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(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司,上海 200240)

12Cr1MoV鋼是國(guó)內(nèi)電站鍋爐等高溫部件廣泛采用的鋼種,具有較高的持久強(qiáng)度、持久塑性以及良好的抗氧化性能,生產(chǎn)工藝簡(jiǎn)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(dāng)它作為鍋爐受熱面材料時(shí),常常處于條件復(fù)雜的工作環(huán)境中。在溫度和應(yīng)力的復(fù)合作用下,12Cr1MoV鋼的熱強(qiáng)性能和力學(xué)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(zhì)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(jī)組安全運(yùn)行,甚至?xí)斐扇藛T傷亡,所以為了保障機(jī)組安全運(yùn)行,盡量避免設(shè)備的損壞和人身傷亡,有必要對(duì)受熱面管進(jìn)行全面的狀態(tài)評(píng)估與壽命評(píng)估,以充分地利用高溫爐管的剩余壽命。

受熱面管長(zhǎng)期使用后失效的最主要原因是蠕變損傷,同時(shí)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?zé)煔飧g及高溫蒸汽氧化腐蝕,但有文獻(xiàn)經(jīng)過計(jì)算驗(yàn)證,表明煙氣腐蝕產(chǎn)物對(duì)管道外壁的影響并不大,而管道內(nèi)壁的氧化層則會(huì)對(duì)管道的失效產(chǎn)生很大的影響[7],故筆者在對(duì)12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)時(shí),以蠕變損傷為主要失效模型,同時(shí)考慮高溫氧化腐蝕因素的影響。通過對(duì)已運(yùn)行10萬(wàn)h的某機(jī)組12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管進(jìn)行理化檢驗(yàn),對(duì)比不同方法下預(yù)測(cè)此管剩余壽命的準(zhǔn)確性。

1 試驗(yàn)材料

本文研究的材料為國(guó)內(nèi)某機(jī)組的高溫過熱器受熱面管,在其進(jìn)口段和出口段各截取一段樣管。其受熱面管材質(zhì)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(yùn)行時(shí)間已超過10萬(wàn)h。

2 理化檢驗(yàn)

2.1 化學(xué)成分

采用火花源原子發(fā)射光譜儀對(duì)取樣樣管進(jìn)行化學(xué)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(wú)縫鋼管》對(duì)12Cr1MoV鋼的要求。

表1 受熱面鋼管化學(xué)成分分析結(jié)果

2.2 顯微組織分析及球化評(píng)級(jí)

采用Zeiss AXIOVERT 200MAT型光學(xué)顯微鏡對(duì)進(jìn)口段管及出口段管截取的金相試樣開展金相組織分析,結(jié)果如圖1和圖2所示。可以看出,無(wú)論是進(jìn)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(píng)級(jí)標(biāo)準(zhǔn)》中12Cr1MoV鋼球化圖譜比較,可判定進(jìn)口段管向火面球化等級(jí)為3級(jí),出口段管的球化等級(jí)為2級(jí)。

(a) 100倍

(a) 100倍

2.3 拉伸性能

利用SHT-5106型微機(jī)控制電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管進(jìn)行拉伸試驗(yàn),結(jié)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(yàn)結(jié)果可以看出,服役10萬(wàn)h后,此受熱面材料的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度及伸長(zhǎng)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(gè)球化級(jí)別對(duì)應(yīng)的力學(xué)性能,經(jīng)過對(duì)比可以看出,此受熱面材料的球化等級(jí)在2～3級(jí)。高溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果亦滿足GB/T 5310—2017要求。

2.4 硬度試驗(yàn)

沿橫向截取管段,并對(duì)加工出來的全橫截面環(huán)形試樣在XHB-3000Z/CCD型布氏硬度計(jì)上進(jìn)行硬度試驗(yàn),5個(gè)測(cè)點(diǎn)延順時(shí)針方向依次均布,結(jié)果見表4。DL/T 438—2016《火力發(fā)電廠金屬技術(shù)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(cè)結(jié)果

2.5 高溫蒸汽氧化層厚度的測(cè)量

利用TESCAN VEGA 3 XMU掃描電子顯微鏡觀察受熱面管內(nèi)壁的氧化層形貌,從左到右取7個(gè)測(cè)點(diǎn),對(duì)其厚度進(jìn)行測(cè)量,結(jié)果見圖3和表5。

(a) 進(jìn)口段管受熱面

表5 氧化層厚度測(cè)量結(jié)果

3 壽命評(píng)估

此高溫過熱器受熱面鋼管已累計(jì)運(yùn)行10萬(wàn)h,由于進(jìn)口段管向火面是高溫氧化最嚴(yán)重的部位,故將此部位作為剩余壽命評(píng)估的對(duì)象。

3.1 氧化層厚度的計(jì)算

12Cr1MoV鋼在高溫氧化過程中的反應(yīng)動(dòng)力學(xué)曲線為拋物線[8],為了得到12Cr1MoV鋼的氧化動(dòng)力學(xué)曲線,在樣管上截取若干個(gè)15 mm×10 mm×3 mm的小試樣,在自制的高溫蒸汽氧化試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行常壓下的高溫蒸汽氧化試驗(yàn)。試驗(yàn)溫度為500 ℃,每隔一段時(shí)間取出3個(gè)樣品進(jìn)行稱重,得到樣品增重與氧化時(shí)間的關(guān)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(shí)間。一般氧化產(chǎn)物的內(nèi)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(chǎn)物均為Fe3O4。假設(shè)氧化物為Fe3O4(氧化層的顏色為黑灰色,推測(cè)其氧化產(chǎn)物為Fe3O4),可計(jì)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(gòu)成的體積內(nèi)的重量,即

圖4 樣品增重與氧化時(shí)間的關(guān)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(yùn)行時(shí)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(dāng)此12Cr1MoV鋼受熱面管運(yùn)行10萬(wàn)h時(shí),其氧化層的厚度為219.97 μm,這與掃描電子顯微鏡測(cè)得的進(jìn)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(jì)算

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

根據(jù)DL/T 654—2009《火電機(jī)組壽命評(píng)估技術(shù)導(dǎo)則》,可用下式進(jìn)行12Cr1MoV鋼制管子金屬溫度的估算:

(4)

式中:x為向火側(cè)內(nèi)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(yīng)力計(jì)算

實(shí)際運(yùn)行中的應(yīng)力評(píng)定同樣要考慮壁厚的變化。鋼管的應(yīng)力會(huì)隨著氧化層厚度的增長(zhǎng)而發(fā)生變化,故在受熱面鋼管的剩余壽命評(píng)估中,應(yīng)力可用最高應(yīng)力值表示。根據(jù)DL/T 654—2009標(biāo)準(zhǔn),利用下式計(jì)算內(nèi)壓管道環(huán)向應(yīng)力σθ:

(6)

式中:p為鋼管正常運(yùn)行時(shí)管內(nèi)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(zhǎng),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(jìn)行計(jì)算,管子外徑取D=42 mm,原始壁厚取S0=5 mm,鋼管環(huán)向應(yīng)力σθ為:

(7)

3.4 剩余壽命估算

3.4.1 持久應(yīng)力法

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

圖5 NIMS數(shù)據(jù)庫(kù)中12Cr1MoV鋼小管持久斷裂數(shù)據(jù)的L-M參數(shù)法處理結(jié)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(yīng)力,MPa。

工程上為保證評(píng)估的安全性,需要對(duì)應(yīng)力乘以一定的安全系數(shù)n(n≥1),在高于實(shí)際服役應(yīng)力的情況下進(jìn)行評(píng)估才能得到較為保守的結(jié)果。表6給出了此機(jī)組運(yùn)行10萬(wàn)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(shí),管子的剩余壽命超過24萬(wàn)h;n=1.25時(shí),剩余壽命接近9萬(wàn)h;而n=1.5時(shí),剩余壽命已不足4萬(wàn)h?？梢?安全系數(shù)取值不同會(huì)對(duì)評(píng)估結(jié)果產(chǎn)生較大的影響。

表6 該評(píng)估管在不同應(yīng)力安全系數(shù)下的蠕變剩余壽命

我國(guó)管道強(qiáng)度設(shè)計(jì)中一般采用1.5倍的應(yīng)力安全系數(shù),若壽命評(píng)估采用此安全系數(shù),則將式(5)和乘以1.5倍應(yīng)力安全系數(shù)的式(7)代入式(8),得到運(yùn)行時(shí)間與剩余壽命的關(guān)系式:

(9)

將鍋爐運(yùn)行時(shí)間代入式(9),即可計(jì)算出受熱面管的剩余壽命tr。

3.4.2 損傷累積法

目前,我國(guó)電力行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)普遍采用持久應(yīng)力法(取安全系數(shù)的形式)對(duì)火電機(jī)組高溫部件進(jìn)行剩余壽命評(píng)估。在建立好L-M參數(shù)模型的基礎(chǔ)上,也可使用損傷累積法,運(yùn)用Robinson法則進(jìn)行壽命評(píng)估,具體步驟如下:

(1) 根據(jù)試驗(yàn)測(cè)得的12Cr1MoV鋼服役時(shí)間與氧化層厚度的關(guān)系式,計(jì)算出氧化層的厚度及壁厚,并假定未來的氧化層生長(zhǎng)情況仍符合此關(guān)系式。

(2) 將機(jī)組未來運(yùn)行時(shí)間劃分成若干個(gè)等間隔時(shí)間段Δti(i=1,2,…),如Δti=1 000 h或5 000 h。

(3) 計(jì)算每個(gè)時(shí)間段Δti內(nèi)的服役應(yīng)力σθi及服役溫度Ti。

(4) 將σθi和Ti代入式(8),計(jì)算出持久斷裂時(shí)間tri,然后求出Δti內(nèi)的損傷量di=Δti/tri。

(5) 依次將每個(gè)時(shí)間段內(nèi)的損傷量線性疊加,直至累積損傷量大于或等于預(yù)先設(shè)定的壽期末損傷值d(d≤1),假定剛好是在第m個(gè)時(shí)間段,有

(10)

那么管子的剩余壽命tr為:

tr=(m-1)Δti

(11)

針對(duì)12Cr1MoV鋼受熱面管,原始壁厚取名義壁厚,服役時(shí)間取10萬(wàn)h,未來運(yùn)行等間隔時(shí)間段取1 000 h,按照上面的步驟開展迭代計(jì)算,得到損傷發(fā)展與運(yùn)行壽命的關(guān)系,如圖6所示。累積損傷量d達(dá)到1時(shí)預(yù)示著壽命完全結(jié)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(dāng)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(píng)估結(jié)果見表7。如果取n=1,則管子的剩余壽命還有8.1萬(wàn)h;n=1.25時(shí),剩余壽命為7.2萬(wàn)h;而n=1.5時(shí),剩余壽命依然有6.5萬(wàn)h,這與持久應(yīng)力法的結(jié)果差別較大。

圖6 12Cr1MoV鋼受熱面管將來運(yùn)行時(shí)間與累積損傷量的關(guān)系

表7 該評(píng)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(duì)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(duì)安全系數(shù)的敏感度相比持久應(yīng)力法要小得多。當(dāng)n從1增大至1.5時(shí),累積損傷法的評(píng)估結(jié)果僅變化20%左右,而持久應(yīng)力法的結(jié)果卻表現(xiàn)出數(shù)量級(jí)的變化。對(duì)于累積損傷法,不同安全系數(shù)下,壽命的損耗路徑,無(wú)論是起點(diǎn)還是方向,都是一樣的,只是路徑終點(diǎn)有所不同。由于蠕變曲線呈現(xiàn)三階段特征,且在低應(yīng)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(shí)是比較小的,較大的損傷只會(huì)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(diǎn)都位于第三階段時(shí),那么評(píng)估出的壽命結(jié)果將不會(huì)有較大的差異,因?yàn)樗鼈冎岸冀?jīng)歷了一段壽命占比很大的第二階段。然而,對(duì)于持久應(yīng)力法,不同的安全系數(shù)即意味著不同的評(píng)定應(yīng)力,壽命損耗路徑的起點(diǎn)和方向完全不一樣,因而評(píng)估出的結(jié)果會(huì)有較大的差別。

一般而言,持久應(yīng)力法因沒有考慮到損傷的發(fā)展,若未取安全系數(shù)進(jìn)行修正,容易得到過于樂觀的結(jié)果,給機(jī)組運(yùn)行的安全性帶來隱患;而如果安全系數(shù)取得過大,會(huì)降低設(shè)備的可用率,機(jī)組運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性不高。相比持久應(yīng)力法,損傷累積法科學(xué)性更強(qiáng),評(píng)估結(jié)果也更可靠些,因?yàn)樵摲椒紤]到機(jī)組未來運(yùn)行時(shí)服役溫度和應(yīng)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(jìn)行蠕變持久斷裂時(shí)間的計(jì)算,綜合考慮了溫度和應(yīng)力與蠕變持久斷裂時(shí)間之間的關(guān)系;并且該方法對(duì)安全系數(shù)也不敏感。但損傷累積法的準(zhǔn)確性還需進(jìn)一步的試驗(yàn)驗(yàn)證。

5 結(jié) 論

(1) 經(jīng)過10萬(wàn)h的運(yùn)行,此機(jī)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(yàn)結(jié)果來評(píng)判,12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管的蠕變損傷應(yīng)為3級(jí)。

(2) 利用NIMS數(shù)據(jù)庫(kù)中原始態(tài)12Cr1MoV鋼小管的高溫蠕變持久強(qiáng)度數(shù)據(jù)建立L-M參數(shù)模型,分別采用持久應(yīng)力法和損傷累積法對(duì)此機(jī)組12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管進(jìn)行剩余壽命評(píng)估,損傷累積法的評(píng)估結(jié)果更能準(zhǔn)確地反映材料的實(shí)際壽命。結(jié)合材料組織老化分析結(jié)果,綜合評(píng)估此機(jī)組12Cr1MoV鋼高溫過熱器受熱面管的剩余壽命約為6.5萬(wàn)h。