二級(jí)過熱器彎頭開裂失效分析

陳 勛

(武漢市鍋爐壓力容器檢驗(yàn)研究所， 武漢 430024)

過熱器是電站鍋爐中服役溫度最高、承受壓力最大、使用環(huán)境最復(fù)雜的部件，在電站鍋爐的運(yùn)行過程中也是爆管最頻繁的部件，過熱器的開裂、爆管極易造成鍋爐的緊急停運(yùn)，嚴(yán)重影響鍋爐的安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。

1 裂紋情況

某電站鍋爐投入運(yùn)行以來，二級(jí)過熱器管排彎頭處先后發(fā)現(xiàn)3次裂紋，裂紋均位于彎管側(cè)面向火側(cè)，沿軸向開裂，見圖1。

圖1 過熱器彎頭現(xiàn)場照片

二級(jí)過熱器彎管材料為12Cr1MoVG，直徑為51 mm，壁厚為5 mm。該鍋爐為300 MW亞臨界鍋爐，主蒸汽壓力為16.67 MPa，主蒸汽溫度為538 ℃，已累計(jì)運(yùn)行近30 000 h。圖2為裂紋的彎頭分析樣品。

圖2 開裂過熱器彎頭樣品

2 裂紋分析

2.1 化學(xué)成分

表1為樣品直管段化學(xué)成分分析，其化學(xué)成分符合GB/T 5310—2008 《高壓鍋爐用無縫鋼管》中12Cr1MoVG的要求。

表1 樣品直管段化學(xué)成分 %

2.2 力學(xué)性能

表2為樣品直管段力學(xué)性能，其力學(xué)性能符合GB/T 5310—2008 《高壓鍋爐用無縫鋼管》中12Cr1MoVG的要求。

表2 樣品直管段力學(xué)性能

2.3 宏觀裂紋

裂紋位于彎管向火側(cè)的中性面上，沿著彎管的軸向擴(kuò)展，裂紋在彎管外表面長度約為120 mm，最大寬度約為3 mm(見圖2)。裂縫周圍管壁無明顯減薄，管徑無明顯漲粗現(xiàn)象，彎頭處僅一條主裂紋，主裂紋附近也無肉眼可見的微小裂紋。

圖3為裂紋斷口宏觀形貌，具有放射性條紋，人字形條紋頭部指向裂紋源，由此可判定斷口裂紋源于管內(nèi)壁，裂紋由裂紋源向兩側(cè)和外壁擴(kuò)展。圖4為裂紋末端截面宏觀形貌，可清晰看出裂紋由管內(nèi)壁向外壁擴(kuò)展。

圖3 裂紋斷口宏觀形貌

圖4 裂紋末端截面宏觀形貌

2.4 微觀裂紋

圖5為樣品直管段顯微組織，內(nèi)外壁組織均為鐵素體、珠光體，以及少量的貝氏體組織，晶粒度級(jí)別均為8.0級(jí)，組織均未發(fā)生球化，內(nèi)外壁全脫碳層均為0 mm，各類夾雜物級(jí)別為A0.5、B0.5、C0.5、D1.0。金相組織符合GB/T 5310—2008中12Cr1MoVG要求。

圖5 樣品直管段顯微組織

裂紋處顯微組織為馬氏體加少量貝氏體組織(見圖6)。

圖6 裂紋處顯微組織

對比直管段和彎管裂紋處顯微組織可知：彎管裂紋處組織已經(jīng)產(chǎn)生相變，說明裂紋處材料曾到達(dá)過TAC1(加熱時(shí)珠光體開始向奧氏體轉(zhuǎn)變的臨界溫度)以上高溫，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過12Cr1MoVG的使用溫度上限(580 ℃)。12Cr1MoVG的持久強(qiáng)度和蠕變極限都會(huì)隨著溫度的提高而大幅降低，即使鍋爐在許用壓力下運(yùn)行，高溫過熱器由于超溫運(yùn)行，材料的持久強(qiáng)度和蠕變極限都會(huì)低于設(shè)計(jì)要求值，造成高溫過熱器開裂[1-2]；同時(shí)由于開裂處達(dá)到該彎頭材料的TAC1以上溫度，彎頭開裂是由短時(shí)超溫運(yùn)行造成，因此開裂處并未產(chǎn)生明顯塑性變形。

大量文獻(xiàn)[3-6]研究表明：超溫運(yùn)行引起的爆管是從外壁開裂，向內(nèi)壁擴(kuò)展。這是由于向火側(cè)的溫度較背火側(cè)高，過熱器外表面的持久強(qiáng)度和蠕變極限較內(nèi)表面低而優(yōu)先萌生裂紋。當(dāng)管內(nèi)介質(zhì)對內(nèi)壁造成腐蝕或管內(nèi)壁存在機(jī)械損傷等情形作為裂紋源時(shí)，可導(dǎo)致裂紋萌生于管內(nèi)壁。裂紋起裂點(diǎn)處管壁平滑，管內(nèi)壁無明顯腐蝕現(xiàn)象，也不存在機(jī)械損傷等情形(見圖3)。圖7為裂紋擴(kuò)展的微觀形貌。

圖7 裂紋擴(kuò)展微觀形貌

由圖7可知：裂紋萌生于內(nèi)壁，裂紋起裂點(diǎn)處無腐蝕痕跡，裂紋呈平直狀或階梯狀向外壁擴(kuò)展，裂紋擴(kuò)展后期有分枝，裂紋末端尖銳。在裂紋附近彎管內(nèi)壁發(fā)現(xiàn)大量蠕變裂紋源(見圖8)。這些裂紋都是曲折的沿晶裂紋，方向大多沿著管子的軸向，屬楔形裂紋(W形)，起源于三叉晶界處，沿晶界擴(kuò)展(見圖9)，裂紋形態(tài)呈典型的熱疲勞特征，裂紋是在較高應(yīng)力下產(chǎn)生的蠕變疲勞斷裂。

圖8 管內(nèi)壁蠕變裂紋源

圖9 蠕變裂紋源形態(tài)

圖10、圖11分別為彎管上裂紋附近管內(nèi)壁和外壁的顯微組織。

圖10 裂紋附近管內(nèi)壁顯微組織

圖11 裂紋附近管外壁顯微組織

由圖10可知：管內(nèi)壁顯微組織中珠光體已明顯球化，球化級(jí)別為2級(jí)，晶粒度為7.5級(jí)，與直管段相比鐵素體晶粒尺寸略有長大。由圖11可知：管外壁顯微組織中珠光體均明顯球化，球化級(jí)為3級(jí)，晶粒度為6級(jí)，較管內(nèi)壁球化程度加深。根據(jù)溫度與材料達(dá)到完全球化所需時(shí)間的關(guān)系式τ=Aeb/T(τ為達(dá)到完全球化所需時(shí)間；A為與化學(xué)成分等相關(guān)的常數(shù)；b為常數(shù)；T為絕對溫度)可知：溫度是影響球化程度的關(guān)鍵因素，溫度越高，球化速度迅速增加，球化等級(jí)就越高[7]。這說明彎管開裂附近管外壁溫度高于管內(nèi)壁，管內(nèi)外壁存在較大的溫差。

爆管斷口呈脆性特征，但裂紋附近發(fā)現(xiàn)大量蠕變裂紋源，說明開裂不是瞬時(shí)過載斷裂，經(jīng)歷過比較緩慢的蠕變過程。電站鍋爐中二級(jí)過熱器管內(nèi)是高溫、高壓過熱蒸汽，管外壁是高溫?zé)煔?，服役環(huán)境苛刻，熱載荷存在較大偏差，當(dāng)管內(nèi)壓力和溫度發(fā)生變化時(shí)，很容易在過熱器管排中某個(gè)區(qū)域形成較大的溫度波動(dòng)，極易誘發(fā)熱疲勞。正常情況下，過熱器向火側(cè)和背火側(cè)存在20～30 K的溫差，向火側(cè)由于溫度較高，其膨脹受到背火側(cè)的約束，使得管外壁受壓應(yīng)力而內(nèi)壁受到較高的拉應(yīng)力[8]。蒸汽溫度和煙氣溫度的局部波動(dòng)都會(huì)引起管內(nèi)外壁的溫差應(yīng)力的變化：溫度波動(dòng)在10 K以內(nèi)，溫差應(yīng)力基本可以忽略；溫度波動(dòng)在10～30 K，最大可引起60 MPa的溫差應(yīng)力幅；溫度波動(dòng)超過30 K時(shí)，可引起120 MPa的溫差應(yīng)力幅[9]。

3 結(jié)語

(1) 內(nèi)外壁較高的溫差可形成很大的溫差應(yīng)力，爆管裂紋在溫差應(yīng)力作用下產(chǎn)生蠕變疲勞斷裂，彎管裂紋在超溫狀態(tài)下發(fā)生相轉(zhuǎn)變，極大地降低了材料的持久強(qiáng)度和蠕變極限，加快了裂紋擴(kuò)展速度。

(2) 裂紋起源于溫度較低的內(nèi)壁，逐漸向外壁擴(kuò)展，直至貫穿管壁。

(3) 裂紋附近管外壁晶粒明顯比內(nèi)壁粗大，而遠(yuǎn)離裂紋直管段內(nèi)外壁晶粒度相差不大，開裂處存在較高的溫差。

參考文獻(xiàn)：

[1] 殷尊. 超超臨界1 000 MW機(jī)組鍋爐水冷壁爆管原因分析[J]. 熱力發(fā)電, 2013, 42(7): 92-96.

[2] 姜勇, 鞏建鳴, 葉有俊, 等. 12Cr1MoV過熱器管劣化行為研究[J]. 壓力容器, 2011, 28(2): 11-15, 43.

[3] 閆侯霞, 劉曉明. 12Cr1MoV水冷壁管失效后組織及硬度轉(zhuǎn)變分析[J]. 熱加工工藝, 2011, 40(6): 196-198.

[4] 王志文. 12CrlMoV過熱管爆裂分析報(bào)告[R].上海: 華東理工大學(xué)化工機(jī)械研究所, 2002.

[5] 張而耕, 王瓊琦, 關(guān)凱書, 等. 過熱器管爆管原因的失效分析[J]. 壓力容器, 2009, 26(5): 44-50.

[6] 趙彥芬. 揚(yáng)子石化鍋爐金屬監(jiān)督報(bào)告[R]. 蘇州:蘇州熱工研究院有限公司電站壽命管理研究中心, 2007.

[7] 趙登志, 鞠占英, 宋靜. 溫度對12Cr1MoV鋼管珠光體球化及力學(xué)性能的影響[J]. 電站系統(tǒng)工程, 2002, 18(3): 58-59.

[8] XU L J, KHAN J A, CHEN Z H. Thermal load deviation model for superheater and reheater of a utility boiler[J]. Applied Thermal Engineering, 2000, 20(6): 545-558.

[9] KWON O, MYERS M, KARSTENSEN A D, et al. The effect of the steam temperature fluctuations during steady state operation on the remnant life of the superheater header[J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2006, 83(5): 349-358.