TP347H奥氏体钢屏式再热器爆管失效分析

孙兴新

(中国大唐集团科学技术研究院有限公司西北电力试验研究院，西安 710021)

某火力发电厂装设2台135 MW燃煤机组，采用循环流化床锅炉，锅炉型号为UG-480/13.7-M，锅炉型式为超高压一次中间再热、单汽包自然循环、岛式布置、全钢架支吊结合的锅炉。该机组于2006年1月22日投产发电，截至2019年8月18日屏式再热器爆管，累计运行时间96 000 h，爆管材质为TP347H，管子直径为60 mm、壁厚为5 mm。

TP347H(07Cr18Ni11Nb)钢(简称TP347H钢)是一种含Nb的Cr-Ni奥氏体耐热钢，是ASME SA-213/SA-213M—2010 《锅炉、过热器和换热器用无缝铁素体和奥氏体合金钢管子》中的成熟钢种。鉴于TP347H钢优良的综合性能，目前已被广泛应用于超(超)临界机组过热器、再热器和屏式过热器的高温段等高温高压部件[1]。

此次屏式再热器爆管发生在标高27 m处，屏式再热器出口额定蒸汽温度为540 ℃，额定蒸汽压力为2.837 MPa，爆管处测点温度为537 ℃，但由于测点装于炉外，测点温度主要依靠流通蒸汽经管壁导热传感测量，依据GB/T 16507—2013 《水管锅炉》，td=tm+100(td为计算壁温，tm平均工质温度)换算到再热器管壁当量温度应该为637 ℃左右。

笔者通过对屏式再热器失效管样的爆口进行宏观分析、化学成分分析、力学性能分析、金相组织观察、X射线衍射分析、扫描电镜分析及能谱分析，研究分析了此次屏式再热器爆管的原因。

1 爆管宏观检查及分析

管样向火侧发生爆破，爆口周向最大尺寸为70 mm(见图1)，纵向最大尺寸为245 mm(见图2)，爆口呈钝边特征，断裂面粗糙不平整，爆口管壁内部存在许多纵向裂纹，内壁可见明显氧化皮，爆口上下8 m范围内管子明显胀粗(见图3)，外径最大测量值为71.29 mm，对应最大蠕变应变为18.8%，超出DL/T 438—2016 《火力发电厂金属技术监督规程》要求(奥氏体耐热钢管子蠕变应变不大于4.5%)。

图1 爆口周向尺寸示意图

图2 爆口纵向尺寸示意图

图3 邻近爆口蠕胀情况

爆口附近的壁厚数据分布见图4，爆口周边最小壁厚3.60 mm，比额定壁厚减薄1.4 mm，根据爆口特征，初步判断该管子符合长时过热爆管特征。

图4 爆口周围壁厚值

2 化学成分及力学性能分析

2.1 化学成分分析

对爆管、对比管管样 (同一管屏未胀粗管)进行化学成分分析，结果见表1。管样化学成分符合ASME SA-213/SA-213M—2010的要求。

表1 化学成分分析 %

2.2 室温力学性能试验结果

对爆管、对比管管样分别在向火侧和背火侧制取拉伸试样进行抗拉强度、屈服强度及断后伸长率3项室温力学性能指标试验，试验数据见表2。从表2可以看出：爆管管样向火侧抗拉强度、断后伸长率均低于标准要求下限值，其余试验值均满足ASME SA-213/SA-213M—2010标准要求；爆管向火侧试样抗拉强度均远低于背火侧，对比管管样向火侧和背火侧试样抗拉强度接近，表明爆管向火侧存在超温现象，导致向火侧管子的力学性能下降较多。

表2 室温力学性能试验数据

3 显微组织及析出相分析

3.1 显微组织分析

对爆管、对比管管样分别制取金相环，经粗磨、细磨、抛光、侵蚀后观察显微组织。

爆管管样向火侧金相组织见图5。由图5可以看出：爆管管样向火侧组织为奥氏体，晶粒度为7～8级，存在数量较多的大尺寸黑色蠕变孔洞，孔洞呈不规则四方体结构，尺寸>20 μm。

图5 爆管管样向火侧金相组织

爆管管样背火侧金相组织见图6。由图6可以看出：爆管管样背火侧组织为奥氏体，晶粒度为7～8级，同样有黑色蠕变孔洞存在，然而孔洞数量及尺寸均小于向火侧。

图6 爆管管样背火侧金相组织

对比管管样的向火侧和背火侧的金相组织分别见图7、图8。由图7、图8可以看出：对比管管样的向火侧和背火侧组织均为奥氏体，晶粒度为8～9级，对比管管样向火侧和背火侧金相组织中均未见黑色蠕变孔洞。爆管管样组织中存在的蠕变孔洞能进一步说明爆管存在一定程度的长时超温过热情况。

图7 对比管管样向火侧金相组织

图8 对比管管样背火侧金相组织

3.2 内外壁氧化皮分析

在环状金相试样上，观察爆管和对比管管样内外壁氧化皮厚度(见图9、图10)。爆管管样内壁氧化皮最大厚度为0.180 mm，外壁氧化皮最大厚度为0.016 mm，根据T/CEC 144—2017 《过热器和再热器化学清洗导则》规定，TP347H材料内壁氧化皮厚度大于等于0.09 mm时，宜进行化学酸洗。对比管管样内壁氧化皮最大厚度为0.023 mm，外壁氧化皮最大厚度为0.013 mm，对比管管样内外壁氧化皮厚度满足标准要求(见图11、图12)。

图9 爆管管样内壁氧化皮

图10 爆管管样外壁氧化皮

图11 对比管管样内壁氧化皮

图12 对比管外壁氧化皮

3.3 析出相分析

通过扫描电镜对爆管管样进行金相组织观察，发现奥氏体组织晶界上存在较多灰色析出相，部分存在于晶内，析出相颗粒较大，形状不规则(见图13)。

图13 爆管扫描电镜图

对爆管管样基体、晶界、灰色析出相进行能谱(EDS)分析。基体EDS分析结果见图14，结果与TP347H化学成分符合。

图14 爆管管样基体EDS分析结果图

晶界处析出物的EDS分析结果见图15，其中Cr含量比基体稍低，推测可能是由于晶界处析出了M23C6化合物造成的贫Cr区。

图15 爆管管样晶界EDS分析结果

灰色析出相EDS分析结果见图16。由图16可以看出，灰色析出相为富Nb相，可能为基体未熔的Nb或富Nb的碳、氮化合物Nb(C，N)。

图16 爆管灰色析出相EDS分析结果

通过对爆管管样和对比管管样进行了X射线衍射(XRD)分析，见图17。由图17可以看出：爆管管样中存在少量的M23C6化合物，M23C6为富Cr的碳化物，随着奥氏体钢服役时间的增长，优先在晶界析出，造成晶界贫Cr，结合爆管管样晶界处的EDS分析结果，晶界存在一定的贫Cr区，可以判定爆管管样晶界处存在一定的M23C6析出相；同时，爆管管样中存在少量α-Fe，可能是由于TP347H中发生了少量的马氏体转变，使得爆管管样带有弱磁性。

图17 爆管及对比管XRD图

TP347H是在TP304钢的基础上，添加了0.7%(质量分数)的Nb，使其析出细小弥散分布的富Nb的MX相及M23C6碳化物相，达到弥散强化的效果，从而使TP347H具有较高的高温强度[2]。TP347H中的富Nb相分为一次析出相Nb(C，N)和二次析出相NbC，一次析出相Nb(C，N)尺寸较大，可能达到1～3 μm，可能在合金熔液凝固过程中析出，在固溶处理过程中不能完全溶解；二次析出相NbC尺寸较小，尺寸为纳米级[3-4]。二次析出相NbC尺寸较小，弥散分布在基体中，有弥散强化和第二相强化作用，可以提高材料的强度，大尺寸的一次析出相Nb(C，N)作为夹杂物随机分布在晶内，对材料性能危害较大[5-6]。爆管管样中存在的富Nb相，尺寸较大，最大尺寸达到3 μm，根据富Nb析出相可以判断为一次析出相Nb(C，N)。尺寸较大、材料性能降低，可能为造成爆管的因素之一。XRD和EDS分析得出爆管管样晶界处存在M23C6析出相，但由于数量较少且尺寸较小，晶界处未见大量存在，同时晶界未发生沿晶氧化和晶间腐蚀情况，因此可以得出爆管失效与M23C6析出相无关。

4 结语

综合爆管管样的爆口形貌特征、化学成分分析、力学性能分析、金相组织分析、析出相综合分析，得出爆管与组织中M23C6化合物的析出无关，爆管的主要原因有以下两点：

(1)爆管管样金相组织中存在较多粗大的一次析出相Nb(C，N)，最大尺寸达3 μm，作为夹杂物随机分布在晶内，使材料性能进一步劣化，造成管子因性能下降而发生爆管失效。

(2)管子在长时超温运行工况下，内壁氧化皮超标且存在多处纵向裂纹，向火侧力学性能下降较多且低于标准要求下限；金相组织中存在多处蠕变孔洞，使材料的力学性能下降，管子壁厚存在减薄，减薄部位受到的内压应力增大，进而发生爆管失效。