長期高溫服役電站主蒸汽管道的剩余壽命評估

陳興陽,周 陽,宋俊俊,王鋒淮,謝浩平,馬琳琳

(1.浙江省特種設備科學研究院,杭州 310020；2.浙江省特種設備安全檢測技術研究重點實驗室，杭州 310020)

12Cr1MoV鋼的生產工藝成熟，各項力學性能指標穩定，價格較低，具有良好的焊接性能、抗氧化性能和組織熱穩定性，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生球化現象，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現材料珠光體球化嚴重，現場金相檢驗發現材料的珠光體球化級別達到5級，該管道參數為：管徑為175 mm，壁厚為22 mm，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10.5 MPa，累計運行18 a。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)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、焊縫區域的顯微組織。在管道母材的縱向取樣，用Instron 8801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120～220 MPa，測試溫度為520～580 ℃，溫度間隔為20 ℃。

圖1 金相檢驗試樣取樣位置示意

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DLT 773—2016 《火電廠用12Cr1MoV鋼球化評級標準》和GB/T 6394—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。發現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。

圖2 主蒸汽管道的顯微組織形貌

2.2 拉伸試驗

室溫拉伸試驗結果如表1所示，可知在室溫環境下，該管道母材的屈服強度為266～348 MPa，抗拉強度為476～563 MPa，斷后伸長率為31.5%～32.5%，滿足GB/T 5310—2017 《高壓鍋爐用無縫鋼管》的規定，但屈服強度較低且接近標準規定下限，說明球化對材料的室溫力學性能有較大影響[9-11]。

表1 室溫拉伸試驗結果

高溫拉伸試驗結果如表2所示，可知在高溫環境下，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/T 5310—2017的規定，但屈服強度較低且接近標準規定下限，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]。

表2 高溫拉伸試驗結果

3 管道剩余壽命計算

蒸汽管道直管段的內壓應力(σeq)和環向應力(σθ)的計算方法分別如式(1)～(2)所示。

(1)

(2)

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(Y=0.7)；S為蒸汽管道壁厚；α為附加壁厚(α=2 mm)。

蒸汽管道計算應力取蒸汽管道內壓應力和環向應力的最大值，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(2.0)，因此，該蒸汽管道的計算應力為82.2 MPa。

根據高溫持久強度性能測試數據分析，采用L-M參數[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參數方程如式(3)所示。

p(σ)=T(C+lgtr)

(3)

式中：T為試驗溫度；C為L-M常數(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)。

表3 不同試驗應力下主蒸汽管道的斷裂時間 h

圖3中4個方框數據點呈線性關系，說明12Cr1MoV鋼材料的高溫性能比較穩定；圓點為計算應力(82.2 MPa)下擬合線中對應的數據點，該點對應的p(σ)=21 619.0。將p(σ)=21 619.0，T=813 K(蒸汽管道的工作溫度)代入式(3)，可得tr=39 051 h，約為4.45 a。

圖3 12Cr1MoV鋼材料的p(σ)-σ擬合曲線

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定，但是室溫、高溫屈服強度均較低，且接近標準規定下限值，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82.2 MPa)，工作溫度為540 ℃的條件下，該蒸汽管道的剩余壽命約為4.45 a。

4.2 建議

建議該蒸汽管道在4 a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監測、金相檢驗跟蹤等工作。