劉磊，王庭文，劉永鵬，李戈

(1.華電寧夏靈武發(fā)電有限公司，寧夏 銀川 750400； 2.華電電力科學(xué)研究院有限公司，浙江 杭州 310030)

隨著經(jīng)濟(jì)的高速發(fā)展,火力發(fā)電已進(jìn)入大容量、高參數(shù)、序列化發(fā)展階段，超(超)臨界機(jī)組已成為國內(nèi)火力發(fā)電的主流機(jī)組。目前亞臨界或超臨界壓力鍋爐過熱器最高實(shí)際壁溫均超過600 ℃，珠光體耐熱鋼已不適用，而貝氏體耐熱鋼雖有良好的組織穩(wěn)定性、高溫長時(shí)性能和工藝性能，但由于鉻含量較低,在600 ℃以上時(shí)抗氧化能力較差，不能完全適應(yīng)亞臨界及以上參數(shù)鍋爐的要求。目前在超超臨界鍋爐過熱器高溫段廣泛使用TP347HFG等新型奧氏體不銹耐熱鋼。某電廠屏式過熱器彎頭材質(zhì)為TP347%HFG，累計(jì)運(yùn)行時(shí)間約60 000 h，自投運(yùn)以來相繼發(fā)生多次爆管事故，造成較大的經(jīng)濟(jì)損失。為了降低機(jī)組運(yùn)行風(fēng)險(xiǎn)，減少機(jī)組非停頻次，對此次爆管原因進(jìn)行了失效分析。

1 機(jī)組概況

某電廠1 000 MW超超臨界直流鍋爐，型號為DG3100/26.15-Ⅱ1，采用四角切圓燃燒方式，燃用煙煤，該機(jī)組曾于2014年經(jīng)過低氮燃燒器改造。屏式過熱器布置在上爐膛區(qū)，為全輻射受熱面，在爐深方向布置2排，每一排管屏沿爐寬方向布置19片管屏，共計(jì)38片。管屏由外徑為Φ45 mm(外圈管為Φ50.8 mm)的管子繞成。屏式過熱器管屏的橫向節(jié)距S1=1714.5 mm，縱向節(jié)距S2=57/60 mm，爐內(nèi)受熱面管子采用SA-213TP347HFG和HR3C(外三圈)。每片屏式過熱器出口分配集箱與出口匯集集箱相連，蒸汽在匯集集箱中混合。屏式過熱器管屏進(jìn)口段帶SA-213T23 過渡段，出口段帶 SA-213T92 過渡段。

2 樣品信息

現(xiàn)場檢查發(fā)現(xiàn)，第一爆口位于前排第9屏第4根(定義為9-4管，以下同原則定義)下部彎頭，彎頭中性面處開裂泄漏后又將8-4、9-5管吹損。為分析開裂原因，對9-4管開裂彎頭、9-4管下方水平段、9-4管爐前垂直段、9-5彎頭、8-4彎頭部位分別取樣，另取管徑Φ45 mm的TP347HFG新管2只，對上述樣品進(jìn)行外觀、硬度、金相及內(nèi)壁氧化層等實(shí)驗(yàn)室分析。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 外觀檢查

圖1為9-4彎頭斷口形貌。彎頭在背弧破裂形成近矩形的窗口，從現(xiàn)場吹掃路徑判斷，該彎頭首先在一側(cè)中性面開裂，隨后翻邊撕裂形成窗口狀爆口。從斷口形貌看，開裂由內(nèi)向外，最終在外壁撕裂呈剪切唇狀，壁厚無減薄，為典型的脆性斷裂；另外爆口處內(nèi)壁氧化皮較薄，小部分剝落，通過現(xiàn)場檢查，后屏過熱器所有管屏各部位均未見脹粗、鼓包、氧化、開裂等現(xiàn)象，不具備長時(shí)過熱或短時(shí)超溫爆管的特征。

圖1 彎頭斷口形貌

3.2 硬度檢測及金相分析結(jié)果

在上述樣品上制取金相試樣，觀察顯微組織及內(nèi)壁氧化皮情況，并進(jìn)行布氏硬度檢測。金相組織分別見圖2—圖8，檢驗(yàn)結(jié)果顯示：9-4彎頭硬度超標(biāo)(≤192 HBW)，組織老化嚴(yán)重，A側(cè)有大量碳化物析出，并伴有大塊狀和較多的黑色棒狀析出相。根據(jù)析出相的形貌、尺寸、強(qiáng)化機(jī)理及化學(xué)成分推測，塊狀析出相為MC相(NbC)，黑色棒狀析出相為σ相；9-4管水平管段硬度正常，組織中度老化，外壁較內(nèi)壁有大量碳化物析出；9-4爐前垂直段管硬度正常，組織傾向性老化，明顯可見σ相和NbC析出相；9-5管彎頭硬度正常，組織輕度老化，明顯可見碳化物析出；8-4彎頭硬度正常，組織傾向性老化，無碳化物或其他析出相；兩個(gè)新管樣品為正常的孿晶奧氏體組織。

圖2 9-4管中性面A側(cè)顯微組織

圖3 9-4管中性面B側(cè)顯微組織

圖4 9-4管水平段向火面顯微組織

圖5 9-4管水平段背火面顯微組織

圖6 9-4管爐前垂直段顯微組織

圖7 9-5、8-4管彎頭中性面

圖8 新管顯微組織

3.3 內(nèi)壁氧化層檢測

為觀察管內(nèi)壁金屬氧化程度，分別對8-4管、9-4管和9-5管進(jìn)行內(nèi)壁氧化層檢測，檢測結(jié)果顯示氧化層厚度約為80～133 μm(見圖9)，可見管內(nèi)壁存在一定的蒸汽氧化行為，側(cè)面反映出管壁溫度處于較高的運(yùn)行水平，有必要進(jìn)行超溫分析和金屬內(nèi)壁氧化行為分析。

圖9 9-4、9-5及8-4管內(nèi)壁氧化層

4 綜合分析

4.1 超溫分析

TP347HFG為穩(wěn)定化奧氏體不銹鋼(含穩(wěn)定化元素Nb)，由于Nb的碳化物的沉淀析出強(qiáng)化作用，在大部分壽命期間內(nèi)，硬度值總體呈上升趨勢，其老化程度一般依據(jù)晶界M23C6、NbC等碳化物的分布及尺寸來判斷。在運(yùn)行初期，孿晶消失，晶界析出細(xì)小M23C6顆粒，光鏡下晶界清晰；隨著運(yùn)行時(shí)間延長，M23C6逐漸粗化且在晶界由顆粒狀→鏈狀→聚集狀轉(zhuǎn)變；如果超溫幅度較大，M23C6還可能會重新固溶于基體，導(dǎo)致光鏡下晶界消失[1]。

根據(jù)以上理論，結(jié)合金相分析，認(rèn)為9-4管彎頭一側(cè)及水平段存在較大幅度的超溫，判斷為彎頭中性面一側(cè)裂開后，沒有形成大爆口之前，由于介質(zhì)泄漏，介質(zhì)流向后方的水平段流量不足，導(dǎo)致一段時(shí)間內(nèi)急劇超溫，但爐前垂直段無超溫跡象，且8-4管亦無超溫跡象，排除機(jī)組超溫運(yùn)行可能。

4.2 蒸汽側(cè)氧化行為的分析

一般情況下，TP347HFG應(yīng)用于超超臨界參數(shù)機(jī)組受熱面管時(shí)一般不容易發(fā)生氧化皮剝落甚至堵塞，但是通過上述金相分析，管內(nèi)壁氧化層具有一定的深度，且部分剝落，說明管壁運(yùn)行溫度已經(jīng)處于較高水平，推測應(yīng)該與機(jī)組曾經(jīng)于2014年經(jīng)過低氮燃燒改造有關(guān)，因?yàn)榈偷紵脑焓峭ㄟ^底層欠氧、上層富氧的燃燒模式達(dá)到脫硝的目的，一定程度上提高了爐膛火焰中心[2]，使得爐膛出口溫度提升，金屬壁溫隨之升高，氧化行為得以顯現(xiàn)。

現(xiàn)場通過割管檢查和射線拍片，在后屏過熱器其他下部彎頭部位均未發(fā)現(xiàn)明顯的氧化皮堆積或剝落現(xiàn)象，結(jié)合內(nèi)壁氧化層深度來看，蒸汽側(cè)氧化行為不足以導(dǎo)致管子發(fā)生堵塞或管壁明顯減薄。

4.3 析出相對組織性能的影響

通過上述金相分析，可以看出9-4管開裂彎頭組織內(nèi)有大塊狀的NbC析出相和較多的σ相，9-4爐前垂直段管也明顯可見σ相和NbC析出相，其它部位未見此兩相。

σ相是一種具有復(fù)雜六方晶格的Cr-Fe的金屬間化合物，其化學(xué)式可以寫成FeCr，σ相中鉻的質(zhì)量分?jǐn)?shù)約42%～48%，硬度>68 HRC，是一種硬度很高，塑形很低的脆性相，σ相從γ奧氏體基體中析出的溫度范圍一般為600～980 ℃[3]。在部件長期高溫服役中，σ相均會沿晶不斷析出，嚴(yán)重時(shí)在晶界上形成連續(xù)鏈狀分布。σ相析出時(shí)伴隨著很大的體積變化及其沿晶界分布的特點(diǎn)，使晶界弱化、脆化，容易導(dǎo)致微裂紋的產(chǎn)生，并沿其擴(kuò)展，導(dǎo)致沿晶斷裂，σ相析出還會降低金屬的耐蝕性和抗氧化性。

NbC析出相同樣具有較高硬度、脆性和高穩(wěn)定性，在微觀組織中相當(dāng)于微裂紋形核點(diǎn)，容易增加微裂紋萌生幾率，并加速材料裂紋擴(kuò)展速率，增加材料開裂失效傾向，同時(shí)，從圖4—圖7可以看出，NbC析出相尺寸較大，邊界清晰，棱角分明，更容易產(chǎn)生應(yīng)力集中并產(chǎn)生微裂紋現(xiàn)象。

4.4 彎曲變形對組織性能的影響

4.4.1 彎曲變形導(dǎo)致殘余應(yīng)力

奧氏體不銹鋼管彎曲變形時(shí)，由于晶粒發(fā)生滑移，容易出現(xiàn)位錯(cuò)的纏結(jié)，晶粒被拉長甚至破碎，變形部位強(qiáng)度和硬度升高，塑性和韌性降低，在部件內(nèi)部產(chǎn)生較大的殘余彎制應(yīng)力，加劇了材料在蠕變溫度范圍運(yùn)行時(shí)蠕變裂紋的生長，同時(shí)在氧化腐蝕的環(huán)境下，嚴(yán)重的冷加工殘余應(yīng)力會提高應(yīng)力腐蝕開裂的危險(xiǎn)[4]。

以往國內(nèi)外標(biāo)準(zhǔn)中要求奧氏體不銹鋼鍋爐管冷加工后進(jìn)行固溶處理，以消除冷加工過程中的殘余應(yīng)力，降低材料的強(qiáng)度，恢復(fù)其塑韌性,1998年ASME增補(bǔ)了PG-19條款“奧氏體材料的冷加工成形”，根據(jù)此條款，對冷加工的奧氏體不銹鋼鍋爐管不同的變形范圍給出了不同的熱處理意見[5]，見表1。

對于TP347HFG管，當(dāng)設(shè)計(jì)金屬溫度在580～675 ℃，應(yīng)變超過15%時(shí)，需進(jìn)行1 095 ℃下固溶退火處理，應(yīng)變量小于15%時(shí)刻免做固溶處理。“PG-19”條款同時(shí)給出了應(yīng)變量的計(jì)算公式：

式中：r—管子公稱外半徑；

R—管子中心線的公稱彎曲半徑。

表1 冷加工成型應(yīng)變和固溶熱處理要求

通過計(jì)算公式換算，可知當(dāng)R/D>3.33時(shí)，可以免做固溶退火處理，該受熱面管屏彎頭彎曲半徑R為108 mm，管子外徑D為45 mm，經(jīng)計(jì)算，R/D=2.4，按照ASME要求可以免做固溶退火處理。

DL/T 438標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定，當(dāng)彎曲半徑R小于2.5D或者接近2.5D時(shí)，應(yīng)進(jìn)行固溶處理；當(dāng)R大于2.5D時(shí)并未做規(guī)定，可見國內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)與ASME標(biāo)準(zhǔn)在奧氏體不銹鋼管冷彎后固溶處理工藝上存在一定的差異[4]，因此該受熱面管R/D值已接近2.5，建議應(yīng)進(jìn)行固溶處理。實(shí)際上，無論鍋爐管形變的應(yīng)變量是多少，只要冷加工后不進(jìn)行熱處理，均會殘留冷加工應(yīng)力，只是其程度隨應(yīng)變量的大小而不同。

4.4.2 變形量對析出相的促進(jìn)影響

文獻(xiàn)[6]表明當(dāng)變形量增大時(shí)，σ相的析出時(shí)間提前，且析出速率提高，同時(shí)對晶界M23C6和晶內(nèi)富Nb相析出也有一定的影響，因而需進(jìn)一步提高材料的脆性。

4.5 原因分析

彎頭開裂從內(nèi)壁起源，未見其他縱向開裂，管壁沒有減薄，爆口呈脆性，結(jié)合上述超溫分析、蒸汽側(cè)氧化行為分析，可以排除長時(shí)過熱、短時(shí)超溫的可能。

9-4彎頭中性面硬度超標(biāo)(其他彎頭正常)，組織出現(xiàn)變形滑移線，說明該彎頭發(fā)生了較強(qiáng)烈的塑性變形，隨后沒有進(jìn)行消除變形影響的熱處理，殘余應(yīng)力較大，應(yīng)力腐蝕抗力低；另外，9-4彎頭中性面一側(cè)出現(xiàn)較多致脆的σ相和NbC析出相；這兩個(gè)因素共同導(dǎo)致彎頭組織性能差(硬而脆)，在高溫高壓下運(yùn)行一段時(shí)間后發(fā)生了脆性開裂。

5 結(jié)論及建議

綜合上述分析判斷，彎頭組織富含較多的σ相、NbC等硬脆析出相是彎頭脆性開裂的主要原因，而彎頭經(jīng)冷加工變形后未進(jìn)行固溶熱處理，不僅導(dǎo)致彎頭內(nèi)部產(chǎn)生殘余應(yīng)力，而且進(jìn)一步促進(jìn)了σ相的析出，加劇了彎頭脆性開裂傾向。

為避免此類事故的再次發(fā)生，提出以下建議：

(1)加強(qiáng)對奧氏體耐熱鋼鍋爐管的金屬監(jiān)督檢驗(yàn)和質(zhì)量管控，應(yīng)將碳化物、σ相、NbC等析出相作為重點(diǎn)檢測項(xiàng)目。

(2)當(dāng)奧氏體不銹鋼受熱面管R/D值大于或接近2.5時(shí)，冷加工變形后應(yīng)進(jìn)行固溶熱處理，最大程度地減少內(nèi)部應(yīng)力水平。

(3)對于經(jīng)過低氮燃燒改造的鍋爐，為避免TP347HFG等奧氏體不銹鋼管蒸汽側(cè)的高溫氧化行為，還要嚴(yán)格控制金屬壁溫。