摘  要：利用光学金相显微镜、扫描电子显微镜等对锅炉屏式过热器管爆管原因进行了解剖分析，认为过热器管工作中局部存在过热现象，管壁组织因过热而发生组织粗大化、晶界合金元素偏聚、沿晶界的氧化一腐蚀破坏等，这些因素共同作用使得过热气管该部位蠕变强度大幅降低，最终导致了过热气管的早期爆管。

关键词：爆管；过热；沿晶氧化一腐蚀

    某锅炉屏式过热气管的蒸汽出汽管和进汽管分别系规格(Ø45 mm×10．8 mm和Ø45 nlm×7．4mm同材质的0Crl8 NillNb不锈钢焊接而成，外径相同，出汽管内径小，进汽管内径大，运行时过热器管内部为高温蒸汽，外部为高温烟气。在锅炉试运行50 h(满负荷)时发生了爆管，当时炉膛温度1 600⁰C，运行记录壁温720℃(持续时间20min)，设计出口蒸汽温度524℃，工作压力25．4MPa。爆管后因现场外力使爆管部位发生了180⁰弯折，宏观照片见图1，利用光学金相显微镜、扫描电子显微镜和能谱仪等对爆管进行了系列解剖分析及取样进行化学成分分析。

1  化学成分

    对锅炉屏式过热气管取样进行化学成分分析，结果见表1，成分符合0Crl8NillNb钢国家标准的要求。

2  宏观观测

爆管经切割分解后，肉眼观察并用游标卡尺对宏观照片图1上所示各部位的壁厚、内径、外径等进行了粗略观察测量，见表2。

    宏观观测结果归纳为如下几点。

    (1)蒸汽出汽端和焊接接头完好，裂口沿蒸汽进汽管纵向张开，爆口左端部离焊接接头约2cm远，即爆管只发生在进汽管局部，与出汽管无直接关系。

    (2)蒸汽进汽管炸裂部位(1号、2号、3号)呈暗黄色，管外表面光滑且有冲刷痕迹，而远离爆裂部位的正常管面(5号)呈砖红色，说明两部位环境温度前高后低、气流强度前强后弱。

    (3)1号、2号、3号部位管径有胀粗现象，管壁有减薄，越靠近焊接接头减薄越严重，且裂口一侧减薄更明显(3号、4号对比)。

    (4)爆裂口的附近及其延长线上钢管表面有宽约2．5 cm的条带，其上存在大量纵向平行分布的宏观小裂口，爆口正位于该条带上，而背向爆裂口的另一侧(如4号)肉眼观察不到明显裂纹。

    (5)严重变形的1号部位断口有45⁰剪切边存在，它是爆裂发生后撕裂所致。

3  扫描电镜断口观察

    在裂口张开不大的2号部位截取断口，经弱酸清洗后可见人字纹向1号部位扩展，该部位钢管外表面平行小裂口如图2，从形貌上看断口与此类小裂口有对应关系。断面氧化严重，但高倍下仍可见穿晶与沿晶混合断裂特征，且沿晶二次裂纹明显，如图3。

断口局部可见较大面积的氧化区域(如图4)，它与钢管的外表面相通(即与原表面小裂口对应)，且深度达管壁厚度的2／3。

    扫描电镜下可见管内壁有一较薄氧化垢层，垢层脱落后可见内壁呈沿晶龟裂形态，如图5。

4金相观察

    分别在宏观描述的1号、2号、3号、4号、5号部位以及出汽管上取纵向和横向截面样，磨制成金相抛光面，在光学显微镜下观察，主要微观特征归纳如下。

    (1)1号、2号和3号部位对应金相磨面上均可见由管外壁向内扩展的裂纹，1号部位由于处于爆口部位，裂纹开口较大，垂直向内，深度约为1．5mm(最深裂纹深度)。2号和3号部位的裂纹呈孔洞和不连续的网状，高倍下观察有明显的沿晶氧化特征，如图6～7。4号试样外表面虽然在前述宏观观察中未见微裂纹，但在金相截面上仍有由表面向内深入的微裂纹。能谱分析表明：严重氧化的粗厚晶界上O、Cr、Ni有偏聚现象，定点分析含量为：w(O)19．84％，w(Cr)24．12％，w(Ni)21．93％。

    (2)5个部位的管内壁表层均有一层厚度约为0．06 mm的氧化层，仅在3号部位的1个金相样上观察到了微裂纹。

(3)钢中夹杂物主要为氧化物，硫化物及含铌的沉淀相。进汽管的夹杂物级别为B3e(单条氧化物的连续长度约达4．5 mm)，A1，如图9，表明进汽管中的氧化物夹杂较严重；出汽管的夹杂物级别为D1，A1。

    (4)试样经试剂轻腐蚀后，2号和3号部位的细网状裂纹上有链状分布的碳化物，如图10。能谱分析表明其上有Nb、Ni、S偏聚现象，定点分析含量：w(Nb)5．73％，w(Ni)16．20％，w(S)4．56％。

    (5)试样经试剂深腐蚀后，1号～4号部位晶粒较粗大，1号部位晶粒度为3．5级，2号～4号部位晶粒度均为4级，如图11，而远离爆裂口的正常部位5号以及出汽管晶粒极细，晶粒度分别为9．5级和8级，如图12。各号试样组织均为奥氏体。其中，5号试样和出汽管组织奥氏体孪晶较多，1号～4号试样组织中奥氏体孪晶特征大部分消失。

    总之：爆管部位组织相对于正常部位异常粗大，且有表面沿晶裂纹向内伸展，裂口一侧最为突出，局部晶界氧化严重，晶界上均有不同程度的合金元素偏聚现象。

5  分析讨论

    爆管是在锅炉满负荷试运行50 h时发生的，当时炉膛温度1 600℃，运行记录壁温720℃，设计出口蒸汽温度580℃，对于0Crl8 NillNb材质的不锈钢而言，爆管应属于高温失效范畴。金属材料在高温下的失效可由多方而的原冈造成，主要有力学因素一受载情况；冶金因素一材料及工艺、组织状态、宏观及显微缺陷等；环境因素一温度、压力、工作气氛或介质等。国内外材料研究人员长期以来开展了大量的高温失效研究，普遍认为蠕变损坏是高温失效的主要原因之一。蠕变失效是指过量的蠕变变形或蠕变断裂造成的损坏。如果所用材料的蠕变塑性甚好，则工程零部件会因过大的变形而失效，如果材料是低塑性的，则零部件会在未出现明显的变形情况下突然断裂而导的事故。高温服役的材料，除了要求足够的室温和高温力学性能之外，还必须具有良好的组织稳定性，因为在温度和应力的复合作用下，材料

中的扩散加速，其组织会随时间逐渐变化，诸如强化相微粒的聚集粗化或溶入基体、组成相的转变、有害相的析出等，这些都可能使材料的蠕变抗力下降、蠕变断裂提前。

    针对本次分析的锅炉屏式过热气管，综合前述宏观观察、扫描电镜断口观察、金相组织和能谱微区成分分析，如下几点值得重视。

    (1)焊接接头两端钢管内径差别较大，该部位管内流动的蒸汽流有可能受阻，从而也会改变该部位的环境条件，如压力、温度、流速等。

    (2)爆裂部位管径有发黑、胀粗现象(50 h内已有约4．4％的塑变)，说明炉膛内气压温度不均，存在局部过热。爆管及延续部位的一侧产生较多纵向表面小裂纹，而钢管厨边的其余部位完好，说明管壁外部的温度及受蚀条件不一致。

    (3)爆管部位组织因过热而发生了显著变化如组织粗大化、晶界氧化、晶界合金元素偏聚等，它使材料的蠕变强度大幅降低，在内部蒸汽压力作用下，管壁表面会产生沿晶界的氧化一腐蚀破坏，局部严重的还会形成表面沿晶微裂纹，并不断向内扩展。

    (4)钢管中的非金属夹杂较严重，势必对使用性能造成不利影响。

6  结  论

    锅炉屏式过热气管的爆裂部位是在高温高压及热气流冲蚀环境中服役，且该部位存在局部过热现象，管壁组织因过热而发生了严重变化，如组织粗大化、晶界合金元素偏聚、沿晶界的氧化一腐蚀破坏等，这些因素使过热气管局部蠕变强度大幅降低，从而导致了过热气管的早期失效。