12Cr1MoVG高溫過熱器爆管失效分析

金敏華，劉獻(xiàn)良，賴云亭，朱保印

(1.江蘇常熟發(fā)電有限公司，江蘇 蘇州 215536，2.蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215004)

0 引言

過熱器管運(yùn)行溫度高、壓力大、工況惡劣，過熱器爆管事故造成的損失大，是導(dǎo)致電廠非計(jì)劃停機(jī)的主要原因，影響電廠的安全生產(chǎn)[1-3]。某電廠燃煤發(fā)電機(jī)組鍋爐為上海鍋爐廠設(shè)計(jì)制造的亞臨界、單爐膛、一次中間再熱、直流鍋爐，采用中速磨正壓直吹式制粉系統(tǒng)，單爐膛倒U型露天布置，四角切向燃燒，1993年7月投產(chǎn)，2004年將直流爐改成汽包爐，實(shí)行機(jī)組增容改造(300MW增容至330MW)。汽輪機(jī)為上海汽輪機(jī)公司生產(chǎn)的亞臨界、一次中間再熱單軸四缸四排汽反動凝汽式汽輪機(jī)。鍋爐高溫過熱器底部彎頭及進(jìn)口側(cè)材質(zhì)12Cr1MoVG，出口側(cè)材質(zhì)為T91，設(shè)計(jì)運(yùn)行溫度540℃。鍋爐運(yùn)行時間13萬h時，高溫過熱器底部彎頭發(fā)生爆管。針對上述高溫過熱器爆管情況，對爆管及臨近管屏取樣進(jìn)行試驗(yàn)分析，探討爆管原因。

1 研究方法

1.1 宏觀檢驗(yàn)

通過對爆口管爆口特征宏觀檢查，初步判斷爆管發(fā)生的可能原因，根據(jù)宏觀檢查結(jié)果，對爆口管及相鄰的一根管段取樣進(jìn)行試驗(yàn)分析。

1.2 化學(xué)成分分析

化學(xué)成分分析采用OPTIMA2100DV型全譜直讀等離子發(fā)射光譜儀，依據(jù)GB/T4336-2016《碳素鋼和中低合金鋼 火花源原子發(fā)射光譜分析方法(常規(guī)法)》標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行。

1.3 力學(xué)性能測試

采用100kN AG-IC 島津電子萬能材料試驗(yàn)機(jī)，標(biāo)準(zhǔn)為GB/T228.1-2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》。硬度采用HBS-3000型數(shù)顯布氏硬度計(jì)，標(biāo)準(zhǔn)為GB/T231.1-2009《金屬材料 布氏硬度試驗(yàn) 第1部分：試驗(yàn)方法》。

1.4 金相組織分析

金相檢驗(yàn)采用Zeiss Axiovert 200MAT倒置萬能材料顯微鏡，依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)為GB/T13298-2015《金屬顯微組織檢驗(yàn)方法》。

2 結(jié)果與討論

2.1 宏觀檢驗(yàn)

圖1為爆口管段爆口宏觀照片。

圖1 爆口宏觀形貌

從圖1可知，爆口發(fā)生在彎頭中性面靠近背弧側(cè)，爆口張開較大呈菱形，有明顯的塑性變形特征；爆口邊緣減薄量較小，呈粗糙的鈍邊。

2.2 化學(xué)成分

對爆口管段取樣進(jìn)行化學(xué)成分分析，分析結(jié)果如表1所示。爆口管的化學(xué)成分符合GB/T5310-2017標(biāo)準(zhǔn)要求。

表1 爆口管化學(xué)成分分析結(jié)果 wt/%

2.3 力學(xué)性能

在爆口管段爆口附近、彎頭一側(cè)的豎直進(jìn)口段、彎頭另一側(cè)的豎直出口段分別取樣，在與爆口管相鄰管排的相同布置高度取樣，進(jìn)行布氏硬度和室溫拉伸性能測試。

參考標(biāo)準(zhǔn)《高壓鍋爐用無縫鋼管》(GB/T5310-2017)對12Cr1MoVG鋼管硬度及拉伸性能規(guī)定可知，兩管段不同位置取樣的硬度值均在標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的范圍內(nèi)，但爆口管的硬度值略低于相鄰管段相同位置的硬度值，且兩管段出口段的硬度值略低于進(jìn)口段。爆口管段彎頭處因在爆破時發(fā)生塑性變形，導(dǎo)致其硬度值略有升高。

2.4 金相檢驗(yàn)

圖2、圖3分別為爆口管及相鄰管段不同位置取樣的金相檢驗(yàn)照片。結(jié)果可見，爆口管和相鄰管彎頭及靠近彎頭的進(jìn)口側(cè)直管、出口側(cè)直管顯微組織均為鐵素體+碳化物，珠光體球化評級已達(dá)5級。

爆口處微裂紋內(nèi)有較厚的氧化產(chǎn)物，裂紋邊緣晶粒發(fā)生拉長變形，并有大量的蠕變孔洞。兩管段內(nèi)壁氧化皮厚度均較大，尤其是相鄰管的彎頭內(nèi)壁氧化皮厚度已達(dá)583μm。此外，兩管出口側(cè)的氧化皮厚度均大于入口側(cè)，爆口管和相鄰管出口側(cè)內(nèi)壁氧化皮厚度分別約548μm和516μm。

圖2 爆口管取樣顯微組織形貌及內(nèi)壁氧化皮厚度測量

圖3 相鄰管取樣顯微組織形貌及內(nèi)壁氧化皮厚度測量

2.5 爆管原因分析

鍋爐受熱面管爆口管段化學(xué)成分滿足GB/T5310-2017標(biāo)準(zhǔn)要求。爆口管各位置取樣的力學(xué)性能均低于相鄰管，且內(nèi)壁氧化皮厚度均大于相鄰管，反映出爆口管的運(yùn)行溫度高于相鄰管。爆口開口較大，呈菱形狀爆口，宏觀上具有一定的短時過熱爆口特征[4-7]。但爆口邊緣減薄量較小，呈粗糙的鈍邊，結(jié)合管段金相檢驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，爆口管及相鄰管段彎頭，以及靠近彎頭的入口側(cè)和出口側(cè)直管材料都嚴(yán)重老化，珠光體球化級別已達(dá)到5級，爆口附近還有大量的蠕變空洞，上述特征又符合受熱面管長時過熱爆管的特征[8-11]。由此可以看出，爆口主要以長時過熱為主，長時過熱導(dǎo)致了組織和性能的劣化，而爆管前出現(xiàn)的短時超溫則加速了爆管的發(fā)生，但短時超溫幅度未超過12Cr1MoVG的Ac1相變點(diǎn)[12-16]。

鍋爐受熱面管在運(yùn)行過程中內(nèi)壁與高溫高壓的蒸汽接觸，會在內(nèi)壁形成一層氧化皮。當(dāng)氧化皮厚度過大時，金屬壁溫將會顯著升高，引起受熱面管超溫[17-21]。統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，剝離的氧化皮阻塞氣流造成鍋爐過熱器、再熱器超溫爆管，已成為全球范圍內(nèi)鍋爐管失效的第二位主要因素[22-25]?？梢?，內(nèi)壁氧化皮的生成是造成鍋爐受熱面管過熱爆管失效的最主要原因之一。

在一定的服役時間內(nèi)，鍋爐高溫受熱面管內(nèi)壁氧化皮的增長厚度與其金屬壁溫有一定的對應(yīng)關(guān)系，這個等效的金屬壁溫就稱之為當(dāng)量金屬溫度[26]。參考DL/T654-2009給定的12Cr1MoVG金屬溫度(537～648℃)的估算公式，即：

lgx=-6.839869+0.003860T1+0.000283T1lgt

式中：x為向火側(cè)內(nèi)壁氧化層厚度，mils；T1為蘭氏溫度，°R；t為管子的運(yùn)行時間，h。

計(jì)算得出的爆口管和相鄰管出口段的金屬溫度分別約582℃和580℃，而相鄰管彎頭處估算的金屬溫度約585℃?？梢?，管段存在超溫運(yùn)行的情況，這與顯微組織出現(xiàn)嚴(yán)重老化的結(jié)果相吻合。

3 結(jié)論與建議

試驗(yàn)分析結(jié)果可知爆管原因?yàn)殚L時超溫導(dǎo)致管子顯微組織和力學(xué)性能劣化，強(qiáng)度不足而爆管，而短時超溫加速了爆管的發(fā)生。針對爆管原因，應(yīng)對整體高溫過熱器管材選取有代表性的管段進(jìn)行剩余壽命評估，根據(jù)評估結(jié)果制定高過的處理措施。加強(qiáng)對內(nèi)壁氧化皮的厚度監(jiān)測，定期采用超聲波等手段對內(nèi)壁氧化皮厚度進(jìn)行檢驗(yàn)，并對厚度較大區(qū)域割管檢驗(yàn)，并通過酸洗等降低氧化皮的厚度。在機(jī)組后續(xù)的運(yùn)行過程中，嚴(yán)格控制過熱器管金屬壁溫，對于12Cr1MoVG材質(zhì)的管子應(yīng)將金屬壁溫控制在≤580℃的范圍內(nèi)。