摘 要:某蒸汽管道的 P11鋼材料發(fā)生5級球化,采用金相檢驗、硬度測試、高溫拉伸試驗及常 溫沖擊試驗等方法對其進(jìn)行分析,用管道壽命評價方法對球化管道進(jìn)行綜合評價,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)、外壁球化級別高,中部球化級別低的特點;熱處理是管 道材料5級球化的主要原因。該管道可以繼續(xù)使用,但需要加強(qiáng)檢驗和維護(hù)。

關(guān)鍵詞:P11鋼;球化;蒸汽管道;熱處理

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

在某蒸汽管道的檢修過程中,發(fā)現(xiàn)其母材存在 5級球化。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、硬度測試、高溫拉伸試驗及 常溫沖擊試驗等方法對該球化管道進(jìn)行分析,用管 道壽命評價方法對球化管道進(jìn)行綜合評價,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

1.1 金相檢驗

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。將截面6等分后,取7個點 進(jìn)行觀察,以了解沿厚度方向球化等級的變化,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,整體球化級別達(dá)到了5級, 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)過金相檢驗,可知2 # 管道的顯微組織與1 # 管道類似,只是中間部分球化級別稍微高于 1 # 管 道。1 # ,2 # 管道的球化等級如表1所示。

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

1.2 硬度測試

沿厚度方向分別截取1 # ,2 # 管道的一部分,分別取3個點進(jìn)行硬度測試,測試結(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, 可見隨著球化級別的升高,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

為了掌握球化管道高溫力學(xué)性能下降的情況, 對1 # ,2 # 管道進(jìn)行高溫(溫度為520 ℃)拉伸試驗,參照標(biāo)準(zhǔn) GB/T228.2—2015 《金屬材料 拉伸試驗 第2部分:高溫試驗方法》進(jìn)行試驗,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 及斷后伸長率都要小于1 # 管道。為了確定高溫拉 伸試驗結(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 ℃時的屈服強(qiáng)度下限為 133MPa,抗拉強(qiáng)度為353.4 MPa。對比表 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

采用夏比缺口沖擊試驗方法進(jìn)行常溫沖擊試 驗,在1 # ,2 # 管道上分別截取規(guī)格(長×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,說明2 # 管道的沖擊韌性要好于1 # 管道,這 也說明隨著球化級別的上升,其抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng) 度下降,韌塑性上升。

2 管道壽命評價

球化損傷機(jī)理導(dǎo)致的主要失效模式包括以下兩 個方面:① 球化損傷引起的材料瞬時高溫強(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)致的長期塑性斷裂失效。

針對材料瞬時高溫強(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)力是否超過含損傷材料的 許用應(yīng)力。

針對材料持久強(qiáng)度下降導(dǎo)致的長期塑性斷裂失 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),并通過相應(yīng)計算公式確 定出含損傷結(jié)構(gòu)的剩余壽命。

2.1 管道應(yīng)力計算結(jié)果

對管道建模并進(jìn)行有限元分析,根據(jù)其結(jié)構(gòu)特 點,管道壁厚按設(shè)計壁厚進(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) 選取時考慮保溫層、管道、介質(zhì)質(zhì)量的影響,同時根 據(jù)管道現(xiàn)場實際工作情況以及設(shè)計圖中的標(biāo)注內(nèi) 容,確定整個管道上各處的支吊架型式,管道應(yīng)力計 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價

對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)生的是瞬時失效。由 于操作載荷的高溫瞬時作用,基于合于使用的原則, 要求該時刻的應(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數(shù)據(jù)與管道 應(yīng)力計算得到的操作載荷管道軸向應(yīng)力進(jìn)行對比 即可。

1 # 管道高溫拉伸試驗的屈服強(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 道不會發(fā)生短期失效。同理可得,2 # 管道也不會發(fā) 生短期失效。

2.3 基于長期失效模式的管道壽命評價

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

P11鋼為1.25Cr~0.5Mo低合金鉻鉬鋼,目前 并沒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 化評級標(biāo) 準(zhǔn)》中 可 以 找 到 國 產(chǎn) 材 料 15CrMo 鋼 在 550 ℃時的各級損傷條件下的測試數(shù)據(jù)[1],與國產(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-時間綜合參數(shù);σ為應(yīng)力。

將 DL/T787—2001附錄E中15CrMo鋼在550 ℃時各級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,先根據(jù)回歸公式(1)計算出持續(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)上述計算結(jié)果,并考慮不確定因素的影響, 對剩余壽命取2倍的安全系數(shù),確定出最后各管道 的可運行時間,最大可運行時間取為10a和上述計 算結(jié)果間的最小值。1 # ,2 # 管道壽命評價結(jié)果如 表6所示。

3 綜合分析

3.1 管道5級球化原因

根據(jù)現(xiàn)場檢驗的實際情況發(fā)現(xiàn),主要在管道母 材上發(fā)生5級球化,這可能是管道熱處理造成的。 在制造管道的過程中,熱處理為內(nèi)外同時加熱的方 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,管道內(nèi)外壁已產(chǎn)生表面球化。

3.2 球化損傷的檢驗處理

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

(1)增加管道出廠、入庫的金相檢驗抽查,熱處 理可能會造成管件出廠時的表面5級球化現(xiàn)象。

(2)增加高溫管道的定期金相檢驗抽查次數(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)測提供數(shù)據(jù)支持。

(3)檢驗中發(fā)現(xiàn)5級球化時,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)驗的 方法來測定5級球化損傷的深度,分析材料橫截面 球化級別的變化情況。

4 結(jié)語

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

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