12Cr1MoV鋼受熱面管的剩余壽命研究

王 崢, 王延峰, 張作貴

(上海發(fā)電設備成套設計研究院有限責任公司,上海 200240)

12Cr1MoV鋼是國內電站鍋爐等高溫部件廣泛采用的鋼種,具有較高的持久強度、持久塑性以及良好的抗氧化性能,生產工藝簡單,焊接性能較好,主要用于制造蒸汽溫度不超過540 ℃的集箱、蒸汽管道以及金屬壁溫不超過580 ℃的過熱器、再熱器和部分鑄鍛件[1-4]。

雖然12Cr1MoV鋼有良好的抗氧化性能和持久性能,但當它作為鍋爐受熱面材料時,常常處于條件復雜的工作環(huán)境中。在溫度和應力的復合作用下,12Cr1MoV鋼的熱強性能和力學性能隨著珠光體球化程度和固溶體中合金元素貧化程度的加大而逐漸降低,以致材質漸趨劣化甚至失效[5],致使鍋爐受熱面管出現(xiàn)故障,影響機組安全運行,甚至會造成人員傷亡,所以為了保障機組安全運行,盡量避免設備的損壞和人身傷亡,有必要對受熱面管進行全面的狀態(tài)評估與壽命評估,以充分地利用高溫爐管的剩余壽命。

受熱面管長期使用后失效的最主要原因是蠕變損傷,同時氧化腐蝕等因素也起著非常重要的加速作用[6]。氧化腐蝕包括高溫煙氣腐蝕及高溫蒸汽氧化腐蝕,但有文獻經過計算驗證,表明煙氣腐蝕產物對管道外壁的影響并不大,而管道內壁的氧化層則會對管道的失效產生很大的影響[7],故筆者在對12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管進行壽命預測時,以蠕變損傷為主要失效模型,同時考慮高溫氧化腐蝕因素的影響。通過對已運行10萬h的某機組12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管進行理化檢驗,對比不同方法下預測此管剩余壽命的準確性。

1 試驗材料

本文研究的材料為國內某機組的高溫過熱器受熱面管,在其進口段和出口段各截取一段樣管。其受熱面管材質為12Cr1MoV鋼,外徑為42 mm,壁厚為5 mm,在蒸汽參數(shù)為450～500 ℃、8.85～9 MPa下累積運行時間已超過10萬h。

2 理化檢驗

2.1 化學成分

采用火花源原子發(fā)射光譜儀對取樣樣管進行化學成分分析,從表1可以看出,各元素含量均滿足GB/T 5310—2017《高壓鍋爐用無縫鋼管》對12Cr1MoV鋼的要求。

表1 受熱面鋼管化學成分分析結果

2.2 顯微組織分析及球化評級

采用Zeiss AXIOVERT 200MAT型光學顯微鏡對進口段管及出口段管截取的金相試樣開展金相組織分析,結果如圖1和圖2所示。可以看出,無論是進口段管還是出口段管,其組織均為鐵素體+貝氏體。而2段樣管原貝氏體區(qū)域的碳化物均已出現(xiàn)不同程度的分散和球化,某些晶界上已出現(xiàn)碳化物的聚集且成鏈狀分布,但貝氏體形態(tài)仍存在,未見任何蠕變空洞。通過與DL/T 773—2016《火電廠用12CrlMoV鋼球化評級標準》中12Cr1MoV鋼球化圖譜比較,可判定進口段管向火面球化等級為3級,出口段管的球化等級為2級。

(a) 100倍

(a) 100倍

2.3 拉伸性能

利用SHT-5106型微機控制電液伺服萬能試驗機對12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管進行拉伸試驗,結果見表2和表3。

表2 室溫拉伸性能

表3 高溫拉伸性能

從室溫拉伸試驗結果可以看出,服役10萬h后,此受熱面材料的屈服強度、抗拉強度及伸長率仍然滿足GB/T 5310—2017要求,DL/T 773—2016中給出了鐵素體+貝氏體組織各個球化級別對應的力學性能,經過對比可以看出,此受熱面材料的球化等級在2～3級。高溫拉伸試驗結果亦滿足GB/T 5310—2017要求。

2.4 硬度試驗

沿橫向截取管段,并對加工出來的全橫截面環(huán)形試樣在XHB-3000Z/CCD型布氏硬度計上進行硬度試驗,5個測點延順時針方向依次均布,結果見表4。DL/T 438—2016《火力發(fā)電廠金屬技術監(jiān)督規(guī)程》中規(guī)定12Cr1MoVG材料布氏硬度范圍為135～195,可見該鋼管的硬度仍能滿足要求。

表4 布氏硬度檢測結果

2.5 高溫蒸汽氧化層厚度的測量

利用TESCAN VEGA 3 XMU掃描電子顯微鏡觀察受熱面管內壁的氧化層形貌,從左到右取7個測點,對其厚度進行測量,結果見圖3和表5。

(a) 進口段管受熱面

表5 氧化層厚度測量結果

3 壽命評估

此高溫過熱器受熱面鋼管已累計運行10萬h,由于進口段管向火面是高溫氧化最嚴重的部位,故將此部位作為剩余壽命評估的對象。

3.1 氧化層厚度的計算

12Cr1MoV鋼在高溫氧化過程中的反應動力學曲線為拋物線[8],為了得到12Cr1MoV鋼的氧化動力學曲線,在樣管上截取若干個15 mm×10 mm×3 mm的小試樣,在自制的高溫蒸汽氧化試驗臺上進行常壓下的高溫蒸汽氧化試驗。試驗溫度為500 ℃,每隔一段時間取出3個樣品進行稱重,得到樣品增重與氧化時間的關系,如圖4所示,通過擬合得到W=0.464 6t0.535,其中W為單位面積上O的增重,t為時間。一般氧化產物的內層為黑灰色的Fe3O4,外層為紅褐色的Fe2O3,若氧含量不高,則氧化產物均為Fe3O4。假設氧化物為Fe3O4(氧化層的顏色為黑灰色,推測其氧化產物為Fe3O4),可計算出單位面積上Fe3O4的重量為3.625W,單位面積上的重量可視為厚度h與1 cm2構成的體積內的重量,即

圖4 樣品增重與氧化時間的關系

3.625W=hρ=5.18h

(1)

h=6.998W

(2)

式中:ρ為Fe3O4的密度,kg/m3。

根據(jù)式(2),隨著運行時間的增加,氧化層厚度h為:

h=6.998×0.464 6t0.535=3.25t0.535

(3)

根據(jù)式(3),當此12Cr1MoV鋼受熱面管運行10萬h時,其氧化層的厚度為219.97 μm,這與掃描電子顯微鏡測得的進口段管向火面氧化層平均厚度(220.88 μm)基本吻合。

3.2 金屬壁溫計算

鋼管的溫度隨著氧化層厚度的增長而發(fā)生變化,故在受熱面鋼管的剩余壽命評估中,管壁的運行溫度可用管壁的最高運行溫度表示。

根據(jù)DL/T 654—2009《火電機組壽命評估技術導則》,可用下式進行12Cr1MoV鋼制管子金屬溫度的估算:

(4)

式中:x為向火側內壁氧化層厚度,mil;T1為蘭氏溫度,°R。

將式(3)代入式(4),可將管子金屬壁溫的公式寫為:

(5)

式中:T為管子金屬壁溫,℃。

3.3 應力計算

實際運行中的應力評定同樣要考慮壁厚的變化。鋼管的應力會隨著氧化層厚度的增長而發(fā)生變化,故在受熱面鋼管的剩余壽命評估中,應力可用最高應力值表示。根據(jù)DL/T 654—2009標準,利用下式計算內壓管道環(huán)向應力σθ:

(6)

式中:p為鋼管正常運行時管內蒸汽的壓力,MPa;D為管子外徑,mm;S為管子最小壁厚,mm。

隨著氧化層的生長,壁厚不斷減小,故將式(3)代入式(6),蒸汽壓力為8.85～9 MPa,取其平均值p=8.925 MPa進行計算,管子外徑取D=42 mm,原始壁厚取S0=5 mm,鋼管環(huán)向應力σθ為:

(7)

3.4 剩余壽命估算

3.4.1 持久應力法

以Larson-Miller模型為基礎,建立12Cr1MoV鋼受熱面管的剩余壽命評估模型。為了快速評估此12Cr1MoV鋼受熱面管的剩余壽命,故未進行持久性能測試。利用NIMS數(shù)據(jù)庫中原始態(tài)12Cr1MoV鋼小管的高溫蠕變持久強度數(shù)據(jù),建立L-M參數(shù)的模型,結果如圖5所示。圖5中主曲線公式為:

圖5 NIMS數(shù)據(jù)庫中12Cr1MoV鋼小管持久斷裂數(shù)據(jù)的L-M參數(shù)法處理結果

P=10-3×(T+273.15)×(20.566 7+lgtr)=

26.621 3-2.394 8lgσ-0.400 12lg2σ

(8)

式中:P為參數(shù);tr為剩余壽命,h;σ為應力,MPa。

工程上為保證評估的安全性,需要對應力乘以一定的安全系數(shù)n(n≥1),在高于實際服役應力的情況下進行評估才能得到較為保守的結果。表6給出了此機組運行10萬h后,高溫過熱器受熱面12Cr1MoV鋼管在不同n下的蠕變剩余壽命。n=1時,管子的剩余壽命超過24萬h;n=1.25時,剩余壽命接近9萬h;而n=1.5時,剩余壽命已不足4萬h。可見,安全系數(shù)取值不同會對評估結果產生較大的影響。

表6 該評估管在不同應力安全系數(shù)下的蠕變剩余壽命

我國管道強度設計中一般采用1.5倍的應力安全系數(shù),若壽命評估采用此安全系數(shù),則將式(5)和乘以1.5倍應力安全系數(shù)的式(7)代入式(8),得到運行時間與剩余壽命的關系式:

(9)

將鍋爐運行時間代入式(9),即可計算出受熱面管的剩余壽命tr。

3.4.2 損傷累積法

目前,我國電力行業(yè)標準普遍采用持久應力法(取安全系數(shù)的形式)對火電機組高溫部件進行剩余壽命評估。在建立好L-M參數(shù)模型的基礎上,也可使用損傷累積法,運用Robinson法則進行壽命評估,具體步驟如下:

(1) 根據(jù)試驗測得的12Cr1MoV鋼服役時間與氧化層厚度的關系式,計算出氧化層的厚度及壁厚,并假定未來的氧化層生長情況仍符合此關系式。

(2) 將機組未來運行時間劃分成若干個等間隔時間段Δti(i=1,2,…),如Δti=1 000 h或5 000 h。

(3) 計算每個時間段Δti內的服役應力σθi及服役溫度Ti。

(4) 將σθi和Ti代入式(8),計算出持久斷裂時間tri,然后求出Δti內的損傷量di=Δti/tri。

(5) 依次將每個時間段內的損傷量線性疊加,直至累積損傷量大于或等于預先設定的壽期末損傷值d(d≤1),假定剛好是在第m個時間段,有

(10)

那么管子的剩余壽命tr為:

tr=(m-1)Δti

(11)

針對12Cr1MoV鋼受熱面管,原始壁厚取名義壁厚,服役時間取10萬h,未來運行等間隔時間段取1 000 h,按照上面的步驟開展迭代計算,得到損傷發(fā)展與運行壽命的關系,如圖6所示。累積損傷量d達到1時預示著壽命完全結束,部件立即發(fā)生失效,這在工程上是絕不允許的。因此,需要留有一定的壽命余量,常取d=0.8或0.67,相當于1.25倍或1.5倍安全系數(shù)。不同累積損傷安全系數(shù)下的剩余壽命評估結果見表7。如果取n=1,則管子的剩余壽命還有8.1萬h;n=1.25時,剩余壽命為7.2萬h;而n=1.5時,剩余壽命依然有6.5萬h,這與持久應力法的結果差別較大。

圖6 12Cr1MoV鋼受熱面管將來運行時間與累積損傷量的關系

表7 該評估管在不同累積損傷安全系數(shù)下的蠕變剩余壽命

4 分 析

對比表6和表7可以看出,累積損傷法得出的蠕變剩余壽命對安全系數(shù)的敏感度相比持久應力法要小得多。當n從1增大至1.5時,累積損傷法的評估結果僅變化20%左右,而持久應力法的結果卻表現(xiàn)出數(shù)量級的變化。對于累積損傷法,不同安全系數(shù)下,壽命的損耗路徑,無論是起點還是方向,都是一樣的,只是路徑終點有所不同。由于蠕變曲線呈現(xiàn)三階段特征,且在低應力條件下,蠕變壽命大部分都消耗在了第二階段,而此階段的蠕變損傷其實是比較小的,較大的損傷只會出現(xiàn)在接近壽命末期的加速第三階段。因此,如果不同安全系數(shù)所決定的損耗終點都位于第三階段時,那么評估出的壽命結果將不會有較大的差異,因為它們之前都經歷了一段壽命占比很大的第二階段。然而,對于持久應力法,不同的安全系數(shù)即意味著不同的評定應力,壽命損耗路徑的起點和方向完全不一樣,因而評估出的結果會有較大的差別。

一般而言,持久應力法因沒有考慮到損傷的發(fā)展,若未取安全系數(shù)進行修正,容易得到過于樂觀的結果,給機組運行的安全性帶來隱患;而如果安全系數(shù)取得過大,會降低設備的可用率,機組運行經濟性不高。相比持久應力法,損傷累積法科學性更強,評估結果也更可靠些,因為該方法考慮到機組未來運行時服役溫度和應力條件的變化以及損傷的不斷發(fā)展;用L-M參數(shù)模型進行蠕變持久斷裂時間的計算,綜合考慮了溫度和應力與蠕變持久斷裂時間之間的關系;并且該方法對安全系數(shù)也不敏感。但損傷累積法的準確性還需進一步的試驗驗證。

5 結 論

(1) 經過10萬h的運行,此機組12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管的組織和性能已出現(xiàn)老化和劣化。綜合金相組織、室溫拉伸以及布氏硬度試驗結果來評判,12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管的蠕變損傷應為3級。

(2) 利用NIMS數(shù)據(jù)庫中原始態(tài)12Cr1MoV鋼小管的高溫蠕變持久強度數(shù)據(jù)建立L-M參數(shù)模型,分別采用持久應力法和損傷累積法對此機組12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管進行剩余壽命評估,損傷累積法的評估結果更能準確地反映材料的實際壽命。結合材料組織老化分析結果,綜合評估此機組12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管的剩余壽命約為6.5萬h。