何石磊

（1.國家石油管材工程技術(shù)研究中心，陜西 寶雞721008；2.寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司，陜西 寶雞721008）

300MW級亞臨界鍋爐管爆裂原因及剩余壽命評估

何石磊1,2

（1.國家石油管材工程技術(shù)研究中心，陜西 寶雞721008；2.寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司，陜西 寶雞721008）

通過對過熱器管道向火面和背火面的力學(xué)性能、爆口處金相組織、裂紋與組織的關(guān)系及氧化層的分析，得出了300MW過熱器鍋爐管爆裂失效的原因。結(jié)果表明，長期超溫運(yùn)行、沖蝕、內(nèi)壁氧化層脫落和局部短時過熱綜合作用導(dǎo)致過熱器鍋爐管爆裂發(fā)生。利用球化分析法和Larson-Miller參數(shù)主曲線外推法，估算了12Cr1MoV材質(zhì)的過熱器鍋爐管金屬當(dāng)量溫度和剩余壽命，表明鍋爐管向火面金屬當(dāng)量溫度明顯高于背火面，剩余壽命遠(yuǎn)低于背火面。建議嚴(yán)格控制鍋爐運(yùn)行溫度和壓力，防止鍋爐管局部長時間過熱。

鍋爐管；爆裂；剩余壽命；金屬當(dāng)量溫度；組織老化；蠕變

發(fā)電廠鍋爐運(yùn)行的可靠性是影響發(fā)電廠能否安全運(yùn)行的首要因素，鍋爐管受熱面爆漏對發(fā)電機(jī)組安全運(yùn)行的影響最大。因此研究鍋爐管受熱面爆漏的原因，提出相應(yīng)的預(yù)防措施，是鍋爐壓力容器安全監(jiān)察工作者需要探索的重要課題[1-10]。國內(nèi)某發(fā)電公司電廠300MW國產(chǎn)引進(jìn)型燃煤發(fā)電機(jī)組2號鍋爐的過熱器管道在累計(jì)運(yùn)行53 085 h后，位于45排第3圈、設(shè)計(jì)運(yùn)行溫度為540℃、額定蒸氣壓力為17.5 MPa、規(guī)格為Ф51mm×9mm的鍋爐管發(fā)生爆裂。該鍋爐管由12Cr1MoV和12Cr2MoWVTiB兩種材質(zhì)鋼管焊接而成，其運(yùn)行時間遠(yuǎn)小于該鍋爐管道的設(shè)計(jì)壽命。本研究通過對爆裂管和未爆管進(jìn)行對比分析，找出過熱器鍋爐管失效的原因并估算其未爆管壽命，以便采取措施防止或減少該類事件發(fā)生。

1 試驗(yàn)材料及方法

為了進(jìn)行對比，分別從爆裂管和未爆裂管取樣，取樣位置如圖1所示。制備出環(huán)狀橫向金相試樣或半環(huán)狀縱向金相試樣，進(jìn)行金相顯微觀察。用ICP光譜儀分析送檢鍋爐管的化學(xué)成分，檢測結(jié)果見表1。由表1可見，爆裂鍋爐管的材料化學(xué)成分符合國標(biāo)12Cr1MoV鋼的成分要求，未爆裂管材料為12Cr2MoWVTiB。此外，對爆裂管段進(jìn)行宏觀形貌觀察。

圖1 失效鍋爐管取樣位置示意圖

表1 鍋爐管段的化學(xué)成分及標(biāo)準(zhǔn)要求

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 爆裂管段宏觀形貌

爆裂位置處于過熱器管道直管段，內(nèi)外壁表面均有一層氧化皮，部分剝落，無金屬光澤，破口邊緣為鈍邊。爆破口處最薄厚度為4.2mm，未爆裂面厚度約為7.2mm。還可看出，爆口處的外徑較未爆處外徑略有變粗。對爆裂鍋爐管內(nèi)外壁進(jìn)行觀察發(fā)現(xiàn)，管壁存在較厚的氧化層，并且破口已經(jīng)高溫氧化。

2.2 拉伸性能

12Cr1MoV爆管、兩種材質(zhì)未爆管的向火面和背火面拉伸性能檢測結(jié)果見表2。

從表2可見，12Cr1MoV爆裂管向火面抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度分別低于GB 5310—2008要求26%和4%，背火面抗拉強(qiáng)度低于標(biāo)準(zhǔn)要求15%。而12Cr1MoV未爆鍋爐管向火面抗拉強(qiáng)度低于標(biāo)準(zhǔn)最低要求8%，其背火面的各項(xiàng)力學(xué)性能均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。12Cr2MoWVTiB未爆管向火面抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度分別均低于標(biāo)準(zhǔn)要求30%和33%，背火面的抗拉強(qiáng)度低于標(biāo)準(zhǔn)最低要求6%。

同時從表2還可以看出，向火面的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和延伸率均比背火面低，說明過熱器鍋爐管長期高溫過熱使用，導(dǎo)致向火面力學(xué)性能大幅下降，并且向火面力學(xué)性能下降幅度較背火面顯著。

表2 鍋爐管縱向拉伸性能檢測結(jié)果

2.3 金相組織

12Cr1MoV未爆鍋爐管的金相組織如圖2所示。從圖2可以看出，12Cr1MoV未爆管的金相組織為鐵素體+珠光體（或貝氏體），但聚焦形態(tài)的珠光體（貝氏體）中的碳化物并非全部為片狀，有灰色塊狀區(qū)域存在，珠光體區(qū)域部分開始分散，說明材料有輕度球化，球化程度為2～3級。在組織中也能觀察到個別晶界上存在的蠕變孔洞，而且內(nèi)壁有較厚的氧化層，說明材料已經(jīng)發(fā)生蠕變。

圖2 12Cr1MoV未爆鍋爐管的金相組織

離爆口約70 cm處爆管向火面的金相組織如圖3所示。從圖3可以看出，該處材料的組織為鐵素體+珠光體（或貝氏體），但珠光體區(qū)域內(nèi)碳化物已顯著分散，碳化物全部成小球狀，大部分分布在鐵素體晶界上，僅有少量珠光體區(qū)域痕跡，顯微組織球化程度3.5～4級，屬于中度球化或完全球化。

圖3 離爆口約70 cm處爆管向火面金相組織

爆裂管爆口的背火面和向火面不同位置的金相組織如圖4所示。從圖4（a）可以看出，在爆口向火面附近材料組織中能觀察到晶粒發(fā)生變形，呈現(xiàn)被拉長現(xiàn)象；材料組織為鐵素體+珠光體+碳化物，同時有大量沿晶分布的蠕變孔洞和微裂紋存在，組織球化程度達(dá)到4～5級。從圖4（b）可以看出，在背火面可觀察到單個蠕變孔洞在晶界上分布，球化程度達(dá)到3.5～4級。

圖4 12Cr1MoV爆管爆口處的金相組織 800×

通過分析發(fā)現(xiàn)，鍋爐管向火面出現(xiàn)大量蠕變孔洞、微裂紋和背火面晶粒中的蠕變孔洞，表明鍋爐管經(jīng)歷了長期高溫過熱[11-15]。向火面組織晶粒拉長變形，但未發(fā)生相變，屬嚴(yán)重球化組織；沿周向漸遠(yuǎn)，組織形態(tài)逐漸恢復(fù)正常；背火面為完全球化—中度老化組織，并未發(fā)現(xiàn)組織轉(zhuǎn)變現(xiàn)象，說明爆裂具有短期過熱塑性斷裂的特征[5-9]，但短期過熱的溫度并未超過Ac1。

12Cr2MoWVTiB未爆管的金相組織如圖5所示。由圖5可以看出，12Cr2MoWVTiB未爆管的組織為回火貝氏體+鐵素體+碳化物，在三角晶界處出現(xiàn)局部再結(jié)晶現(xiàn)象，再結(jié)晶的鐵素體晶粒細(xì)小，碳化物呈鏈狀分布在晶界上，晶內(nèi)存在粗化的碳化物顆粒，表明過熱器鍋爐管長時間的高溫運(yùn)行，導(dǎo)致了再結(jié)晶組織的出現(xiàn)，說明過熱器鍋爐管存在著嚴(yán)重的過熱運(yùn)行現(xiàn)象。

圖5 12Cr2MoWVTiB未爆管的金相組織

2.4 氧化層分析

對爆口部位及遠(yuǎn)離爆口部位取金相試樣進(jìn)行氧化層分析，結(jié)果如圖6所示。由圖6（a）可以看出，靠近基體氧化膜的金屬表面有沿晶氧化現(xiàn)象；由圖6（b）可以看出，爆口部位管子的內(nèi)外壁有較厚的氧化膜，顏色存在差異，呈多層結(jié)構(gòu)。

圖6 鍋爐管內(nèi)壁氧化層結(jié)構(gòu)

相關(guān)研究[12-13]表明：12Cr1MoV在580℃以下抗氧化性能良好，腐蝕深度約0.05mm/a；600℃時的性能較差，腐蝕深度＞0.1mm/a，此時氧化層易脫落。對不同部位的爆管和未爆管氧化層厚度的測量結(jié)果見表3。對表3的分析結(jié)果表明，爆管爆口與遠(yuǎn)離爆口部位氧化層厚度存在明顯差異，也小于理論厚度，說明管道內(nèi)壁存在氧化層被沖蝕的現(xiàn)象。原因在于鍋爐管內(nèi)壁氧化層受內(nèi)壁高溫蒸汽的沖刷，導(dǎo)致氧化膜的減薄或碎裂，以致于塞積造成局部溫度過熱。

表3 鍋爐管內(nèi)壁氧化層厚度

2.5 爆管裂紋分析

鍋爐管爆裂后顯微組織與裂紋的關(guān)系如圖7所示。從爆口處組織與裂紋形態(tài)可以看出，裂紋通過連接晶界處蠕變孔洞而沿著晶界擴(kuò)展，是一種沿晶斷裂特征，是長期超溫爆裂特征[11-13]。同時主裂紋和二次裂紋邊緣晶粒沿變形方向被拉長，說明爆口處在內(nèi)部蒸汽壓力作用下不能承受內(nèi)壓而爆管，這是短期高溫過熱的塑性變形特征[11-13]。

由上述分析可知，過熱器鍋爐管爆裂的原因可能為：長期高溫運(yùn)行工況造成大面積管子不同程度的老化，鍋爐管內(nèi)壁氧化層沖蝕脫落堵塞管體導(dǎo)致局部過熱現(xiàn)象；而局部短期過熱的發(fā)生降低高溫強(qiáng)度，促進(jìn)氧化層的生長，大大降低了周向承載能力，直接導(dǎo)致了鍋爐管的爆裂。

圖7 鍋爐管爆裂后顯微組織與裂紋的關(guān)系

3 溫度和剩余壽命評估

球化分析評定是評定材料狀態(tài)的一個重要方法，可用來評定管段的金屬當(dāng)量溫度。根據(jù)擴(kuò)散控制論，12Cr1MoV鋼3～5級球化的時間與使用溫度之間有如下關(guān)系[14，18，20]

式中：t—球化時間，h；

T—使用的金屬當(dāng)量溫度，℃；

C—常數(shù)。

在剩余壽命預(yù)測方法中，Larson-Miller參數(shù)外推法是普遍應(yīng)用且比較成熟的方法，結(jié)果相對可靠。高宏波等人利用Larson-Miller參數(shù)主曲線外推法建立了12Cr1MoV鋼不同組織劣化級別與持久性能之間的關(guān)系，其公式[16-20]為

式中：T—工作溫度，K；

σ—工作應(yīng)力，MPa；

t—剩余壽命，h；

Z—參數(shù)，表征持久性能變化程度；

p—蒸汽壓力，MPa；

DW—管子外徑，mm；

δ—管子實(shí)際壁厚，mm。

根據(jù)球化級別及運(yùn)行時間，由公式（1）評估得到金屬當(dāng)量溫度；根據(jù)評估金屬當(dāng)量溫度、有效壁厚及運(yùn)行蒸汽壓力等，由公式（2）估算未爆管剩余壽命，結(jié)果見表4。

計(jì)算結(jié)果表明：爆管的金屬當(dāng)量溫度明顯高于鍋爐管設(shè)計(jì)溫度，未爆管金屬當(dāng)量溫度略高于設(shè)計(jì)溫度。鍋爐管向火面的估算剩余壽命顯著小于背火面壽命，分布規(guī)律與兩種材質(zhì)鍋爐管力學(xué)性能相似。在目前運(yùn)行條件下，12Cr1MoV未爆管蠕變剩余壽命大于10萬h，但向火面壽命比背火面短。

表4 組織球化級別及估算的剩余壽命

4 結(jié)論及建議

（1）該12Cr1MoV材質(zhì)鍋爐管爆裂是由于長期高溫過熱、沖蝕、內(nèi)壁氧化層脫落及短期高溫過熱共同作用造成的。

（2）過熱器鍋爐管管壁承受當(dāng)量溫度高于應(yīng)用材質(zhì)的使用溫度極限，爆管向火面壁溫平均當(dāng)量溫度達(dá)到 613℃，遠(yuǎn)高于鍋爐管設(shè)計(jì)使用溫度540℃。建議嚴(yán)格控制鍋爐運(yùn)行溫度和壓力，加強(qiáng)檢測監(jiān)督以及采取手段防止局部過熱現(xiàn)象，以防止過熱器管爆裂事故的再次發(fā)生。

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Burst Reason Analysis of 300MW Subcritical Boiler Tube and Residual Life Evaluation

HE Shilei1,2
（1.Chinese National Engineering Research Center for Petroleum and Natural Gas Tubular Goods，Baoji 721008，Shaanxi，China；2.Baoji Petroleum Steel Pipe Co.，Ltd.，Baoji 721008，Shaanxi，China）

The burst failure reason of 300MW reheater boiler tube was obtained by analyzing some aspects，such as the mechanical properties of fire side and back to the fire side，the metallographic structure of burst point，the relationship between crack and structure，and oxide layer.The results indicated that the burst of reheater boiler tube was caused by combined action,including overtemperature operation for a long time，washout，oxide layer shedding from inner wall，and local short-time overheating.Utilizing spheroidization analysis and Larson-Miller parameter master curve to estimate the metal equivalent temperature and remaining life of reheater boiler tube made of 12Cr1MoV material，it showed that the metal equivalent temperature of boiler tube fire side is obvious higher than that of back to the fire side，and the residual life is far lower than back to the fire side.It is suggested the operation temperature and pressure should be strictly controlled to prevent the boiler tube from overheating.

boiler tube；burst；residual life；metal equivalent temperature；microstructure aging；creep

TK223.11 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B DOI：10.19291/j.cnki.1001-3938.2016.04.005

何石磊（1983—），男，碩士研究生，主要從事鋼管工藝研究和新產(chǎn)品開發(fā)。

2015－08－27

謝淑霞