摘 要:某蒸汽管道的 P11鋼材料發(fā)生5級(jí)球化,采用金相檢驗(yàn)、硬度測(cè)試、高溫拉伸試驗(yàn)及常 溫沖擊試驗(yàn)等方法對(duì)其進(jìn)行分析,用管道壽命評(píng)價(jià)方法對(duì)球化管道進(jìn)行綜合評(píng)價(jià),以判定管道是否 可繼續(xù)使用。結(jié)果表明:該球化管道具有內(nèi)、外壁球化級(jí)別高,中部球化級(jí)別低的特點(diǎn);熱處理是管 道材料5級(jí)球化的主要原因。該管道可以繼續(xù)使用,但需要加強(qiáng)檢驗(yàn)和維護(hù)。 

關(guān)鍵詞:P11鋼;球化;蒸汽管道;熱處理 

中圖分類(lèi)號(hào):TG115.5                                               文獻(xiàn)標(biāo)志碼:B                                      文章編號(hào):1001-4012(2022)08-0039-04 

在某蒸汽管道的檢修過(guò)程中,發(fā)現(xiàn)其母材存在 5級(jí)球化。為了查明其球化原因并分析其力學(xué) 性 能,筆者采用金相檢驗(yàn)、硬度測(cè)試、高溫拉伸試驗(yàn)及 常溫沖擊試驗(yàn)等方法對(duì)該球化管道進(jìn)行分析,用管 道壽命評(píng)價(jià)方法對(duì)球化管道進(jìn)行綜合評(píng)價(jià),以判定 管道是否可繼續(xù)使用。 

在該蒸汽管道上分別截取1 # ,2 # 管道,1 # 管道 的投入使用日期為1994年,2 # 管道的投入使用日 期為2000年,材料均為 P11鋼。

1 理化檢驗(yàn) 

1.1 金相檢驗(yàn) 

分別截取1 # 管道及2 # 管道上的一部分,沿厚 度方向進(jìn)行金相檢驗(yàn)。將截面6等分后,取7個(gè)點(diǎn) 進(jìn)行觀察,以了解沿厚度方向球化等級(jí)的變化,1 # 管道的顯微組織如圖1所示,其中近外壁和近內(nèi)壁 均約3mm。 

由圖1可知,在近外壁和近內(nèi)壁處,幾乎已經(jīng)看 不到黑色的珠光體組織,整體球化級(jí)別達(dá)到了5級(jí), 而中間部分的珠光體區(qū)域已顯著分散,但是仍保留 了原有的區(qū)域形態(tài),邊界線變得模糊,晶界上顆粒狀 的碳化物增多、增大,且呈小球狀分布。

  經(jīng)過(guò)金相檢驗(yàn),可知2 # 管道的顯微組織與1 # 管道類(lèi)似,只是中間部分球化級(jí)別稍微高于 1 # 管 道。1 # ,2 # 管道的球化等級(jí)如表1所示。 

由表1可知,兩個(gè)試樣均未出現(xiàn)整體球化為5級(jí) 的情況,只是在近內(nèi)、外壁存在球化5級(jí)的情況,中間 部分的球化級(jí)別要低于近內(nèi)、外壁的球化級(jí)別。

1.2 硬度測(cè)試 

沿厚度方向分別截取1 # ,2 # 管道的一部分,分別取3個(gè)點(diǎn)進(jìn)行硬度測(cè)試,測(cè)試結(jié)果如表2所示。 由表2可知,2 # 管道的硬度要小于1 # 管道的硬度, 可見(jiàn)隨著球化級(jí)別的升高,硬度降低。 

根據(jù) DL/T438—2016 《火力發(fā)電廠金屬技術(shù) 監(jiān)督規(guī)程》附錄 C,P11鋼的硬度為130~197 HB, 所以1 # 管道的硬度滿足要求,2 # 管道的硬度偏低。

1.3 高溫拉伸試驗(yàn) 

為了掌握球化管道高溫力學(xué)性能下降的情況, 對(duì)1 # ,2 # 管道進(jìn)行高溫(溫度為520 ℃)拉伸試驗(yàn),參照標(biāo)準(zhǔn) GB/T228.2—2015 《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第2部分:高溫試驗(yàn)方法》進(jìn)行試驗(yàn),保溫20 min, 結(jié)果如表3所示。 

由表3可知:2 # 管道的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度以 及斷后伸長(zhǎng)率都要小于1 # 管道。為了確定高溫拉 伸試驗(yàn)結(jié)果是否滿足要求,查閱 ASME 標(biāo)準(zhǔn),采用 插值法求得 P11鋼在520 ℃時(shí)的屈服強(qiáng)度下限為 133MPa,抗拉強(qiáng)度為353.4 MPa。對(duì)比表 3 中的 數(shù)據(jù),可知2 # 管道的屈服強(qiáng)度滿足要求,而抗拉強(qiáng) 度都有不同程度的下降,其中1 # 管道的抗拉強(qiáng)度下 降約11%,2 # 管道的抗拉強(qiáng)度下降約28%。

1.4 常溫沖擊試驗(yàn)

采用夏比缺口沖擊試驗(yàn)方法進(jìn)行常溫沖擊試 驗(yàn),在1 # ,2 # 管道上分別截取規(guī)格(長(zhǎng)×寬×高)為 10mm×10mm×55mm 的試樣,試樣加工 V 型缺口,溫度為20 ℃,結(jié)果如表4所示。 

由表4可知:2 # 管道的沖擊吸收能量要遠(yuǎn)大于 1 # 管道,說(shuō)明2 # 管道的沖擊韌性要好于1 # 管道,這 也說(shuō)明隨著球化級(jí)別的上升,其抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng) 度下降,韌塑性上升。

2 管道壽命評(píng)價(jià)

球化損傷機(jī)理導(dǎo)致的主要失效模式包括以下兩 個(gè)方面:① 球化損傷引起的材料瞬時(shí)高溫強(qiáng)度下降 導(dǎo)致的短期塑性斷裂失效;② 球化損傷引起的材料 持久強(qiáng)度下降導(dǎo)致的長(zhǎng)期塑性斷裂失效。

針對(duì)材料瞬時(shí)高溫強(qiáng)度下降導(dǎo)致的短期塑性 斷裂失效,采 用 有 限 元 分 析 方 法 確 定 管 道 系 統(tǒng) 在 操作載荷作用下 的 規(guī) 范 應(yīng) 力(軸 力)、含 損 傷 材 料 的性能,以及 基 于 合 于 使 用 原 則 確 認(rèn) 操 作 載 荷 作 用下各管道上的規(guī)范應(yīng)力是否超過(guò)含損傷材料的 許用應(yīng)力。 

針對(duì)材料持久強(qiáng)度下降導(dǎo)致的長(zhǎng)期塑性斷裂失 效,采用有限元分析方法確定管道系統(tǒng)在持續(xù)載荷 作用下的規(guī)范應(yīng)力(軸力),并通過(guò)相應(yīng)計(jì)算公式確 定出含損傷結(jié)構(gòu)的剩余壽命。

2.1 管道應(yīng)力計(jì)算結(jié)果 

對(duì)管道建模并進(jìn)行有限元分析,根據(jù)其結(jié)構(gòu)特 點(diǎn),管道壁厚按設(shè)計(jì)壁厚進(jìn)行建模。載荷工況分別 考慮操作載荷作用條件和持續(xù)載荷作用條件,參數(shù) 選取時(shí)考慮保溫層、管道、介質(zhì)質(zhì)量的影響,同時(shí)根 據(jù)管道現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際工作情況以及設(shè)計(jì)圖中的標(biāo)注內(nèi) 容,確定整個(gè)管道上各處的支吊架型式,管道應(yīng)力計(jì) 算結(jié)果如表5所示。

2.2 基于短期失效模式的管道壽命評(píng)價(jià) 

對(duì)于球化損傷引起的材料高溫強(qiáng)度下降導(dǎo)致的 短期塑性斷裂失效,其主要發(fā)生的是瞬時(shí)失效。由 于操作載荷的高溫瞬時(shí)作用,基于合于使用的原則, 要求該時(shí)刻的應(yīng)力水平小于含損傷材料的高溫抗拉強(qiáng)度,因此只需將割管的高溫拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)與管道 應(yīng)力計(jì)算得到的操作載荷管道軸向應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比 即可。 

1 # 管道高溫拉伸試驗(yàn)的屈服強(qiáng)度均高于管道 應(yīng)力分析所得的操作載荷管道軸向應(yīng)力,所以1 # 管 道不會(huì)發(fā)生短期失效。同理可得,2 # 管道也不會(huì)發(fā) 生短期失效。

2.3 基于長(zhǎng)期失效模式的管道壽命評(píng)價(jià) 

對(duì)于珠光體球化損傷引起的材料高溫持久強(qiáng)度 下降導(dǎo)致的長(zhǎng)期塑性斷裂失效,其存在剩余壽命的 問(wèn)題。

P11鋼為1.25Cr~0.5Mo低合金鉻鉬鋼,目前 并沒(méi)有其含珠光體條件下的高溫持久強(qiáng)度數(shù)據(jù),在 DL/T787—2001 《火電廠用 15CrMo鋼珠光體球 化評(píng)級(jí)標(biāo) 準(zhǔn)》中 可 以 找 到 國(guó) 產(chǎn) 材 料 15CrMo 鋼 在 550 ℃時(shí)的各級(jí)損傷條件下的測(cè)試數(shù)據(jù)[1],與國(guó)產(chǎn) 材料15CrMo鋼相比,進(jìn)口材料P11鋼的Cr元素含 量較高,相同損傷條件下 P11鋼應(yīng)具有更高的高溫 持久數(shù)據(jù),所以可以保守地選用 DL/T787—2001 標(biāo)準(zhǔn)中15CrMo鋼的數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算。

首先,楊瑞成[1-3]等研究了15CrMo鋼在不同應(yīng) 力水平下確定出的 Larson-Miller公式中參數(shù) P 的 回歸公式,即 

式中:P 為溫度-時(shí)間綜合參數(shù);σ為應(yīng)力。 

將 DL/T787—2001附錄E中15CrMo鋼在550 ℃時(shí)各級(jí)損傷條件下的高溫持久強(qiáng)度作為應(yīng)力,代入 回歸公式中,確定不同損傷級(jí)別下的參數(shù)P。 

Larson-Miller公式中參數(shù)P 與溫度T、持久壽 命Tr 和參數(shù)C 的關(guān)系式

式中:T 為823K;Tr 取10 5h。

從而分別確定不同損傷級(jí)別下的參數(shù)C。 

最后,根據(jù)管道預(yù)期使用的溫度、持續(xù)載荷作用 下有限元分析得到的規(guī)范應(yīng)力和管道珠光體損傷等 級(jí),先根據(jù)回歸公式(1)計(jì)算出持續(xù)載荷作用下有限 元分析得到的規(guī)范應(yīng)力作用下的參數(shù) P,再根據(jù)公 式(2)進(jìn)行反算求出Tr。

依據(jù)上述計(jì)算結(jié)果,并考慮不確定因素的影響, 對(duì)剩余壽命取2倍的安全系數(shù),確定出最后各管道 的可運(yùn)行時(shí)間,最大可運(yùn)行時(shí)間取為10a和上述計(jì) 算結(jié)果間的最小值。1 # ,2 # 管道壽命評(píng)價(jià)結(jié)果如 表6所示。

3 綜合分析 

3.1 管道5級(jí)球化原因 

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)檢驗(yàn)的實(shí)際情況發(fā)現(xiàn),主要在管道母 材上發(fā)生5級(jí)球化,這可能是管道熱處理造成的。 在制造管道的過(guò)程中,熱處理為內(nèi)外同時(shí)加熱的方 式,即內(nèi)部采用加熱棒,外部采用加熱片,相較于爐 內(nèi)整體加熱方式,這種加熱方式很難保證管道內(nèi)部 受熱均勻。由于管道壁厚較大,若想中部溫度達(dá)到 熱處理要求的溫度,內(nèi)外表面加熱溫度就要高于熱 處理要求的溫度,即內(nèi)外壁的受熱溫度要高于中部 區(qū)域,故在熱處理時(shí),管道內(nèi)外壁已產(chǎn)生表面球化。

3.2 球化損傷的檢驗(yàn)處理 

對(duì)于檢驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)的5級(jí)球化損傷管道,通常會(huì) 判定為不合格,而無(wú)法繼續(xù)使用,但是對(duì)于上述管道 及日常檢驗(yàn)中遇到的情況,管道存在表面(內(nèi)外)球 化級(jí)別高于內(nèi)部球化級(jí)別的情況,即非整體5級(jí)球 化。對(duì)這部分管道,需結(jié)合球化損傷程度及必要的 試驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)確定是否能滿足繼續(xù)使用的要求。對(duì)高 溫管道的球化損傷判定可從以下幾個(gè)方面入手。

(1)增加管道出廠、入庫(kù)的金相檢驗(yàn)抽查,熱處 理可能會(huì)造成管件出廠時(shí)的表面5級(jí)球化現(xiàn)象。

(2)增加高溫管道的定期金相檢驗(yàn)抽查次數(shù), 為管道的球化損傷進(jìn)程提供數(shù)據(jù)支撐,也可為高溫 管線的壽命預(yù)測(cè)提供數(shù)據(jù)支持。 

(3)檢驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)5級(jí)球化時(shí),可以先不急于判 廢,采用將表面打磨到一定深度后進(jìn)行金相復(fù)驗(yàn)的 方法來(lái)測(cè)定5級(jí)球化損傷的深度,分析材料橫截面 球化級(jí)別的變化情況。

4 結(jié)語(yǔ) 

上述兩條管道均可以繼續(xù)使用,但是鑒于管道 投入使用時(shí)間較長(zhǎng),建議適當(dāng)縮短檢驗(yàn)周期,同時(shí)加 強(qiáng)管道的日常管理維護(hù)。

參考文獻(xiàn): 

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<文章來(lái)源  >材料與測(cè)試網(wǎng) > 期刊論文 > 理化檢驗(yàn)－物理分冊(cè) > 58卷 > 8期 (pp:39-42)>