摘 要:采用金相检验、力学性能测试及高温蠕变持久试验等方法,对某电站主蒸汽管道 12Cr1MoV钢管的显微组织和力学性能进行了研究。结果表明:长期高温服役后,12Cr1MoV钢管 道组织中出现5级珠光体球化,晶内碳化物析出明显,蒸汽管道内壁、中间、外壁组织的球化程度、 晶粒度等级均一致,管道的力学性能下降明显;估算管道的剩余寿命约为4.45a。

关键词:主蒸汽管道;12Cr1MoV钢;高温蠕变;剩余寿命

中图分类号:TB31 文献标志码:A 文章编号:1001-4012(2023)01-0013-03

12Cr1MoV钢的生产工艺成熟,各项力学性能 指标稳定,价格较低,具有良好的焊接性能、抗氧化 性能和组织热稳定性,是制造高温、高压管道和受热 面管等承压部件的首选材料[1-5]。12Cr1MoV 钢正 常供货状态一般为正火+回火,正常组织为铁素体 +珠光体或铁素体+贝氏体。在500~580℃的服 役温度下长期运行,12Cr1MoV 钢组织中的珠光体 会发生球化现象,使材料逐渐劣化,甚至失效。在长 期高温服役的过程中,该材料不可避免地会发生劣 化,影响电站锅炉等高温承压设备的安全、可靠运 行。目前,相关研究大多集中在炉管的开裂原因分 析、蠕变性能研究和剩余寿命评估等方面[6-8],而对 材料在长期高温服役后的组织转变,以及该转变对 管道材料力学性能和剩余寿命影响的研究较少。笔 者对长期高温服役后电站主蒸汽管道的显微组织进 行分析,并研究了管道的显微组织、力学性能与炉管 剩余寿命的关系,为预防管道出现劣化提供理论依 据。

1 试验材料与方法

试验材料取自某公司电站主蒸汽管道的一段, 该管道在定期检验过程中发现材料珠光体球化严 重,现场金相检验发现材料的珠光体球化级别达到 5级,该 管 道 参 数 为:管 径 为 175 mm,壁 厚 为 22mm,材 料 为 12Cr1MoV 钢,设 计 温 度 为557.75℃,设 计 压 力 为 11.5 MPa,服 役 温 度 为 540℃,服役压力为10.5MPa,累计运行18a。对 割管材料进行取样,并分别进行金相检验、力学性能 测试和高温蠕变持久试验。

分别在蒸汽管道母材、焊缝附近位置取金相检验 试样,取样位置如图1所示。对所取试样进行打磨、 抛光后,用4%(体积分数)硝酸乙醇熔液进行腐蚀, 利用光学显微镜分别观察管道外壁、中间层、内壁、焊缝区域的显微组织。在管道母材的纵向取样,用 Instron8801型万能疲劳试验机对试样进行室温 (20.1℃)和高温(540℃)拉伸试验,每组试验取2个 试样。在管道母材的纵向取样,用高温蠕变持久试验 机测试试样的高温蠕变持久强度,测试应力为120~ 220MPa,测试温度为520~580℃,温度间隔为20℃。

2 试验结果与分析

2.1 金相检验

主蒸汽管道的显微组织形貌如图2所示,根据 DLT773—2016《火电厂用12Cr1MoV钢球化评级 标准》和GB/T6394—2017《金属平均晶粒度测定 方法》,对主蒸汽管道的珠光体球化等级和晶粒度进 行评级。发现该蒸汽管道已经严重球化,球化等级 为5级,晶粒度等级为6.5级,显微组织为铁素体+ 球化体;该蒸汽管道内壁、中间层、外壁组织的球化 程度、晶粒度等级均一致。

2.2 拉伸试验

室温拉伸试验结果如表1所示,可知在室温环 境下,该管道母材的屈服强度为266~348MPa,抗 拉强度为476~563MPa,断后伸长率为31.5%~ 32.5%,满足 GB/T5310—2017 《高压锅炉用无缝 钢管》的规定,但屈服强度较低且接近标准规定下 限,说 明 球 化 对 材 料 的 室 温 力 学 性 能 有 较 大 影响[9-11]。

高温拉伸试验结果如表2所示,可知在高温 环境下,管道的屈服强度为196~201 MPa,抗拉 强度为265~280 MPa,断后伸长率为28.5%~ 37.0%,满足 GB/T5310—2017的规定,但屈服强 度较低且接近标准规定下限,说明球化对材料的 高温力学性能有较大影响,原因是球化珠光体导 致材料的屈服强度降低,在热力学驱动力的作用 下,球化珠光体的片层间距增大,晶粒尺寸变大, 晶界总长度减小,晶界强化作用减弱;碳化物的析 出导致固溶强化效果减弱,不断聚集长大的碳化 物引起局部应力集中,最终导致材料的高温抗拉 强度、屈服强度降低[11-13]。

3 管道剩余寿命计算

蒸汽管道直管段的内压应力(σeq)和环向应力 (σθ)的计算方法分别如式(1)~(2)所示。

式中:p 为管道运行压力;D0 为蒸汽管道外径;Y 为 温度对壁厚的修正系数(Y=0.7);S 为蒸汽管道壁 厚;α为附加壁厚(α=2mm)。

蒸汽管道计算应力取蒸汽管道内压应力和环向 应力的最大值,因此蒸汽管道计算应力取σθ。在预 测剩余寿命时,考虑到蒸汽管道运行的波动变化以 及管道厚度不均匀等因素,管道的计算应力必须给 定一个合适的安全系数(2.0),因此,该蒸汽管道的 计算应力为82.2MPa。

根据高温持久强度性能测试数据分析,采用LM 参数[p(σ)]方程建立寿命评估模型,计算该蒸汽 管道的剩余寿命,该方法是已普遍应用且相对可靠 的剩余寿命评估方法。12Cr1MoV 钢的 L-M 参数 方程如式(3)所示。

式中:T 为试验温度;C 为L-M 常数(C=22);tr 为 断裂时间。

表3为不同试验应力(σ)下主蒸汽管道的断裂 时间,通过试验应力-试验温度-断裂时间之间的关 系得到p(σ)-σ拟合曲线(见图3)。

图 3 中 4 个方框数据点呈线性关系,说明12Cr1MoV钢材料的高温性能比较稳定;圆点为计 算应力(82.2MPa)下拟合线中对应的数据点,该点 对应的p(σ)=21619.0。将p(σ)=21619.0,T= 813K(蒸汽管道的工作温度)代入式(3),可得tr= 39051h,约为4.45a。

4 结论与建议

4.1 结论

(1)长期高温服役后,该蒸汽管道材料组织已 发生严重球化,球化等级为5级,组织为铁素体+碳 化物,蒸汽管道内壁、中间层、外壁组织的球化程度、 晶粒度等级均一致。

(2)该蒸汽管道室温、高温力学性能均符合标 准规定,但是室温、高温屈服强度均较低,且接近标 准规定下限值,原因是晶粒尺寸变大,晶界总长度减 小,晶界强化作用减弱,碳化物的析出导致固溶强化 效果减弱,最终导致材料的高温抗拉强度、高温屈服 强度大幅降低。

(3)在工作压力为 10.5 MPa(计 算 应 力 为 82.2MPa),工作温度为540℃的条件下,该蒸汽管 道的剩余寿命约为4.45a。

4.2 建议

建议该蒸汽管道在4a内进行更换,在运行期间, 加强日常检查工作,以避免该蒸汽管道与其他管线碰 撞,产生额外应力;严格控制工作温度和工作压力,对 该蒸汽管道进行蠕变状态监测、金相检验跟踪等工作。

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