摘 要:采用金相檢驗、力學性能測試及高溫蠕變持久試驗等方法,對某電站主蒸汽管道 12Cr1MoV鋼管的顯微組織和力學性能進行了研究。結果表明:長期高溫服役后,12Cr1MoV鋼管 道組織中出現(xiàn)5級珠光體球化,晶內碳化物析出明顯,蒸汽管道內壁、中間、外壁組織的球化程度、 晶粒度等級均一致,管道的力學性能下降明顯;估算管道的剩余壽命約為4.45a。
關鍵詞:主蒸汽管道;12Cr1MoV鋼;高溫蠕變;剩余壽命
中圖分類號:TB31 文獻標志碼:A 文章編號:1001-4012(2023)01-0013-03
12Cr1MoV鋼的生產工藝成熟,各項力學性能 指標穩(wěn)定,價格較低,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備的安全、可靠運 行。目前,相關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變,以及該轉變對 管道材料力學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 行分析,并研究了管道的顯微組織、力學性能與爐管 剩余壽命的關系,為預防管道出現(xiàn)劣化提供理論依 據。
1 試驗材料與方法
試驗材料取自某公司電站主蒸汽管道的一段, 該管道在定期檢驗過程中發(fā)現(xiàn)材料珠光體球化嚴 重,現(xiàn)場金相檢驗發(fā)現(xiàn)材料的珠光體球化級別達到 5級,該 管 道 參 數(shù) 為:管 徑 為 175 mm,壁 厚 為 22mm,材 料 為 12Cr1MoV 鋼,設 計 溫 度 為557.75℃,設 計 壓 力 為 11.5 MPa,服 役 溫 度 為 540℃,服役壓力為10.5MPa,累計運行18a。對 割管材料進行取樣,并分別進行金相檢驗、力學性能 測試和高溫蠕變持久試驗。
分別在蒸汽管道母材、焊縫附近位置取金相檢驗 試樣,取樣位置如圖1所示。對所取試樣進行打磨、 拋光后,用4%(體積分數(shù))硝酸乙醇熔液進行腐蝕, 利用光學顯微鏡分別觀察管道外壁、中間層、內壁、焊縫區(qū)域的顯微組織。在管道母材的縱向取樣,用 Instron8801型萬能疲勞試驗機對試樣進行室溫 (20.1℃)和高溫(540℃)拉伸試驗,每組試驗取2個 試樣。在管道母材的縱向取樣,用高溫蠕變持久試驗 機測試試樣的高溫蠕變持久強度,測試應力為120~ 220MPa,測試溫度為520~580℃,溫度間隔為20℃。
2 試驗結果與分析
2.1 金相檢驗
主蒸汽管道的顯微組織形貌如圖2所示,根據 DLT773—2016《火電廠用12Cr1MoV鋼球化評級 標準》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 行評級。發(fā)現(xiàn)該蒸汽管道已經嚴重球化,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
室溫拉伸試驗結果如表1所示,可知在室溫環(huán) 境下,該管道母材的屈服強度為266~348MPa,抗 拉強度為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,但屈服強度較低且接近標準規(guī)定下 限,說 明 球 化 對 材 料 的 室 溫 力 學 性 能 有 較 大 影響[9-11]。
高溫拉伸試驗結果如表2所示,可知在高溫 環(huán)境下,管道的屈服強度為196~201 MPa,抗拉 強度為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 度較低且接近標準規(guī)定下限,說明球化對材料的 高溫力學性能有較大影響,原因是球化珠光體導 致材料的屈服強度降低,在熱力學驅動力的作用 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,晶界強化作用減弱;碳化物的析 出導致固溶強化效果減弱,不斷聚集長大的碳化 物引起局部應力集中,最終導致材料的高溫抗拉 強度、屈服強度降低[11-13]。
3 管道剩余壽命計算
蒸汽管道直管段的內壓應力(σeq)和環(huán)向應力 (σθ)的計算方法分別如式(1)~(2)所示。
式中:p 為管道運行壓力;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)。
蒸汽管道計算應力取蒸汽管道內壓應力和環(huán)向 應力的最大值,因此蒸汽管道計算應力取σθ。在預 測剩余壽命時,考慮到蒸汽管道運行的波動變化以 及管道厚度不均勻等因素,管道的計算應力必須給 定一個合適的安全系數(shù)(2.0),因此,該蒸汽管道的 計算應力為82.2MPa。
根據高溫持久強度性能測試數(shù)據分析,采用LM 參數(shù)[p(σ)]方程建立壽命評估模型,計算該蒸汽 管道的剩余壽命,該方法是已普遍應用且相對可靠 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 為試驗溫度;C 為L-M 常數(shù)(C=22);tr 為 斷裂時間。
表3為不同試驗應力(σ)下主蒸汽管道的斷裂 時間,通過試驗應力-試驗溫度-斷裂時間之間的關 系得到p(σ)-σ擬合曲線(見圖3)。
圖 3 中 4 個方框數(shù)據點呈線性關系,說明12Cr1MoV鋼材料的高溫性能比較穩(wěn)定;圓點為計 算應力(82.2MPa)下擬合線中對應的數(shù)據點,該點 對應的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 結論與建議
4.1 結論
(1)長期高溫服役后,該蒸汽管道材料組織已 發(fā)生嚴重球化,球化等級為5級,組織為鐵素體+碳 化物,蒸汽管道內壁、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、高溫力學性能均符合標 準規(guī)定,但是室溫、高溫屈服強度均較低,且接近標 準規(guī)定下限值,原因是晶粒尺寸變大,晶界總長度減 小,晶界強化作用減弱,碳化物的析出導致固溶強化 效果減弱,最終導致材料的高溫抗拉強度、高溫屈服 強度大幅降低。
(3)在工作壓力為 10.5 MPa(計 算 應 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內進行更換,在運行期間, 加強日常檢查工作,以避免該蒸汽管道與其他管線碰 撞,產生額外應力;嚴格控制工作溫度和工作壓力,對 該蒸汽管道進行蠕變狀態(tài)監(jiān)測、金相檢驗跟蹤等工作。
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