李 澤，俞 曠

（華電電力科學研究院，浙江 杭州 310030）

0 引言

T23鋼是在T22鋼（2.25Cr-Mo）的基礎上吸收了102鋼的有點加以改進，通過降低C含量，以W元素替代部分Mo元素，并加入了Nb、V等元素來提高蠕變強度，同時加入微量B元素以提高淬透性，以獲得完全的貝氏體組織，是一種高強度和高韌性的貝氏體耐熱鋼。目前T23鋼管已經(jīng)廣泛引用于超（超）臨界機組的水冷壁、過熱器以及再熱器[1]。

1 概述

某電廠#2號鍋爐為SG-1913/25.4-M958型超臨界參數(shù)變壓運行螺旋管圈直流爐，自投產(chǎn)以來末級過熱器已發(fā)生兩次爆管，第一次爆管時間為2016年9月21日下午4時，爆管位置為末級過熱器左起第8屏、前數(shù)第8根管子的迎流面，第二次爆管時間為2017年10月4日下午1時，爆管位置為末級過熱器左起第36屏、前數(shù)第7根管子的迎流面，材質(zhì)均為SA213-T23，規(guī)格為?38.1mm×7.96mm。第二次爆管時已累計運行12072h。本文擬通過宏觀檢查、金相檢驗及拉伸試驗對第二次爆管樣品進行爆管原因分析。

2 試驗方法與結果

2.1 宏觀檢查

截取爆管段，宏觀形貌如圖1（a）～（c）所示。爆裂口長約32mm，寬約5mm，位于彎頭的外弧面，呈縫隙狀，沿縱向開裂。爆口斷面粗糙呈顆粒狀，沒有明顯塑性變形，邊緣呈鈍邊且不平整，表現(xiàn)為脆性斷裂特征[2]。爆口附近有許多平行于破口的小裂紋，內(nèi)外表面氧化皮較厚，氧化皮沿縱向開裂，部分氧化皮剝落，具有長時過熱爆管的特征。

圖1 爆管管段及爆口宏觀形貌Fig.1 Macroscopic morphology of the tube section and the burst

對爆管樣品進行管徑測量，測量結果見表1。爆口裂紋末端（上方）、爆口裂紋末端（下方）及爆口上方距彎頭中心250mm處脹粗量C（%）均已超過標準要求。

表1 爆口附近管子外徑測量結果Tab.1 Measurement results of tube outer diameter near the detonating surface

2.2 化學成分分析

將爆管樣品的母材段取樣，進行化學成分分析，結果表明，管樣的化學成分基本符合ASME標準要求，詳見表2。

表2 化學成分分析結果Tab.2 Results of Chemical composition analysis wt,%

2.3 機械性能測試

根據(jù)GB/T 228-2002《金屬拉伸試驗方法》，截取爆口上方管樣，加工成全壁厚縱向弧形拉伸試樣，在萬能試驗機上進行拉伸試驗。試驗結果表明，其抗拉強度低于ASME標準技術要求，詳見表3。拉伸試驗中，由于爆口上方管段的下屈服點在拉伸曲線圖上不明顯，故未檢測出下屈服強度。

表3 拉伸性能測試結果Tab.3 Results of tensile test

2.4 金相組織檢查

截取爆口管子的橫截面進行金相檢查，截取位置為爆口邊緣、爆口裂紋末端和爆口上方距爆口中心約600mm處，浸蝕劑為4%硝酸酒精溶液。金相顯微鏡型號為OLYMPUS PME3-323UN，觀察拍照結果見圖2（a）～圖2（f）。爆口邊緣和爆口縱向末端附近有蠕變孔洞、孔洞鏈和微裂紋，見圖2（a）、圖2（b）。爆口邊緣、爆口裂紋末端的金相組織均為鐵素體+碳化物，碳化物沿晶界聚集成顆粒狀，組織老化級別為5級，見圖2（c）、圖2（d）。爆口背面和離爆口中心約600mm處管子的金相組織為鐵素體+貝氏體+碳化物，組織老化級別為4級，見圖2（e）、圖2（f）。

圖2 爆管管段及爆口微觀形貌Fig.2 Micromorphology of the tube section and the burst

2.5 分析與討論

（1）從爆管的宏觀檢查結果看，斷口粗糙呈顆粒狀，沒有明顯塑性變形，屬脆性斷裂。爆口附近有許多平行于破口的小裂紋，管子內(nèi)外表面氧化皮較厚，氧化皮沿縱向開裂，部分氧化皮剝落，具有典型的長時過熱爆管特征。氧化皮的傳熱熱阻較大，使得蒸汽和管壁的熱交換受到阻礙，又加劇了管壁溫度的升高及氧化過程，這將會導致管子的最終蠕變損傷加劇及過熱爆管[3-4]。

（2）從金相檢查結果來看，金相組織嚴重老化。T23材料的正常金相組織為回火貝氏體，而爆口邊緣和爆口縱向末端的金相組織中組織均為鐵素體+碳化物，碳化物沿晶界聚集成顆粒狀，組織老化級別為5級。金相組織中發(fā)現(xiàn)有蠕變孔洞，這是在一定的溫度和應力條件下形成的孔洞，很多蠕變孔洞聚集形成鏈狀，產(chǎn)生微裂紋，微裂紋逐步沿著最有利的方向逐步擴展，最后導致整個管材斷裂。由于彎頭處有外弧切向最大拉應力的作用，更有利于蠕變孔洞的形核和長大，溫度和應力的共同作用導致其在彎頭處發(fā)生蠕變斷裂。

（3）化學成分分析表明，管子材質(zhì)符合標準要求，沒有錯用鋼材。

（4）拉伸試驗結果表明，爆口附近管段的抗拉強度Rm明顯低于ASME標準要求，這可能是由于受檢管材在長期超溫超壓工況下運行，金相組織老化嚴重，導致管材抗拉強度明顯下降。

綜上所述，該鍋爐末級過熱器管因長期超溫運行，導致其蠕變速度加快，管徑脹粗，材質(zhì)老化，產(chǎn)生蠕變孔洞、蠕變微裂紋，微裂紋逐步擴展，最后導致整個管材斷裂。

3 結論及建議

某電廠2號鍋爐末級過熱器管由于經(jīng)受長期過熱造成管子蠕變損傷嚴重，最終導致長時過熱爆管。建議電廠調(diào)整運行參數(shù)，防止超溫運行，加強對末過管屏的宏觀檢查和管徑脹粗測量，在爆管附近增設壁溫測點，加強對末過管壁溫度的監(jiān)控。

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[2]王鵬．4號爐末級過熱器爆管原因及“四管”爆漏的防范措施[J]．華北電力技術，2005，(12)：34-36．Wang Peng.Reason Analysis on Tube Rupture of Final Superheater of No.4 Boiler[J].North China Electric Pow?er，2005，(12)：34-36．

[3]肖國振，尹成武，朱平，等.超臨界鍋爐末級過熱器T23管性能狀態(tài)評估及監(jiān)督管理[J]．鍋爐技術，2013，44(1)：63-66．Xiao Guozhen，Yin Chengwu，Zhu Ping，et al.Perfor?mance state evaluation and supervision management of supercritical boiler T23 superheater tube[J].Boiler Tech?nology，2013，44(1)：63-66．

[4]趙慧傳，孫標，楊紅權，等.超臨界600MW機組鍋爐末級過熱器管材服役現(xiàn)狀分析及改造建議[J]．中國科技投資，2013，42(1)：1-4．Zhao Huichuan，Sun Biao，Yang Hongquan，et al.Cur?rent service situation and retrofitting advices for tubes on final superheater in supercritical boilers[J].Thermal Power Generation，2013，42(1)：1-4．