摘 要:某化工廠燃油鍋爐低溫過熱器管發(fā)生開裂,采用宏觀觀察、化學(xué)成分分析、金相檢驗(yàn)、掃 描電鏡分析、力學(xué)性能測試等方法分析了開裂原因。結(jié)果表明:低溫過熱器管開裂的原因是管壁材 料珠光體球化嚴(yán)重,使管壁迎火面的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度下降,管壁的耐熱性能下降,從而導(dǎo)致低 溫過熱器管發(fā)生開裂。
關(guān)鍵詞:低溫過熱器管;開裂;12Cr1MoV鋼;珠光體球化
中圖分類號(hào):TB31;TG115.2 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A 文章編號(hào):1001-4012(2023)06-0015-04
過熱器為工廠鍋爐的重要組成部件,在運(yùn)行過 程中承受著高溫、高壓和介質(zhì)腐蝕的作用,過熱器管 的品質(zhì)關(guān)系到整個(gè)鍋爐的安全運(yùn)行。過熱器管失效 十分常見,主要的原因?yàn)槎虝r(shí)或長時(shí)超溫、應(yīng)力腐 蝕、材料老化等。
12Cr1MoV鋼是一種低合金高強(qiáng)度鋼,具有較 好的持久塑性和抗氧化性能,一直是高溫、高壓管道 和受熱面管等承壓部件的首選材料,被廣泛應(yīng)用于 管壁溫度為550℃的高溫、高壓鍋爐過熱器管和蒸 汽管中。12Cr1MoV鋼制承壓部件長期在高溫、高 壓及交變應(yīng)力工況下運(yùn)行,材料容易發(fā)生珠光體球 化、固溶體合金元素貧化及碳化物聚集等問題[1-3], 并使管道的抗拉強(qiáng)度、硬度等逐漸下降,給設(shè)備的安 全穩(wěn)定運(yùn)行造成隱患[4]。
某化工廠公用工程車間的鍋爐(型號(hào)為BA-34) 低溫過熱器管發(fā)生爆管。該鍋爐于1986年7月正 式投入運(yùn)行,于2021年7月檢修中發(fā)現(xiàn)一級(jí)過熱器 管開裂,且該過熱器管于2016年發(fā)生過爆管。筆者 采用一系列理化檢驗(yàn)方法對低溫過熱器管的爆管原 因進(jìn)行分析,并根據(jù)分析結(jié)果提出相關(guān)建議,以避免 該類事故再次發(fā)生。
1 理化檢驗(yàn)
1.1 宏觀觀察
兩根爐管管壁壁厚的測量結(jié)果如表1所示, 從表1可以看出,3處軸向裂紋處壁厚減薄嚴(yán)重, 尤其 是 2# 管 堆 焊 處 軸 向 裂 紋 處 壁 厚 減 薄 了 38.5%。1# 管軸向裂紋外側(cè)長度約為76mm,內(nèi) 側(cè)長度約為67mm,最大開口寬度約為2.4 mm (見圖1)。2# 管堆焊處有長條狀裂紋,外側(cè)裂紋 長度約為81mm,內(nèi)側(cè)裂紋長度約為37mm(見圖 2),2# 管的軸向長裂紋由多條短裂紋組成,從外側(cè)裂紋可以看到有多個(gè)起裂源,外側(cè)裂紋長度約為 107mm,內(nèi)側(cè)裂紋長度約為93mm(見圖3)。根 據(jù)裂紋長度推斷,裂紋由外壁向內(nèi)壁擴(kuò)展,且3條 裂紋都出現(xiàn)在迎火面。
1.2 化學(xué)成分分析
在管道上取樣后,利用直讀光譜儀對試樣進(jìn)行 化學(xué)成分分析,結(jié)果如表2所示,可以看出結(jié)果符合 GB/T5310—2017《高 壓 鍋 爐 用 無 縫 鋼 管 》對12Cr1MoV鋼的要求。
1.3 金相檢驗(yàn)
在過熱器管上遠(yuǎn)離裂紋部位取樣,并將試樣置 于光學(xué)顯微鏡下觀察,結(jié)果如圖4所示。由圖4可 知:遠(yuǎn)離裂紋處的過熱器管顯微組織為珠光體和鐵 素體,片狀珠光體區(qū)域內(nèi)的碳化物已顯著分散,碳化 物呈球狀,但仍保持原有的區(qū)域形態(tài),根據(jù) DL/T 773—2001《火電廠用 12Cr1MoV 鋼球化評級(jí)標(biāo) 準(zhǔn)》,該組織屬于中度球化(3級(jí))。
對過熱器管裂紋附近進(jìn)行取樣,并將其置于光 學(xué)顯微鏡下觀察,結(jié)果如圖5所示。圖5a)和圖5b) 中1# 管軸向裂紋和2# 管堆焊處軸向裂紋附近顯微 組織中僅有極少量的珠光體,大部分碳化物已分布 在鐵素體晶界上,為完全球化(4級(jí));圖5c)中2# 管軸 向長裂紋附近顯微組織的珠光體已經(jīng)完全消失,碳化 物粒子在晶界區(qū)域呈鏈狀分布,為嚴(yán)重球化(5級(jí))。
1.4 掃描電鏡(SEM)分析
為了進(jìn)一步分析低溫過熱器管裂紋產(chǎn)生的原 因,采用掃描電鏡分別對1# 管軸向裂紋和2# 管堆 焊處軸向裂紋的兩個(gè)斷口進(jìn)行分析,結(jié)果如圖6所 示,由圖6可知:斷口表面覆蓋著大量氧化物,表面 有較多微小孔洞,微小孔洞內(nèi)部含有顆粒狀?yuàn)A雜物。 圖7為2# 管堆焊處軸向裂紋斷口SEM 形貌,由圖 7可以看出,堆焊處以解理斷裂為主,且存在大量密 集的孔洞,這是高溫蠕變的典型特征。斷口附近的 碳化物已經(jīng)出現(xiàn)聚集和蠕變孔洞,局部區(qū)域的蠕變 孔洞已經(jīng)連成串,形成微裂紋。
1.5 力學(xué)性能測試
對低溫過熱器管進(jìn)行室溫和高溫力學(xué)性能測 試,在迎火面和背火面處分別取樣,試樣厚度為 3mm,拉伸試樣夾持端長度為25mm(便于安裝)。 按照GB/T228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1 部分:室溫試驗(yàn)方法》制備拉伸試樣,利用萬能液壓 試驗(yàn)機(jī)對試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn),結(jié)果如圖8,9所示,圖 8中3條虛線分別代表12Cr1MoV 鋼的抗拉強(qiáng)度、 屈服強(qiáng)度和斷后伸長率的標(biāo)準(zhǔn)值。由圖8,9可知: 在室溫條件下,低溫過熱器管迎火面的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度略低于12Cr1MoV 鋼的標(biāo)準(zhǔn)值,背火面的 抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度都符合要求,迎火面和背火面 拉伸試樣的斷后伸長率也都符合要求;在高溫條件 下,隨著溫度的升高,低溫過熱器管的抗拉強(qiáng)度和屈 服強(qiáng)度都逐漸降低,且迎火面的力學(xué)性能低于背火 面的力學(xué)性能,這也是4條裂紋都產(chǎn)生在迎火面的 原因。
對室溫 拉 伸 試 樣 的 斷 口 進(jìn) 行 分 析,斷 口 的 SEM 形貌如圖10所示,可以發(fā)現(xiàn)迎火面和背火面 的斷口都存在尺寸小且深度淺的韌窩,呈韌性斷 裂特征。
1.6 硬度測試
根據(jù)GB/T4340.1—2009《金屬材料 維氏硬度試驗(yàn) 第1部分:試驗(yàn)方法》,用顯微硬度計(jì)對3處裂 紋區(qū)域、正常迎火面及背火面進(jìn)行硬度測試,停留時(shí) 間為15s,測試結(jié)果如表3所示?？梢钥闯?正常迎 火面 的 平 均 硬 度 小 于 正 常 背 火 面,且 都 符 合 12Cr1MoV鋼的標(biāo)準(zhǔn)硬度(135~195HV)。
2 結(jié)論與建議
(1)低溫過熱器管開裂的原因是管壁材料的珠光體球化嚴(yán)重,導(dǎo)致管壁迎火面的抗拉強(qiáng)度和屈服 強(qiáng)度下降,管壁的耐熱性能降低。
(2)裂紋以外區(qū)域的顯微組織正常,球化級(jí)別 較低,4處裂紋都產(chǎn)生了不同程度的珠光體球化,其 中球化等級(jí)最高達(dá)到5級(jí),處于完全球化狀態(tài)。
(3)低溫過熱器管迎火面的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng) 度較背火面的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度分別下降了 23.16%和30.31%,在高溫條件下,其力學(xué)性能下降 得更為明顯。
根據(jù)以上結(jié)論,給出以下建議。
(1)嚴(yán)格運(yùn)行管理,以防止由人員操作不當(dāng)引 起的表面過熱。
(2)應(yīng)用新材料、新技術(shù)、新工藝,對過熱器管 易磨損部位進(jìn)行刷涂處理等工藝,消除應(yīng)力集中,增 加設(shè)備的修復(fù)強(qiáng)度。
(3)對壓力部件的焊接接頭進(jìn)行檢查,加強(qiáng)對 壁溫和煙溫等測量點(diǎn)的維護(hù),加強(qiáng)對管材的質(zhì)量檢查,以便盡早發(fā)現(xiàn)管材的腐蝕隱患。
(4)采用爐管壽命管理系統(tǒng),記錄爐管溫度,評 估爐管的剩余壽命,避免其超溫運(yùn)行。
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<文章來源>材料與測試網(wǎng)>期刊論文>理化檢驗(yàn)－物理分冊>59卷>6期(pp:15-18)>