biāo)。到20世紀(jì)70年代初，國內(nèi)主要對主蒸汽管道材質(zhì)老化損傷進(jìn)行檢測監(jiān)督，同時對鍋筒、汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子等部件進(jìn)行檢查與評估。

20世紀(jì)90年代以來，火電廠金屬監(jiān)督技術(shù)發(fā)展迅速，同時將部件損傷監(jiān)督與壽命評估相結(jié)合。例如，水冷壁管氫損傷的超聲檢測和腐蝕的電磁、渦流檢測;聯(lián)箱接管角焊縫缺陷的磁記憶檢測;監(jiān)測高溫部件高應(yīng)力區(qū)局部蠕變的散斑圖像相關(guān)性分析(speckle image correlation analysis，SPICA)技術(shù);檢測管道內(nèi)壁腐蝕、結(jié)垢及缺陷的超聲導(dǎo)波技術(shù);利用衍射時差法超聲檢測(time of flight diffraction，TOFD)技術(shù)對設(shè)備缺陷進(jìn)行精確的三維定位檢測;奧氏體爐管內(nèi)氧化層剝落的監(jiān)測等。對高溫部件的蠕變、疲勞和蠕變－疲勞交互作用的壽命評估。2000年以后，隨著超(超)臨界機(jī)組的發(fā)展，對9% ～12%Cr和奧氏體新型耐熱鋼制部件的質(zhì)量監(jiān)控和老化損傷研究取得了重要的進(jìn)展，對保障超(超)臨界機(jī)組的安全運行發(fā)揮了重要的作用。

1983年，利電力部首次頒布了SD 107—83火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程，1991年第1次修訂，由能源部頒布，標(biāo)準(zhǔn)號改為DL 438—1991。2000年第2次修訂，由國家經(jīng)貿(mào)部頒布DL 438—2000。2009年第3次修訂，由國家發(fā)展和改革委員會能源局頒布DL/T 438—2009。本文主要對DL/T 438—2009中的重要技術(shù)條款的修訂加以說明和解讀，便于規(guī)程更好地執(zhí)行。

1 取消對合金耐熱鋼碳化物的檢測監(jiān)督

高溫部件在長期運行中，金屬材料會發(fā)生微觀組織的老化，例如碳鋼和鉬鋼的石墨化，珠光體鋼中珠光體的分散、球化。同時，金屬材料基體中的合金元素會向碳化物中轉(zhuǎn)移，伴隨著碳化物結(jié)構(gòu)類型、數(shù)量和分布的變化。上述過程的發(fā)生是由于高溫下合金元素原子擴(kuò)散的結(jié)果。金屬材料微觀組織的老化和鋼中合金元素的，碳化物成分和結(jié)構(gòu)類型的變化導(dǎo)致了金屬材料強(qiáng)度、硬度以及蠕變強(qiáng)度的下降。所以，原規(guī)程DL438—2000中7.36條有對低合金鋼制主蒸汽管道和再熱蒸汽管道碳化物中Mo含量的規(guī)定，但大量的試驗結(jié)果表明:碳化物中合金元素的含量規(guī)律性較差。

圖1顯示了12CrMo和15CrMo鋼在高溫下運行不同時間后，碳化物中Mo含量占基體中Mo含量的百分比。由圖1可見，數(shù)據(jù)分散性很大，隨著運行時間的增長，分散性更大。

圖1 低合金鋼運行不同時間后碳化物中Mo元素含量Fig.1 Mo element content in carbide for low alloy steel operating different time

文獻(xiàn)［1］綜述了對1Cr-0.5Mo和2.25Cr-1Mo鋼在高溫下碳化物結(jié)構(gòu)衍化的研究結(jié)果，表明1Cr-0.5Mo鋼在高溫時效開始階段，基體中的合金元素含量快速減少，隨著時效時間的延長，M23C6/M3C的比值增加。其研究結(jié)果雖有一定的趨勢，但這些參數(shù)與時效歷程的定量關(guān)系因數(shù)據(jù)的分散度而無法建立。對2.25Cr-1Mo鋼的碳化物衍化研究結(jié)果表明:M6C的量占鋼中碳化物總量的百分比隨著時間的延長和溫度的升高而增加，借助于拉爾森－米列爾參數(shù)(Larson-Miler parameter，LMP)建立的與M6C的關(guān)系曲線見圖2。由圖2可知，M6C的量隨著LMP的增加而增加，但幾條曲線差異很大，圖中同時顯示了鋼中磷含量對M6C量的顯著影響。

圖2 LMP與M6C的關(guān)系曲線［1］Fig.2 Relationship of LMP parameter withm6C［1］

鑒于合金元素在碳化物與基體間的重新分配與碳化物結(jié)構(gòu)的衍化檢測結(jié)果分散度大，國內(nèi)對大量12CrMo、15CrMo、12Cr1MoV 和 10CrMo910 鋼制高溫蒸汽管道長期運行后碳化物中Cr、Mo含量的檢測結(jié)果規(guī)律性也不明顯，所以DL/T 438—2009中取消了對合金耐熱鋼碳化物的檢測監(jiān)督。

2 取消對低合金耐熱鋼蠕變孔洞的檢驗監(jiān)督

關(guān)于低合金耐熱鋼蠕變孔洞的檢驗，目前國內(nèi)外有3種觀點:(1)在蠕變第Ⅱ階段開始即出現(xiàn)蠕變孔洞;(2)在蠕變第Ⅱ階段末出現(xiàn)蠕變孔洞;(3)在蠕變斷裂前才出現(xiàn)蠕變孔洞。

文獻(xiàn)［2］對低合金耐熱鋼的蠕變損傷進(jìn)行了研究，表明在蠕變第Ⅱ階段末出現(xiàn)蠕變孔洞［圖3(a)］，且將蠕變孔洞劃分為A、B、C、D 4個級別。文獻(xiàn)［3］對P11、P22鋼制主蒸汽管道、再熱蒸汽管道的蠕變損傷進(jìn)行了長期的研究，表明在蠕變第Ⅱ階段開始就出現(xiàn)亞微觀尺度的孔洞，也將蠕變孔洞劃分為A、B、C、D 4個級別［圖3(b)］，在A級中又劃分為3個小的級別。

圖3 低合金耐熱鋼的蠕變孔洞分級示意圖Fig.3 Schematic diagram of creep void levels for low alloy heat-resistant steel

A級，獨立的蠕變孔洞:個別孔洞，在復(fù)型面積的25%內(nèi)發(fā)現(xiàn)孔洞，密度小于300 N/mm2;少量孔洞，在近復(fù)型面積50%內(nèi)發(fā)現(xiàn)孔洞，密度為300～1 000 N/mm2;密集孔洞，密度大于1 000 N/mm2。B級，帶有位向的蠕變孔洞。C級，微裂紋。D級，宏觀裂紋。

文獻(xiàn)［2］中引用 Rosselet.A 和 Wickens.A 對低合金耐熱鋼蠕變孔洞的研究結(jié)果，表明在蠕變斷裂前的短時間內(nèi)才觀察到蠕變孔洞，表明在蠕變的第Ⅰ、Ⅱ階段觀察不到蠕變孔洞。

國內(nèi)電站金屬工作者對Cr-Mo、Cr-Mo-V低合金耐熱鋼的蠕變孔洞進(jìn)行了大量的試驗研究。除了在爆管裂紋尖端附近發(fā)現(xiàn)有確切的蠕變孔洞外，在遠(yuǎn)離爆口的區(qū)段和運行中割管樣品中均未發(fā)現(xiàn)確切的蠕變孔洞，這種爆管裂紋尖端附近的蠕變孔洞主要與裂紋尖端的應(yīng)力集中有關(guān)。

文獻(xiàn)［4-5］分別對2臺蘇聯(lián)建造、各自運行30.8萬h(540℃)和38.5萬 h(510℃)的12Х1МФ 和12МХ鋼制主蒸汽母管進(jìn)行了微觀組織老化研究，結(jié)果表明:在光學(xué)顯微鏡下均未發(fā)現(xiàn)確切的蠕變孔洞。圖4為運行38.5萬h(510℃)的12МХ鋼的金相組織形貌。

圖4 12МХ彎管外弧側(cè)的微觀組織(400×)Fig.4 Microstructure of extrados of 12МХ elbow(400×)

對幾個經(jīng)長期運行后發(fā)生蠕變破裂的12CrMo、12Cr1MoV鋼制主蒸汽管道彎頭進(jìn)行的微觀蠕變損傷研究表明［6］:按常規(guī)的金相檢測方法在顯微鏡下觀察不到蠕變孔洞，組織清晰，晶界上有大量的碳化物;將試樣拋光腐蝕1～2次后，在光學(xué)顯微鏡下仍觀察不到蠕變孔洞，但在掃描電子顯微鏡下可見碳化物與基體間有微裂紋;再將試樣拋光腐蝕3～4次后，在光學(xué)顯微鏡和掃描電子顯微鏡下可觀察到沿晶界分布的蠕變“孔洞”(圖5)，“孔洞”形狀與碳化物形狀相似，尺寸稍大于碳化物。該“孔洞”實際上是試樣經(jīng)多次拋光腐蝕而使碳化物剝落的痕跡，并非蠕變損傷理論中所述的孔洞。這一研究結(jié)果也表明:在低合金耐熱鋼中幾乎也未發(fā)現(xiàn)蠕變損傷理論中所述的孔洞。

圖5 15CrMo鋼制管道多次拋光腐蝕后的蠕變“孔洞”Fig.5 Creep voids of 15CrMo steel pipe after repeated polishing and corrosion

對在役的蒸汽管道、高溫聯(lián)箱等部件，主要通過復(fù)型金相技術(shù)來檢測蠕變孔洞。復(fù)型技術(shù)反映的蠕變孔洞的準(zhǔn)確性與復(fù)型材料(有機(jī)玻璃片或醋酸纖維紙)、醋酸纖維紙的厚度、磨面光潔度、腐蝕工藝等有關(guān)。國家發(fā)展和改革委員會2005年第45號公告廢止了DL/T 551—1994“低合金耐熱鋼蠕變孔洞檢驗技術(shù)工藝導(dǎo)則”，表明該工藝導(dǎo)則不能準(zhǔn)確檢驗低合金耐熱鋼的蠕變孔洞。

基于上述原因，DL/T 438—2009中對 DL/T 438—2000中的附錄C“蠕變損傷的評級”的內(nèi)容取消了蠕變孔洞的評判。

3 關(guān)于蒸汽管道的蠕脹檢測

DL/T 438—2009中7.1.9條對“對新建機(jī)組蒸汽管道，不強(qiáng)制要求安裝蠕變變形測點;對已安裝了蠕變變形測點的蒸汽管道，則繼續(xù)按照DL/T 441進(jìn)行檢驗”。

根據(jù)國內(nèi)幾十年來對蒸汽管道的蠕脹檢測結(jié)果，鮮有周向蠕變應(yīng)變達(dá)到1%。某電廠運行30.8萬h(540℃)的12Cr1MoV鋼制主蒸汽母管，其最大周向蠕變應(yīng)變僅為0.7%，另一電廠運行38.5萬 h(510℃)的12MX鋼制主蒸汽母管，其最大周向蠕變應(yīng)變僅為0.264%。

另外，目前的蒸汽管道蠕脹檢測誤差較大，特別是300MW以上機(jī)組的再熱蒸汽管道，用很大的千分尺測量，其零點位置由于千分尺的自重會變化，故檢測誤差更大。采用圍帶尺檢測，則高溫下管道外壁氧化層的剝落對檢測結(jié)果影響較大。而引進(jìn)的一些國外機(jī)組，在管道設(shè)計上無蠕脹檢測。

4 9% ～12%Cr鋼制高溫部件的檢驗監(jiān)督

超(超)臨界機(jī)組9% ～12%Cr鋼制高溫部件的檢驗監(jiān)督，除了控制表面質(zhì)量、內(nèi)部缺陷、幾何尺寸之外，還要檢測控制硬度與金相組織。試驗表明:此類鋼在高溫下長期運行，除非組織老化十分嚴(yán)重，一般運行105h左右其金相組織的變化在光學(xué)顯微鏡下很難分辨。P92鋼在110 MPa、600℃下試驗60 628 h的微觀組織見圖6(b)，與原始管相比［圖6(a)］，兩者無明顯差異［7］，故對此類鋼強(qiáng)調(diào)硬度的檢測監(jiān)督。

大量試驗表明:P91鋼的布氏硬度低于165時，其拉伸強(qiáng)度低于相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求;布氏硬度為180時拉伸強(qiáng)度略高于標(biāo)準(zhǔn)下限［8-11］。P91鋼焊縫布氏硬度約270時，其沖擊功遠(yuǎn)低于相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求大于40 J的要求［9-10，12］。

對P91鋼焊縫布氏硬度與室溫斷裂韌度的試驗研究表明［12］:低硬度焊縫的表觀啟裂韌度和條件啟裂韌度分別為δ0.05=0.186 mm和δ0.2=0.322 mm;高硬度焊縫的載荷－位移(P-V)曲線在直線段最大載荷點時突然斷裂(圖7)，無裂紋擴(kuò)展區(qū)段，呈現(xiàn)明顯的脆斷。當(dāng)Δa＞0.2 mm時的脆性失穩(wěn)裂紋張開位移值CTOD的最小值和平均值分別為δUmin=0.015 mm和δUp=0.02 mm。

低硬度的T/P91鋼除拉伸強(qiáng)度降低外，持久強(qiáng)度也明顯下降。圖8為硬度對P91鋼持久強(qiáng)度的影響。

根據(jù)大量的試驗結(jié)果和有關(guān)硬度與材料拉伸強(qiáng)度的標(biāo)準(zhǔn)，DL/T 438—2009對9% ～12%Cr鋼制部件的布氏硬度控制在180～250，焊縫布氏硬度控制在180～270，而華能電力公司企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定焊縫布氏硬度為180 ～250［14］，修訂的 DL/T869“火力發(fā)電廠焊接技術(shù)規(guī)程(報批稿)，對9% ～12%Cr鋼焊縫的要求與DL/T 438—2009一致。

圖8 硬度對P91鋼持久強(qiáng)度的影響［13］Fig.8 Dependence of creep rupture strength of P91 steel on hardness

ASME SA—335規(guī)范對9% ～12%Cr鋼規(guī)定了硬度上限(≤250)，但無下限規(guī)定。2010年6月在西安舉行的超(超)臨界火電機(jī)組P91/P92鋼技術(shù)研討會上，美國機(jī)械工程師協(xié)會介紹了對9%～12%Cr鋼的最新技術(shù)要求。原材料布氏硬度195～250;考慮到后續(xù)加工(例如焊后熱處理)，最低布氏硬度為200～210;要求焊縫布氏硬度低于250，母材的則高于190;焊接熱處理后布氏硬度若低于190，重新正火+回火;焊接熱處理后焊縫布氏硬度高于280，重新回火;對在役運行的9% ～12%Cr鋼制部件，布氏硬度高于190，若低于190則進(jìn)行金相組織檢查;對于布氏硬度為170～185的材料尚不能確定好與壞［15］。

5 結(jié)語

本文主要介紹DL/T 438—2009中一些重要技術(shù)條款的修訂技術(shù)背景和技術(shù)依據(jù)，闡述國內(nèi)外一些相關(guān)的研究結(jié)果和最新研究動態(tài)，以便加深對DL/T 438—2009修訂條款的理解和便于執(zhí)行，促進(jìn)電站金屬監(jiān)督技術(shù)水平的提高，保障機(jī)組的制造、安裝質(zhì)量和安全運行。

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