電站鍋爐是火力發電的關鍵設備,其能否長周期運行將直接影響整個機組的發電效率。鍋爐運行時,通過過熱器將飽和蒸汽加熱成過熱蒸汽,過熱器管是過熱器的主要受熱面,也是電站鍋爐承受溫度最高的承壓部件之一。鍋爐過熱器管斷裂失效是導致鍋爐停運的常見原因[1]。12Cr1MoVG低合金耐熱鋼是鍋爐過熱器管常用材料,其主控元素為鉻、鉬、釩。其中,鉻元素可以提高材料的抗氧化性,鉬元素起固溶強化作用,釩元素可以降低鉻、鉬元素從鐵素體向碳化物轉移的速率,提高材料的熱穩定性[2]。12Cr1MoVG鋼具有較高的抗蠕變性能和持久塑性、良好的焊接性能、成熟的熱處理工藝、高性價比等優點,其最高使用溫度為550 ℃,主要用于鍋爐受熱面管道[3]。

某單位一臺蒸發量220 t/h的電站鍋爐運行半年后,過熱器管即發生開裂失效。鍋爐的設計壓力為9.8 MPa,最高工作溫度為540 ℃。過熱器管采用12Cr1MoVG鋼,規格為?51 mm×65 mm。為查明其開裂原因,對過熱器管進行形貌觀察、電鏡微觀分析、化學成分分析、力學性能測試、金相分析等,并查閱了安裝及運行技術資料,找出了過熱器管的開裂原因,以防止同類事故再次發生。

1. 理化檢驗與結果

1.1 形貌觀察

對失效過熱器管進行宏觀檢查,其形貌如圖1所示。結果表明,過熱器管有兩處呈彎曲狀,內彎部位為向火面,外彎部位為背火面,開裂發生在其中一個彎管內弧側,且并排多根過熱器管在同一位置均出現相似開裂現象。裂紋開口較寬且穿透整個管壁,斷口兩側管段無明顯脹粗、變形現象,斷口最大寬度為2 mm,裂紋沿周向擴展至彎管兩側面,斷口實測周長79 mm,接近管子全周長的二分之一。最小壁厚出現在彎管外弧側,內彎側最小壁厚為4.6 mm,外彎側最小壁厚為4.3 mm。斷口處外壁被黑褐色高溫氧化物覆蓋,這表明斷口是在高溫運行時開裂的。

圖 1開裂過熱器管的宏觀形貌

Figure 1.Macrograph of cracked superheater tube

為了進一步觀察斷口形貌,將管子從開裂處橫向切開,再縱向切割為兩部分,結果如圖2所示。結果表明：斷口呈黑色,表面已明顯氧化,壁厚無明顯減薄現象；斷口處內壁有厚0.5 mm左右的氧化層,且局部氧化層已出現剝落現象。

圖 2開裂過熱器管斷口處的宏觀形貌

Figure 2.Macrographs of cracked superheater tube near fracture: (a) cross section: (b) lengthwise section

采用X-MAX 20型能譜儀（EDS）對斷口處彎管內壁氧化層的化學成分進行分析,結果如圖3所示。結果表明,內壁氧化層主要含有鐵和氧元素,同時伴有大量的磷、鈉元素,推測氧化層的主要成分為氧化鐵。

圖 3斷口處內壁氧化層的EDS分析結果

Figure 3.EDS analysis result of oxidation layer on inner wall at fracture

將斷口試樣放入弱酸水溶液中清洗,去除表面高溫氧化物,然后采用ZEISS Sigma 300型掃描電鏡觀察斷口微觀形貌。在斷口上可見開裂源處的缺口,如圖4（a）所示；缺口放大后,可見裂紋擴展痕跡,裂紋從內壁以“倒川字”形態向外壁擴展,如圖4（b）所示；斷口表面和內壁近表面都存在二次裂紋,如圖4（c）、（d）所示；在斷口脆斷區可見微觀撕裂痕跡,如圖4（e）所示；斷口上還出現了呈脆性開裂特征的解理形貌,如圖4（f）所示。

圖 4開裂過熱器管斷口的微觀形貌

Figure 4.Micro morphology of fracture of cracked superheater tube: (a) gap at cracking source: (b) crack growth marks: (c) secondary crack at fracture: (d) secondary crack at inner wall: (e) microscopic tear marks: (f) cleavage morphology

1.2 化學成分檢測

從過熱器管斷口處取樣,依據GB/T 4336-2016《碳素鋼和中低合金鋼多元素含量的測定火花放電原子發射光譜法》標準,采用X-MET8000型直讀光譜儀對試樣進行化學成分檢測,結果如表1所示。從表1中可見,過熱器管斷口處的化學成分符合GB/T5310-2017《高壓鍋爐用無縫鋼管》標準對12Cr1MoVG鋼的要求。

1.3 力學性能測試

由于開裂位置處于彎管處,無法截取拉伸試樣,故從開裂位置兩側直管段向火面和背火面分別取樣,進行室溫拉伸試驗,結果如表2所示。由表2可知,開裂過熱器管的抗拉強度、屈服強度、斷后伸長率均滿足GB/T 5310-2017標準要求,但向火面的各項力學性能數據低于背火面,可見向火面力學性能有劣化趨勢。

1.4 硬度測試

在過熱器管開裂部位彎曲段及相鄰直段截取全壁厚環狀試樣,采用H V-1000型維氏硬度儀在試樣橫截面進行硬度測試,考慮到試件表面有脫碳層,從距離內外表面0.5 mm處開始測量[4],每個位置測4個點,結果如表3所示。由表3可知,直管段向火面的硬度略低于背火面,這與力學性能試驗結果一致；彎曲段向火面硬度為170.7 HV,上述測試結果均滿足GB/T5310-2017標準要求,但是背火面硬度為206.8 H V,高于標準值,這是由彎曲變形強化所致。彎管冷彎成型后沒有經過消除應力的熱處理,但高溫煙氣與向火面接觸,對向火面起到了熱處理作用,故向火面硬度低于背火面硬度[5]。

1.5 非金屬夾雜物分析

在斷口內壁、斷口延伸部位分別截取全壁厚縱向試樣,按照GB/T 10561-2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定》標準要求進行非金屬夾雜物分析[6],結果如圖5所示。結果表明,兩個取樣部位均無夾雜物聚集現象,基體中只有少量夾雜物。其中,氧化鋁（B類）細系級別為1.0級,球狀氧化物（D類）細系級別為0.5級、粗系級別為0.5級,其余夾雜物A類、C類、DS類均未檢出。非金屬夾雜物級別符合GB/T 5310-2017標準中不大于2.5級的規定。

圖 5開裂過熱器管組織中夾雜物的形貌

Figure 5.Morphology of inclusions in microstructure of cracked superheater tube: (a) type B: (b) type D

1.6 金相檢查

在開裂過熱器管斷口部位、斷口延伸部位（彎管側面）分別沿縱向取樣,斷口相鄰管段沿橫向取樣,按照GB/T 13298-2015《金屬顯微組織檢驗方法》標準要求,采用ZEISS Scope.A1型顯微鏡進行金相檢查。

1.6.1 斷口部位

由圖6（a）可見,斷口部位內壁的組織為鐵素體、珠光體、貝氏體和顆粒狀晶界碳化物,晶粒度為7.0級,脫碳層厚度為370 μm,內壁存在多處凹坑,凹坑中有氧化鐵等腐蝕產物。由圖6（b）可見,斷口部位外壁組織、晶粒度與內壁相同,只是脫碳層比內壁薄,厚度為270 μm,組織已發生3級球化,說明管壁有過超溫現象[7]。由圖6（c）可見,斷口邊緣組織中有部分晶粒出現沿晶脫落現象,此為低合金鋼堿應力腐蝕的特征[8]。

圖 6開裂過熱器管斷口部位的顯微組織

Figure 6.Microstructure of fracture of cracked superheater tube: (a) inner wall: (b) outer wall: (c) fracture edge

1.6.2 斷口延伸部位

由圖7（a）可見,斷口延伸部位（彎管側面）組織為鐵素體、珠光體、貝氏體和顆粒狀晶界碳化物,晶粒度為7.5級；由圖7（b）可見,試樣內壁有多處凹坑,脫碳層厚280 μm；由圖7（c）可見,試樣外壁脫碳層厚250 μm；由圖7（d）可見,斷口延伸部位內壁有多條二次裂紋,裂紋長度為1.0~1.6 mm,方向與試樣表面近似垂直。

圖 7開裂過熱器管斷口延伸部位的顯微組織

Figure 7.Microstructure of fracture extension part of cracked superheater tube: (a) cross-section: (b) inner wall: (c) outer wall: (d) secondary cracks in inner wall

1.6.3 斷口相鄰管段

由圖8（a）可見,斷口相鄰管段內壁（未用硝酸腐蝕）與開裂源區域有多處位置出現微裂紋和凹坑,凹坑深度為0.04~0.10 mm,裂紋與表面接近垂直,其他區域未見裂紋缺陷,內壁氧化層厚度為0.10 mm。由圖8（b）可見,試樣外壁（未用硝酸腐蝕）未見明顯裂紋,但存在凹坑缺陷,氧化層厚度為0.09~0.20 mm；試樣內外壁均有脫碳層,厚250 μm左右。由圖8（c,d）可見,試樣橫截面組織多為鐵素體、珠光體、貝氏體和顆粒狀晶界碳化物,晶粒度為7.5級,只有一個區域組織為板條狀馬氏體,這是斷口處蒸汽泄漏引起的急速冷卻所致。

圖 8開裂過熱器管斷口相鄰管段的顯微組織

Figure 8.Microstructure of adjacent tube segment near fracture of cracked superheater tube: (a) inner wall: (b) outer wall: (c) cross-section: (d) martensite

2. 失效原因分析

通過化學成分檢測、力學性能試驗、硬度測試可知,12Cr1MoVG鋼過熱器管各項測試數據均符合GB 5310-2017標準要求,不存在錯用材料問題。宏觀測厚發現彎管內弧側、外弧側均有減薄現象,外弧側減薄為彎管拉伸所致,內弧側減薄為氧化腐蝕所致,但壁厚均能滿足強度要求,不會導致彎管開裂。非金屬夾雜物分析可知,斷口內表面無夾雜物聚集現象,夾雜物粗細級別最高為1.0級,滿足GB/T 5310-2017標準要求。

金相分析可知,除相鄰管段一個區域由于蒸汽泄漏導致的馬氏體組織外,其余部位組織均為鐵素體、貝氏體、珠光體；其中斷口向火面組織有3級球化現象,斷口內外壁均有脫碳層,內壁脫碳層厚度為370 μm,不滿足GB/T 5310-2017標準中“內表面全脫碳層厚度小于300 μm”的要求[9],但是組織未出現老化現象,不會引起彎管開裂[10]。在斷口相鄰管段未采用硝酸腐蝕的內壁上,發現有微裂紋和腐蝕凹坑存在；斷口延伸部位內壁有厚280 μm的脫碳層及多條二次裂紋。

宏觀分析可知,過熱器管于彎管內彎處開裂,裂紋兩端擴展至彎管兩個側面,斷口處彎管內壁有氧化層,氧化層熱傳導性能較差是導致過熱器管超溫的主要原因[11]。由掃描電鏡分析可知,僅斷口邊緣有輕微撕裂痕跡,整個斷口呈階梯狀解理形貌,與宏觀脆性斷裂特征相符。彎管內表面微裂紋和腐蝕凹坑是開裂起點,清除氧化物后可見二次裂紋及沿晶開裂痕跡,裂紋呈“倒川字”由內壁向外壁擴展。

查閱安裝資料可知,12Cr1MoVG鋼過熱器管冷彎之后,沒有進行熱處理,導致彎管部位硬度、強度升高,韌性降低[12]。冷彎加工使外側管壁減薄,彎管橫截面變為橢圓形,產生較大的殘余應力,內彎部位的管子內壁環向應力為拉應力,為管子的軸向開裂提供了條件[13]。

查閱運行資料可知,爆管前一個月水汽化驗記錄中,爐水中磷酸根離子含量和p H偏高質量濃度為9~13 mg/L,p H為10.0~11.5。依據GB/T 12145-2016《火力發電機組及蒸汽動力設備水汽質量》標準規定,當汽包壓力為5.9~10.0 MPa時,爐水中質量濃度應為2~10 mg/L,p H應為9.0~10.5。為防止鍋爐運行時結垢,在爐水中加入Na3PO4,并用NaOH調整爐水堿度。從運行記錄可以看出,Na3PO4含量和堿度均高于標準值,溶解在水中的鹽類和游離態的堿會隨蒸汽流入過熱器[14]。在過熱器管彎頭部位蒸汽流速和方向變化,加之彎管處有氧化層,堿液在此沉積并濃縮,因此在內壁氧化層中檢測出了鈉、磷元素,見圖3。

通過上述分析可知,過熱器管存在堿應力腐蝕必備的三個條件,即較高的拉應力、較高堿含量、較高壁溫[15]。堿應力腐蝕從內壁抗蝕能力較弱的脫碳層開始,在彎曲殘余應力和蒸汽壓力作用下,過熱器管以微裂紋和腐蝕凹坑為起點發生應力腐蝕開裂,裂紋以沿晶開裂形式擴展至管道外壁,導致過熱器管斷裂。

3. 結論與建議

（1）過熱器管冷彎成型時未進行消除應力熱處理,且在彎管向火面內壁有微裂紋；運行期間爐水中含量和p H偏高,水蒸氣攜帶鹽離子和游離態堿離子沉積在彎管處的氧化層中,濃縮的堿液在高溫下對過熱器管內壁產生堿應力腐蝕,在彎曲應力和蒸汽壓力作用下,過熱器管產生微裂紋和腐蝕凹坑,并以此為起點發生沿晶開裂。

（2）斷口部位彎管內壁有較厚的氧化層,且運行中氧化層有脫落現象,大幅降低了傳熱效率,導致彎管部位超溫運行,造成金屬組織3級輕度球化、晶界有脫碳層析出,從而降低了斷口部位金屬的抗腐蝕能力,也加快了堿應力腐蝕的發生。

（3）建議鍋爐受熱面彎管制作時進行熱處理以消除應力,并加強工藝控制,防止產生加工缺陷；鍋爐運行期間嚴格控制各種藥劑含量,防止堿含量超標；加強汽水循環指標的監控,防止局部超溫引起金屬組織劣化,從而導致受熱面金屬耐高溫腐蝕性能下降。

文章來源——材料與測試網