張彥文， 王志奮， 韓榮東， 陶 勇

（1. 武鋼有限技術中心， 武漢430080；2. 武鋼有限質量檢驗中心， 武漢430080）

12Cr1MoV 鋼管在使用過程中早期爆管失效， 鋼管外徑42 mm， 壁厚6 mm， 爆孔尺寸約60 mm×60 mm。 爆管為干熄焦鍋爐二過水管， 主蒸汽壓力10.5 MPa， 外部煙氣溫度850～960 ℃，內部過熱蒸汽溫度540～550 ℃。 據了解， 管內蒸汽pH 值9.4～10.5， 二氧化硅含量＜0.02 mg/L，全鐵＜0.02 mg/L， 鈉含量＜0.015 mg/L。 管道僅破一處， 管壁呈鼓包撕裂狀態(tài)， 裂口處可見明顯的壁厚減薄， 并伴有周圍400 mm 以上的管壁拉伸狀表面微裂紋， 裂口處背面已經發(fā)生塑性彎曲變形。 為了研究鋼管爆管失效原因， 采用宏觀及微觀分析方法， 對爆裂鋼管進行了相關分析。

1 爆管失效分析

1.1 宏觀觀察

爆管處宏觀形貌如圖1 所示， 爆口處呈鼓脹特征， 斷口附近可見一些橫向高溫蠕變微裂紋，斷口邊部減薄明顯， 鋼管爆裂部位略向爆口一側彎曲， 這是爆口處瞬間釋放壓力、 而另一側保持壓力慣性的結果。 切開后觀察爆口處內表面， 斷口附近亦可見一些橫向微裂紋。

圖1 爆管處宏觀形貌

1.2 化學成分分析

在遠離鋼管破裂部位除去表面氧化層后， 鉆取屑樣進行化學成分分析， 結果見表1。 由表1可見， 基體成分都在標準范圍內。

表1 鋼管基體化學成分分析結果

1.3 力學性能分析

在遠離鋼管破損處取鋼管拉伸試樣， 力學性能測試結果見表2， 由表2 可以看出， 鋼管力學性能滿足標準要求。

表2 鋼管力學性能檢測結果

1.4 掃描電鏡分析

在斷口處截取試樣， 經酒精、 超聲清洗后，用Quanta FEG 450 掃描電鏡及能譜儀進行分析。掃描電鏡下低倍可見斷口減薄明顯， 局部放大可見一些疏松孔洞 （如圖2 所示）， 這是高溫蠕變的典型特征。 斷口表面已經氧化， 斷口能譜分析區(qū)域及分析結果如圖3 所示， 由圖3 可以看出， 斷口成分主要為氧化鐵， 同時含有少量S、 Cl。

圖2 掃描電鏡下試樣形貌 （孔洞）

圖3 斷口能譜分析區(qū)域及分析結果

圖4 鋼管外表面形貌

斷口附近鋼管內外表面均呈皸裂特征 （如圖4所示）， 這也是高溫蠕變的結果。 側向觀察斷口附近鋼管內壁， 內表面覆蓋有垢層， 能譜分析表明主要成分為鐵的氧化物。 制作斷口截面試樣， 拋光后觀察可見斷口附近明顯減薄， 最薄處＜1.7 mm，斷口截面形貌如圖5 所示， 鋼管外表面覆蓋有抗氧化涂層， 在高溫環(huán)境下， 減薄沒有從外表面發(fā)生。 遠離斷口部位鋼管正常厚度約5 mm。 斷口附近鋼管內壁一些部位可見裂紋向基體延伸。

圖5 斷口截面形貌

內壁氧化物能譜分析區(qū)域及分析結果如圖6所示。 由圖6 可以看出， 內壁氧化層主要成分為氧化鐵， 氧化鐵與基體界面附近局部亦可探測到Cl 元素峰， 說明內部介質具有腐蝕性，這也是導致鋼管內表面局部減薄的原因。

掃描電鏡下觀察斷口處， 可見斷口附近組織存在沿晶蠕變空洞及裂紋， 斷口部位及遠離斷口部位珠光體組織均存在退化現象， 如圖7～圖8所示。

圖6 內壁氧化物能譜分析區(qū)域及分析結果

圖7 斷口部位高倍組織SEM 形貌

圖8 遠離斷口部位高倍組織SEM 形貌

1.5 金相分析

斷口部位金相組織形貌如圖9 所示， 遠離斷口部位組織形貌如圖10 所示。 通過金相顯微鏡觀察斷口組織、 斷口附近及遠離斷口部位組織均為鐵素體+珠光體， 鐵素體晶粒度8 級， 但從圖9可看出斷口部位存在明顯組織變形。

圖9 斷口部位金相組織形貌

圖10 遠離斷口部位金相組織形貌

2 討 論

由以上分析可知， 試樣化學成分和力學性能符合標準要求， 爆裂部位可見明顯鼓包變形及微裂紋， 這是高溫蠕變的典型特征[1]。 鋼管外壁抗氧化涂層完好， 只是內壁氧化減薄嚴重， 界面氧化產物中Cl 元素峰明顯， 說明管內介質具有較強的腐蝕性。 管壁上沉積的氯鹽在高溫有氧條件下， 會與表面的氧化物膜發(fā)生反應， 把腐蝕性強的Cl2釋放出來， 即

4FeCl2+3O2=2Fe2O3+4Cl2

氯氣在金屬氯化反應中消耗， 又在氯化物氧化過程中釋放， 并以催化劑的形式加速金屬氧化， 形成自催化氧化。 因此， 生成的氯氣對合金的腐蝕是自持性的[2-4]。 而且管內過熱器溫度450～560 ℃是鍋爐材料高溫腐蝕嚴重的溫度區(qū)間[5-9]。 鋼管內側不斷氧化沖刷的結果是有效厚度的不斷減小， 當厚度減小到一定值時， 不足以承受管內壓強， 而出現屈服變形。 圓筒形壓力容器橫截面上應力計算[10]公式為

式中： p——容器內部壓強， MPa；

D——圓筒形壓力容器內徑， mm；

δ——容器壁厚， mm。

縱截面上應力計算公式為

將p=10.5 MPa， D=30 mm， σ″=ReL=245 MPa代入公式 （2）， 得 δ=0.64 mm。 因此， 不考慮蠕變的影響， 鋼管能夠不屈服的最小厚度是0.64 mm。

但隨著腐蝕的加深， 鋼管局部厚度的下降，高溫蠕變強度也大幅下降， 出現較多蠕變孔洞[11]，孔洞附近也不可避免會出現應力集中， 致使最薄處厚度大于0.64 mm 時就開始屈服鼓包， 乃至沿縱向撕裂穿孔。

長期高溫運行， 斷口附近組織已經發(fā)生一定的退化， 雖然屈服強度、 抗拉強度仍滿足要求，但一定的組織球化， 會使鋼的蠕變極限和持久強度降低[12]。 因為在碳化物球化的同時， 鐵素體中的合金元素逐漸貧化， 尤其是Cr 和Mo 兩種元素將持續(xù)轉移到碳化物中， 使碳化物聚集長大導致材料強度下降， 抗腐蝕性也相應減弱[13-15]。

根據以上分析， 腐蝕減薄是爆管失效的主要原因。 局部減薄后， 該部位應力增加， 蠕變強度下降， 蠕變加速， 導致減薄部位不足以承受管內壓力而發(fā)生爆裂。

3 結束語

鋼管在較高溫度及壓力下運行， 長期受管內腐蝕性介質沖蝕， 較大面積局部內壁不斷減薄，減薄部位出現蠕變孔洞， 當減薄及蠕變孔洞發(fā)展到一定階段時， 局部管壁不足以承受管內壓力，最終導致爆管失效。 可通過提高管內過熱蒸汽純凈度， 以減少對管壁的腐蝕等途徑加以解決。