摘 要:采用金相檢驗(yàn)、力學(xué)性能測試及高溫蠕變持久試驗(yàn)等方法,對某電站主蒸汽管道 12Cr1MoV鋼管的顯微組織和力學(xué)性能進(jìn)行了研究。結(jié)果表明:長期高溫服役后,12Cr1MoV鋼管 道組織中出現(xiàn)5級珠光體球化,晶內(nèi)碳化物析出明顯,蒸汽管道內(nèi)壁、中間、外壁組織的球化程度、 晶粒度等級均一致,管道的力學(xué)性能下降明顯;估算管道的剩余壽命約為4.45a。
關(guān)鍵詞:主蒸汽管道;12Cr1MoV鋼;高溫蠕變;剩余壽命
中圖分類號:TB31 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A 文章編號:1001-4012(2023)01-0013-03
12Cr1MoV鋼的生產(chǎn)工藝成熟,各項(xiàng)力學(xué)性能 指標(biāo)穩(wěn)定,價(jià)格較低,具有良好的焊接性能、抗氧化 性能和組織熱穩(wěn)定性,是制造高溫、高壓管道和受熱 面管等承壓部件的首選材料[1-5]。12Cr1MoV 鋼正 常供貨狀態(tài)一般為正火+回火,正常組織為鐵素體 +珠光體或鐵素體+貝氏體。在500~580℃的服 役溫度下長期運(yùn)行,12Cr1MoV 鋼組織中的珠光體 會發(fā)生球化現(xiàn)象,使材料逐漸劣化,甚至失效。在長 期高溫服役的過程中,該材料不可避免地會發(fā)生劣 化,影響電站鍋爐等高溫承壓設(shè)備的安全、可靠運(yùn) 行。目前,相關(guān)研究大多集中在爐管的開裂原因分 析、蠕變性能研究和剩余壽命評估等方面[6-8],而對 材料在長期高溫服役后的組織轉(zhuǎn)變,以及該轉(zhuǎn)變對 管道材料力學(xué)性能和剩余壽命影響的研究較少。筆 者對長期高溫服役后電站主蒸汽管道的顯微組織進(jìn) 行分析,并研究了管道的顯微組織、力學(xué)性能與爐管 剩余壽命的關(guān)系,為預(yù)防管道出現(xiàn)劣化提供理論依 據(jù)。
1 試驗(yàn)材料與方法
試驗(yàn)材料取自某公司電站主蒸汽管道的一段, 該管道在定期檢驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)材料珠光體球化嚴(yán) 重,現(xiàn)場金相檢驗(yàn)發(fā)現(xiàn)材料的珠光體球化級別達(dá)到 5級,該 管 道 參 數(shù) 為:管 徑 為 175 mm,壁 厚 為 22mm,材 料 為 12Cr1MoV 鋼,設(shè) 計(jì) 溫 度 為557.75℃,設(shè) 計(jì) 壓 力 為 11.5 MPa,服 役 溫 度 為 540℃,服役壓力為10.5MPa,累計(jì)運(yùn)行18a。對 割管材料進(jìn)行取樣,并分別進(jìn)行金相檢驗(yàn)、力學(xué)性能 測試和高溫蠕變持久試驗(yàn)。
分別在蒸汽管道母材、焊縫附近位置取金相檢驗(yàn) 試樣,取樣位置如圖1所示。對所取試樣進(jìn)行打磨、 拋光后,用4%(體積分?jǐn)?shù))硝酸乙醇熔液進(jìn)行腐蝕, 利用光學(xué)顯微鏡分別觀察管道外壁、中間層、內(nèi)壁、焊縫區(qū)域的顯微組織。在管道母材的縱向取樣,用 Instron8801型萬能疲勞試驗(yàn)機(jī)對試樣進(jìn)行室溫 (20.1℃)和高溫(540℃)拉伸試驗(yàn),每組試驗(yàn)取2個(gè) 試樣。在管道母材的縱向取樣,用高溫蠕變持久試驗(yàn) 機(jī)測試試樣的高溫蠕變持久強(qiáng)度,測試應(yīng)力為120~ 220MPa,測試溫度為520~580℃,溫度間隔為20℃。
2 試驗(yàn)結(jié)果與分析
2.1 金相檢驗(yàn)
主蒸汽管道的顯微組織形貌如圖2所示,根據(jù) DLT773—2016《火電廠用12Cr1MoV鋼球化評級 標(biāo)準(zhǔn)》和GB/T6394—2017《金屬平均晶粒度測定 方法》,對主蒸汽管道的珠光體球化等級和晶粒度進(jìn) 行評級。發(fā)現(xiàn)該蒸汽管道已經(jīng)嚴(yán)重球化,球化等級 為5級,晶粒度等級為6.5級,顯微組織為鐵素體+ 球化體;該蒸汽管道內(nèi)壁、中間層、外壁組織的球化 程度、晶粒度等級均一致。
2.2 拉伸試驗(yàn)
室溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表1所示,可知在室溫環(huán) 境下,該管道母材的屈服強(qiáng)度為266~348MPa,抗 拉強(qiáng)度為476~563MPa,斷后伸長率為31.5%~ 32.5%,滿足 GB/T5310—2017 《高壓鍋爐用無縫 鋼管》的規(guī)定,但屈服強(qiáng)度較低且接近標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定下 限,說 明 球 化 對 材 料 的 室 溫 力 學(xué) 性 能 有 較 大 影響[9-11]。
高溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表2所示,可知在高溫 環(huán)境下,管道的屈服強(qiáng)度為196~201 MPa,抗拉 強(qiáng)度為265~280 MPa,斷后伸長率為28.5%~ 37.0%,滿足 GB/T5310—2017的規(guī)定,但屈服強(qiáng) 度較低且接近標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定下限,說明球化對材料的 高溫力學(xué)性能有較大影響,原因是球化珠光體導(dǎo) 致材料的屈服強(qiáng)度降低,在熱力學(xué)驅(qū)動(dòng)力的作用 下,球化珠光體的片層間距增大,晶粒尺寸變大, 晶界總長度減小,晶界強(qiáng)化作用減弱;碳化物的析 出導(dǎo)致固溶強(qiáng)化效果減弱,不斷聚集長大的碳化 物引起局部應(yīng)力集中,最終導(dǎo)致材料的高溫抗拉 強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度降低[11-13]。
3 管道剩余壽命計(jì)算
蒸汽管道直管段的內(nèi)壓應(yīng)力(σeq)和環(huán)向應(yīng)力 (σθ)的計(jì)算方法分別如式(1)~(2)所示。
式中:p 為管道運(yùn)行壓力;D0 為蒸汽管道外徑;Y 為 溫度對壁厚的修正系數(shù)(Y=0.7);S 為蒸汽管道壁 厚;α為附加壁厚(α=2mm)。
蒸汽管道計(jì)算應(yīng)力取蒸汽管道內(nèi)壓應(yīng)力和環(huán)向 應(yīng)力的最大值,因此蒸汽管道計(jì)算應(yīng)力取σθ。在預(yù) 測剩余壽命時(shí),考慮到蒸汽管道運(yùn)行的波動(dòng)變化以 及管道厚度不均勻等因素,管道的計(jì)算應(yīng)力必須給 定一個(gè)合適的安全系數(shù)(2.0),因此,該蒸汽管道的 計(jì)算應(yīng)力為82.2MPa。
根據(jù)高溫持久強(qiáng)度性能測試數(shù)據(jù)分析,采用LM 參數(shù)[p(σ)]方程建立壽命評估模型,計(jì)算該蒸汽 管道的剩余壽命,該方法是已普遍應(yīng)用且相對可靠 的剩余壽命評估方法。12Cr1MoV 鋼的 L-M 參數(shù) 方程如式(3)所示。
式中:T 為試驗(yàn)溫度;C 為L-M 常數(shù)(C=22);tr 為 斷裂時(shí)間。
表3為不同試驗(yàn)應(yīng)力(σ)下主蒸汽管道的斷裂 時(shí)間,通過試驗(yàn)應(yīng)力-試驗(yàn)溫度-斷裂時(shí)間之間的關(guān) 系得到p(σ)-σ擬合曲線(見圖3)。
圖 3 中 4 個(gè)方框數(shù)據(jù)點(diǎn)呈線性關(guān)系,說明12Cr1MoV鋼材料的高溫性能比較穩(wěn)定;圓點(diǎn)為計(jì) 算應(yīng)力(82.2MPa)下擬合線中對應(yīng)的數(shù)據(jù)點(diǎn),該點(diǎn) 對應(yīng)的p(σ)=21619.0。將p(σ)=21619.0,T= 813K(蒸汽管道的工作溫度)代入式(3),可得tr= 39051h,約為4.45a。
4 結(jié)論與建議
4.1 結(jié)論
(1)長期高溫服役后,該蒸汽管道材料組織已 發(fā)生嚴(yán)重球化,球化等級為5級,組織為鐵素體+碳 化物,蒸汽管道內(nèi)壁、中間層、外壁組織的球化程度、 晶粒度等級均一致。
(2)該蒸汽管道室溫、高溫力學(xué)性能均符合標(biāo) 準(zhǔn)規(guī)定,但是室溫、高溫屈服強(qiáng)度均較低,且接近標(biāo) 準(zhǔn)規(guī)定下限值,原因是晶粒尺寸變大,晶界總長度減 小,晶界強(qiáng)化作用減弱,碳化物的析出導(dǎo)致固溶強(qiáng)化 效果減弱,最終導(dǎo)致材料的高溫抗拉強(qiáng)度、高溫屈服 強(qiáng)度大幅降低。
(3)在工作壓力為 10.5 MPa(計(jì) 算 應(yīng) 力 為 82.2MPa),工作溫度為540℃的條件下,該蒸汽管 道的剩余壽命約為4.45a。
4.2 建議
建議該蒸汽管道在4a內(nèi)進(jìn)行更換,在運(yùn)行期間, 加強(qiáng)日常檢查工作,以避免該蒸汽管道與其他管線碰 撞,產(chǎn)生額外應(yīng)力;嚴(yán)格控制工作溫度和工作壓力,對 該蒸汽管道進(jìn)行蠕變狀態(tài)監(jiān)測、金相檢驗(yàn)跟蹤等工作。
參考文獻(xiàn):
[1] 王 憲 軍,李 書 瑞,胡 因 洪.鍋 爐 及 壓 力 容 器 用 12Cr1MoVR鋼板的焊接接頭性能研究[J].壓力容 器,2016,33(10):9-15.
[2] 黎小秋,趙康文,唐囡,等.300MW 電站鍋爐后屏過 熱器爆管原因分析和對策[J].壓力容器,2012,29 (4):68-71.
[3] 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.
[4] 姜勇,鞏建鳴,葉有俊,等.基于碳化物相分析法的 12Cr1MoV過熱器管壽命無損評價(jià)[J].材料熱處理 學(xué)報(bào),2011,32(8):15-18.
[5] 谷樹超,王松,李俊,等.12Cr1MoV 鋼過熱器爆管的 顯微組織和力學(xué)性能[J].理化檢驗(yàn) (物理分冊), 2018,54(3):169-174.
[6] 王友華,魏安安,紀(jì)熙,等.制氫轉(zhuǎn)化爐爐管剩余壽命 評估[J].腐蝕與防護(hù),2012,33(4):335-337.
[7] 耿魯陽,劉建杰,鞏建鳴,等.基于修正θ投影法的爐 管用Cr25Ni35Nb鋼蠕變壽命預(yù)測[J].機(jī)械工程材 料,2011,35(12):93-96.
[8] 劉建杰,鞏建鳴,姜勇,等.采用修正θ 投影法預(yù)測 Cr25Ni35Nb爐管鋼的蠕變性能[J].機(jī)械工程材料, 2011,35(1):89-92.
[9] 宋文強(qiáng),李尚林.熱處理工藝對12Cr1MoV 鋼顯微組 織和力學(xué)性能的影響[J].理化檢驗(yàn)(物理分冊), 2017,53(2):97-100.
[10] 陳品同,張博智.焊后熱處理對12Cr1MoV 鋼管焊接 接頭組織與性能的影響[J].理化檢驗(yàn)(物理分冊), 2014,50(3):180-183.
[11] 楊宜科,董富,朱云秀,等.在蠕變-疲勞復(fù)合作用下 12Cr1MoV鋼強(qiáng)度特性的研究[J].理化檢驗(yàn)(物理分 冊),1989,25(3):13-16.
[12] 嚴(yán)偉,張國福,丘思曉,等.珠光體球化對20G拉伸力 學(xué)性能的影響[J].壓力容器,2003,20(8):10-13.
[13] 楊濱,孫文起,蔣文春,等.12Cr1MoV 鋼管在長時(shí)服 役后組織及拉伸性能的退化 [J].機(jī)械工程材料, 2019,43(7):24-27.