蒸汽管道每公里压力损耗是多少（蒸汽管道5级球化原因及其寿命评估）

摘 要:某蒸汽管道的 P11钢材料发生5级球化,采用金相检验、硬度测试、高温拉伸试验及常 温冲击试验等方法对其进行分析,用管道寿命评价方法对球化管道进行综合评价,以判定管道是否 可继续使用。结果表明:该球化管道具有内、外壁球化级别高,中部球化级别低的特点;热处理是管 道材料5级球化的主要原因。该管道可以继续使用,但需要加强检验和维护。

关键词:P11钢;球化;蒸汽管道;热处理

中图分类号:TG115.5 文献标志码:B 文章编号:1001-4012(2022)08-0039-04

在某蒸汽管道的检修过程中,发现其母材存在 5级球化。为了查明其球化原因并分析其力学 性 能,笔者采用金相检验、硬度测试、高温拉伸试验及 常温冲击试验等方法对该球化管道进行分析,用管 道寿命评价方法对球化管道进行综合评价,以判定 管道是否可继续使用。

在该蒸汽管道上分别截取1 # ,2 # 管道,1 # 管道 的投入使用日期为1994年,2 # 管道的投入使用日 期为2000年,材料均为 P11钢。

1 理化检验

1.1 金相检验

分别截取1 # 管道及2 # 管道上的一部分,沿厚 度方向进行金相检验。将截面6等分后,取7个点 进行观察,以了解沿厚度方向球化等级的变化,1 # 管道的显微组织如图1所示,其中近外壁和近内壁 均约3mm。

由图1可知,在近外壁和近内壁处,几乎已经看 不到黑色的珠光体组织,整体球化级别达到了5级, 而中间部分的珠光体区域已显著分散,但是仍保留 了原有的区域形态,边界线变得模糊,晶界上颗粒状 的碳化物增多、增大,且呈小球状分布。

经过金相检验,可知2 # 管道的显微组织与1 # 管道类似,只是中间部分球化级别稍微高于 1 # 管 道。1 # ,2 # 管道的球化等级如表1所示。

由表1可知,两个试样均未出现整体球化为5级 的情况,只是在近内、外壁存在球化5级的情况,中间 部分的球化级别要低于近内、外壁的球化级别。

1.2 硬度测试

沿厚度方向分别截取1 # ,2 # 管道的一部分,分别取3个点进行硬度测试,测试结果如表2所示。 由表2可知,2 # 管道的硬度要小于1 # 管道的硬度, 可见随着球化级别的升高,硬度降低。

根据 DL/T438—2016 《火力发电厂金属技术 监督规程》附录 C,P11钢的硬度为130~197 HB, 所以1 # 管道的硬度满足要求,2 # 管道的硬度偏低。

1.3 高温拉伸试验

为了掌握球化管道高温力学性能下降的情况, 对1 # ,2 # 管道进行高温(温度为520 ℃)拉伸试验,参照标准 GB/T228.2—2015 《金属材料 拉伸试验 第2部分:高温试验方法》进行试验,保温20 min, 结果如表3所示。

由表3可知:2 # 管道的屈服强度、抗拉强度以 及断后伸长率都要小于1 # 管道。为了确定高温拉 伸试验结果是否满足要求,查阅 ASME 标准,采用 插值法求得 P11钢在520 ℃时的屈服强度下限为 133MPa,抗拉强度为353.4 MPa。对比表 3 中的 数据,可知2 # 管道的屈服强度满足要求,而抗拉强 度都有不同程度的下降,其中1 # 管道的抗拉强度下 降约11%,2 # 管道的抗拉强度下降约28%。

1.4 常温冲击试验

采用夏比缺口冲击试验方法进行常温冲击试 验,在1 # ,2 # 管道上分别截取规格(长×宽×高)为 10mm×10mm×55mm 的试样,试样加工 V 型缺口,温度为20 ℃,结果如表4所示。

由表4可知:2 # 管道的冲击吸收能量要远大于 1 # 管道,说明2 # 管道的冲击韧性要好于1 # 管道,这 也说明随着球化级别的上升,其抗拉强度和屈服强 度下降,韧塑性上升。

2 管道寿命评价

球化损伤机理导致的主要失效模式包括以下两 个方面:① 球化损伤引起的材料瞬时高温强度下降 导致的短期塑性断裂失效;② 球化损伤引起的材料 持久强度下降导致的长期塑性断裂失效。

针对材料瞬时高温强度下降导致的短期塑性 断裂失效,采 用 有 限 元 分 析 方 法 确 定 管 道 系 统 在 操作载荷作用下 的 规 范 应 力(轴 力)、含 损 伤 材 料 的性能,以及 基 于 合 于 使 用 原 则 确 认 操 作 载 荷 作 用下各管道上的规范应力是否超过含损伤材料的 许用应力。

针对材料持久强度下降导致的长期塑性断裂失 效,采用有限元分析方法确定管道系统在持续载荷 作用下的规范应力(轴力),并通过相应计算公式确 定出含损伤结构的剩余寿命。

2.1 管道应力计算结果

对管道建模并进行有限元分析,根据其结构特 点,管道壁厚按设计壁厚进行建模。载荷工况分别 考虑操作载荷作用条件和持续载荷作用条件,参数 选取时考虑保温层、管道、介质质量的影响,同时根 据管道现场实际工作情况以及设计图中的标注内 容,确定整个管道上各处的支吊架型式,管道应力计 算结果如表5所示。

2.2 基于短期失效模式的管道寿命评价

对于球化损伤引起的材料高温强度下降导致的 短期塑性断裂失效,其主要发生的是瞬时失效。由 于操作载荷的高温瞬时作用,基于合于使用的原则, 要求该时刻的应力水平小于含损伤材料的高温抗拉强度,因此只需将割管的高温拉伸试验数据与管道 应力计算得到的操作载荷管道轴向应力进行对比 即可。

1 # 管道高温拉伸试验的屈服强度均高于管道 应力分析所得的操作载荷管道轴向应力,所以1 # 管 道不会发生短期失效。同理可得,2 # 管道也不会发 生短期失效。

2.3 基于长期失效模式的管道寿命评价

对于珠光体球化损伤引起的材料高温持久强度 下降导致的长期塑性断裂失效,其存在剩余寿命的 问题。

P11钢为1.25Cr~0.5Mo低合金铬钼钢,目前 并没有其含珠光体条件下的高温持久强度数据,在 DL/T787—2001 《火电厂用 15CrMo钢珠光体球 化评级标 准》中 可 以 找 到 国 产 材 料 15CrMo 钢 在 550 ℃时的各级损伤条件下的测试数据[1],与国产 材料15CrMo钢相比,进口材料P11钢的Cr元素含 量较高,相同损伤条件下 P11钢应具有更高的高温 持久数据,所以可以保守地选用 DL/T787—2001 标准中15CrMo钢的数据进行计算。

首先,杨瑞成[1-3]等研究了15CrMo钢在不同应 力水平下确定出的 Larson-Miller公式中参数 P 的 回归公式,即

式中:P 为温度-时间综合参数;σ为应力。

将 DL/T787—2001附录E中15CrMo钢在550 ℃时各级损伤条件下的高温持久强度作为应力,代入 回归公式中,确定不同损伤级别下的参数P。

Larson-Miller公式中参数P 与温度T、持久寿 命Tr 和参数C 的关系式

式中:T 为823K;Tr 取10 5h。

从而分别确定不同损伤级别下的参数C。

最后,根据管道预期使用的温度、持续载荷作用 下有限元分析得到的规范应力和管道珠光体损伤等 级,先根据回归公式(1)计算出持续载荷作用下有限 元分析得到的规范应力作用下的参数 P,再根据公 式(2)进行反算求出Tr。

依据上述计算结果,并考虑不确定因素的影响, 对剩余寿命取2倍的安全系数,确定出最后各管道 的可运行时间,最大可运行时间取为10a和上述计 算结果间的最小值。1 # ,2 # 管道寿命评价结果如 表6所示。

3 综合分析

3.1 管道5级球化原因

根据现场检验的实际情况发现,主要在管道母 材上发生5级球化,这可能是管道热处理造成的。 在制造管道的过程中,热处理为内外同时加热的方 式,即内部采用加热棒,外部采用加热片,相较于炉 内整体加热方式,这种加热方式很难保证管道内部 受热均匀。由于管道壁厚较大,若想中部温度达到 热处理要求的温度,内外表面加热温度就要高于热 处理要求的温度,即内外壁的受热温度要高于中部 区域,故在热处理时,管道内外壁已产生表面球化。

3.2 球化损伤的检验处理

对于检验中发现的5级球化损伤管道,通常会 判定为不合格,而无法继续使用,但是对于上述管道 及日常检验中遇到的情况,管道存在表面(内外)球 化级别高于内部球化级别的情况,即非整体5级球 化。对这部分管道,需结合球化损伤程度及必要的 试验数据来确定是否能满足继续使用的要求。对高 温管道的球化损伤判定可从以下几个方面入手。

(1)增加管道出厂、入库的金相检验抽查,热处 理可能会造成管件出厂时的表面5级球化现象。

(2)增加高温管道的定期金相检验抽查次数, 为管道的球化损伤进程提供数据支撑,也可为高温 管线的寿命预测提供数据支持。

(3)检验中发现5级球化时,可以先不急于判 废,采用将表面打磨到一定深度后进行金相复验的 方法来测定5级球化损伤的深度,分析材料横截面 球化级别的变化情况。

4 结语

上述两条管道均可以继续使用,但是鉴于管道 投入使用时间较长,建议适当缩短检验周期,同时加 强管道的日常管理维护。

参考文献:

[1] 杨瑞成,傅公维,王凯旋,等.15CrMo耐热钢 LarsonMiller参数值的确定与应用[J].兰州理工大学学报, 2004,30(3):27-30.

[2] 王晖,杨瑞成,郑丽平,等.热管材料 P 参数与剩余寿 命管线的研究[J].甘肃工业大学学报,2003,29(1): 29-31.

[3] 杨瑞成,王晖,羊海棠,等.用 Larson-Miller参数描述 12Cr1MoV 与15CrMo的老化行为[J].材 料 科 学 与 工艺,2002,10(4):395-398.

<文章来源 >材料与测试网 > 期刊论文 > 理化检验－物理分册 > 58卷 > 8期 (pp:39-42)>

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