葉宇峰 胡浩中 夏 立 張 瑋,3

(1.浙江省特種設(shè)備檢驗研究院 杭州 310020)

(2.浙江工業(yè)大學(xué) 機械工程學(xué)院 杭州 310032)

(3.浙江工業(yè)大學(xué) 過程裝備及其在制造教育部工程研究中心 杭州 310032)

Cr9Mo 鋼屬于中合金熱強鋼，具有良好的耐熱、抗氧化及抗腐蝕等性能。某公司材質(zhì)為Cr9Mo 的蒸汽管道，1998 年投產(chǎn)運行，至2014 年已服役16 年多，接近其設(shè)計壽命周期。在長期的高溫服役過程中，Cr9Mo 蒸汽管道可能發(fā)生珠光體球化、合金元素在固溶體和碳化物之間再分配及碳化物相結(jié)構(gòu)改變等現(xiàn)象，從而導(dǎo)致材質(zhì)漸趨劣化甚至失效。國內(nèi)外關(guān)于Cr9Mo蒸汽管道組織性能以及剩余壽命預(yù)測的文獻較少見諸報道，因而掌握其運行狀況及組織性能，了解其剩余壽命對安全生產(chǎn)、檢修計劃安排等具有重要意義。

1 材料概況

某公司Cr9Mo 蒸汽管道主要技術(shù)參數(shù)如下：操作介質(zhì)為焦油+水蒸氣；入口和出口操作壓力分別為1.7MPa 和1.2MPa；入口和出口操作溫度分別為497℃和425℃。該蒸汽管道自1998 年服役以來，分別在1999 年、2003 年、2006 年和2012 年做過四次檢測評估。

2 材料性能測試

2.1 宏觀檢驗

該段蒸汽管道于2012 年檢修期間割下保存至今。通過宏觀檢驗發(fā)現(xiàn)管道外表面有一定程度的氧化，氧化皮厚度在0.5mm 左右，除內(nèi)表面有輕微腐蝕外，其他地方無明顯磨損、宏觀表面裂紋以及鼓泡等宏觀缺陷，測試壁厚值在10.1mm ～ 11.2mm 內(nèi)。

2.2 化學(xué)成分分析

通過多通道合金分析儀進行分析，其結(jié)果見表1，Cr9Mo 蒸汽管道化學(xué)成分均滿足ASTM A335 標(biāo)準(zhǔn)。

表1 Cr9Mo 蒸汽管道化學(xué)成分 %

2.3 硬度測試

采用自動顯微硬度計對蒸汽管道試樣徑向表面進行顯微硬度測試，測試部位如圖1 所示，測試位置沿中心線由內(nèi)壁至外壁順序檢驗，每個檢驗點間距1.5mm，起始點位于離內(nèi)壁邊緣1mm 處，加載載荷200g，加載時間10s。測試值見表2。

表2 Cr9Mo 蒸汽管道試樣硬度值

圖1 硬度測試部位示意圖

參考Cr9Mo 鋼原始標(biāo)準(zhǔn)硬度值HV175[1]，從表2可以看出，Cr9Mo 蒸汽管道硬度值在內(nèi)壁處最低，外壁處最高，且除外壁處硬度值和標(biāo)準(zhǔn)值相近外，其余硬度值較標(biāo)準(zhǔn)值偏低。硬度測試結(jié)果表明，長期高溫服役的Cr9Mo 蒸汽管道性能已下降，且越靠近內(nèi)壁性能降幅越大。

2.4 金相實驗

對Cr9Mo 蒸汽管道取6 個試樣進行金相實驗，其中球化等級3 ～ 4 級的有4 個，球化等級4 ～5 級的有1 個，球化等級5 級的1 個，說明大部分蒸汽管道呈輕度到中度球化。圖2 為靠近內(nèi)壁處100X、400X金相圖。金相組織為球化珠光體，珠光體球化現(xiàn)象較明顯，球化程度5 級完全球化[2]碳化物呈顆粒狀并開始向晶界聚集，晶粒度為7.5 ～8.0 級組織較為均勻。

2.5 常溫拉伸

在管道上間隔120°沿軸向均勻取三個樣，試樣尺寸參照GBT228-2010《金屬室溫拉伸試驗方法》標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計。使用設(shè)備為SANS 電子萬能材料試驗機，所有試驗均在室溫22℃、濕度70%環(huán)境下進行，實驗結(jié)果見表3。

表3 Cr9Mo 蒸汽管道常溫拉伸試驗結(jié)果

結(jié)果表明，常溫下的屈服強度、抗拉強度、延伸率仍然滿足ASTM 標(biāo)準(zhǔn)要求，但部分試樣的屈服強度不穩(wěn)定且較新材料下降幅度較大。

圖2 Cr9Mo 蒸汽管道金相組織

2.6 高溫拉伸

實驗在SANS 電子萬能試驗機上進行，配有SANS 電阻爐和GW900 溫度控制器，溫度精度控制在±2℃。根據(jù)蒸汽管道工作溫度425℃、最高壁溫497℃選擇三組實驗溫度分別為550℃、600℃、650℃。每組實驗三個平行試樣，試樣嚴格按照《GBT 4338-2006 金屬材料高溫拉伸試驗》標(biāo)準(zhǔn)制取，實驗數(shù)據(jù)整理后，結(jié)果見表3。

表4 Cr9Mo 管道高溫拉伸試驗結(jié)果

高溫拉伸結(jié)果表明，屈服強度基本滿足ASTM A335 標(biāo)準(zhǔn)要求，但抗拉強度和延伸率均不滿足要求，抗拉強度和延伸率相對標(biāo)準(zhǔn)中要求的最小值的最大降幅分別為19.9%、37.1%，材料高溫力學(xué)性能退化嚴重。

圖3 高溫拉伸與常溫拉伸-曲線

2.7 高溫持久蠕變試驗

試驗設(shè)備為MTS 美特斯蠕變機，試驗溫度根據(jù)蒸汽管道的工作溫度取550℃和650℃兩組溫度，均在0.3Tm(熔點)范圍內(nèi)；試驗應(yīng)力取70 ～180MPa 范圍內(nèi)，其值在常溫拉伸屈服強度80%范圍內(nèi)；每組溫度、應(yīng)力下采用三個平行試樣，獲取的斷裂時間取均值。由于管道壁厚限制以及考慮到經(jīng)過長期高溫服役管道壁厚減薄，試樣尺寸參照GB/T2039-2012《金屬材料單軸拉伸蠕變實驗方法》制取直徑為4mm 的非標(biāo)圓棒試樣，并加工配套夾頭，如圖4 所示，試驗結(jié)果見表5。

圖4 持久蠕變試樣尺寸

表5 蠕變試驗結(jié)果

3 剩余壽命預(yù)測

3.1 L-M 參數(shù)法及其修正法

L-M 參數(shù)法是目前最常用的時間-溫度參數(shù)外推法，對于Cr9Mo 材料L-M參數(shù)法中的材料常數(shù)C一般取20[3]，其誤差在10%左右，在可控范圍內(nèi)。

L-M 參數(shù)法表達式如下：

式中：

T——絕對溫度，K；

C——材料常數(shù)；

tr——斷裂時間，h；

σ——應(yīng)力，MPa；

p——熱強參數(shù)。

要正確運用表達式(1)，最重要的工作就是對參數(shù)p的擬合，一般來說參數(shù)p是應(yīng)力σ 的對數(shù)多項式：

式中：

b1,...!bn——回歸系數(shù)；

ei——剩余誤差。

以上即是Larson-Miller 參數(shù)外推法[4]，特點是在較高溫度下模擬持久爆管過程，使轉(zhuǎn)折點提早出現(xiàn)，從而克服了直線外推方法不能預(yù)測實際溫度與實驗溫度不一致情況下的壽命，并且預(yù)測的結(jié)果明顯比等溫線法準(zhǔn)確[5]。L-M 法推算剩余壽命是通過將高溫設(shè)備的操作溫度T、應(yīng)力σ 代入式(1)直接計算出剩余壽命。這種計算剩余壽命的方法是基于短時蠕變持久實驗數(shù)據(jù)，用短時實驗?zāi)M來預(yù)測長時壽命難免出現(xiàn)外推過度誤差較大的情況。

熱強參數(shù)表征的是高溫設(shè)備長期服役過程中結(jié)構(gòu)組織與性能的退化劣化對材料的影響[6]。通過研究Larson-Miller 表達式發(fā)現(xiàn)熱強參數(shù)p既是應(yīng)力σ 的函數(shù)又是溫度、服役時間的函數(shù)，因而可將熱強參數(shù)p視為一個狀態(tài)量。對此提出Larson-Miller 法的修正式：

式中：

p——總體熱強參數(shù)；

p0——當(dāng)前熱強參數(shù)；

pr——剩余熱強參數(shù)。將剩余熱強參數(shù)P 代入式(1)即可計算出剩余壽命tr。這種方法根據(jù)剩余熱強參數(shù)來計算剩余壽命，直接將當(dāng)前熱強參數(shù)與材料的損傷狀態(tài)對應(yīng)，因而更接近材料高溫服役的實際情況，可以避免原L-M 參數(shù)法外推過度甚至得出絕對安全的情況。

3.2 蒸汽管道應(yīng)力計算

在工況下服役的蒸汽管道受自重、內(nèi)壓載荷以及溫度載荷的共同作用，其中內(nèi)壓載荷起主要作用。僅考慮內(nèi)牙載荷，蒸汽管道厚度與中面曲率半徑之比小于0.1，周向應(yīng)力為三向應(yīng)力中最大值，根據(jù)中徑公式得：

式中：

σθ——管道周向應(yīng)力,MPa；

p——計算壓力,MPa；

Di——管道內(nèi)徑,mm；

δe——管道有效壁厚,mm。

根據(jù)對蒸汽管道的實際測量，管道內(nèi)徑Di在106mm ～108mm 之間，取108mm; 由于蒸汽管道進口溫度最高495℃，可取T =773K（500℃）;管道入口設(shè)計壓力大于出口設(shè)計壓力，p取1.7MPa；有效壁厚δe按最小值取9.6mm，考慮到蒸汽管道存在0.5mm 左右的氧化皮，故取9mm，由式(4)得；考慮到服役過程中存在的應(yīng)力集中、溫差應(yīng)力因素等。

3.3 剩余壽命計算

根據(jù)表5 蠕變實驗結(jié)果和式（1）進行多元線性回歸，采用L-M 三次方線性回歸得到熱強參數(shù)和應(yīng)力的關(guān)系式如下：

1）L-M 法

將計算應(yīng)力σ=16.6MPa、工作溫度T=773K 代入式(1)、式(5)，可得到蒸汽管道在工作溫度500℃、操作壓力1.7MPa 工況下的剩余壽命tr=1.58×1030h?？梢园l(fā)現(xiàn)L-M 算出的這個剩余壽命值偏于極度安全，這在實際情況中是不可能的。造成這種現(xiàn)象的原因就在于方式上。

2） L-M 修正法

該蒸汽管道自1998 年投產(chǎn)至2012 年割取部分管段以來已累計運行14 年，以工作溫度T =773K（500℃）、最大應(yīng)力σ=16.6MPa 的運行環(huán)境代入式(5)得初始熱強參數(shù)p0=20648，再聯(lián)合式(1)、式(5)得剩余壽命tr=129019h。一般L-M 法外推的時間數(shù)據(jù)是真實壽命的3 ～5 倍，按照保守估算剩余壽命tr在43000h 左右，與傳統(tǒng)的Larson-Miller 法計算出的剩余壽命結(jié)果相比，其誤差能得到大幅縮小，因而修正的L-M 法得到的剩余壽命更符合高溫設(shè)備實際服役情況。

3.4 預(yù)測結(jié)果分析

從以上剩余壽命的預(yù)測結(jié)果來看，傳統(tǒng)Larson-Miller 法沒有考慮到隨著服役時間的增長高溫設(shè)備累積的損傷已使其偏離了原有的狀態(tài)，因而繼續(xù)沿用原有狀態(tài)計算的必然導(dǎo)致結(jié)果誤差太大，甚至極度偏于安全。修正的Larson-Miller 法實現(xiàn)了用狀態(tài)參數(shù)表示損傷的目的，即用p0來代表高溫設(shè)備當(dāng)前狀態(tài)，用p來代表高溫設(shè)備全壽命總體熱強參數(shù)，從p中剔除p0得到剩余熱強參數(shù)pr，這個過程也就相當(dāng)于全壽命損傷減去已存在的損傷，計算過程更符合實際情況。API530 中關(guān)于蒸汽管道的設(shè)計壽命是以10 萬h 為準(zhǔn)，最大運行時間超過20 萬h 就不適宜繼續(xù)使用其相應(yīng)的Larson-Miller 曲線，常以20 年作為高溫構(gòu)件壽命終結(jié)的基準(zhǔn)。以每年服役時間8000h 計算，修正的L-M法預(yù)測蒸汽管道還能安全運行6 年左右，而實際上自

2012 年割管算起，同批次蒸汽管道已安全運行2 年，因而再運行一個4 年左右即一個檢修周期，也是安全的，但考慮到即將滿20 年的年限，應(yīng)加強監(jiān)測。

4 結(jié)論

1）Cr9Mo 蒸汽管道經(jīng)過高溫長期服役總體情況較好，未發(fā)現(xiàn)明顯減薄、蠕脹現(xiàn)象，其化學(xué)成分仍然符合標(biāo)準(zhǔn)要求。

2）硬度測試結(jié)果表明，除外壁處硬度值和標(biāo)準(zhǔn)值相近外，其余部分硬度值較標(biāo)準(zhǔn)值偏低，且越靠近內(nèi)壁硬度降幅越大，長期高溫服役的Cr9Mo 蒸汽管道性能已下降。

3）金相實驗表明該管道已發(fā)生珠光體球化現(xiàn)象，大部分區(qū)域為輕中度球化，局部區(qū)域為完全球化，這些區(qū)域主要靠近管道內(nèi)壁。

4）該管道靠近內(nèi)壁處為材質(zhì)劣化、性能退化最嚴重區(qū)域。

5）該管道常溫拉伸力學(xué)性能符合標(biāo)準(zhǔn)要求，但高溫拉伸力學(xué)性能不符合標(biāo)準(zhǔn)要求，隨著溫度上升幅度越大性能下降越快，因而服役過程中應(yīng)避免超溫運行。

6）根據(jù)蠕變持久強度實驗，運用L-M 法以及在此基礎(chǔ)上修正的L-M 法對管道壽命進行預(yù)測，L-M法得出的剩余壽命偏于安全，修正的L-M 法得出的剩余壽命為43000h 左右，即6 年左右，對于已安全運行2 年服役時間快接近設(shè)計壽命的蒸汽管道，應(yīng)加強監(jiān)測。

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