材质	规格	价格
T22	22*5	电议0635-8884428
T22	34*5	电议0635-8884428
T22	34*7	电议0635-8884428
T22	38*4.5	电议0635-8884428
T22	38*5	电议0635-8884428
T22	38*6	电议0635-8884428
T22	42*5.5	电议0635-8884428
T22	44.5*5.5	电议0635-8884428
T22	51*10	电议0635-8884428
T22	54*5	电议0635-8884428
T22	57*4.5	电议0635-8884428
T22	57*5	电议0635-8884428
T22	57*5.5	电议0635-8884428

T22和P22的化学成分和性能接近，T22用于锅炉受热面，与烟气直接接触，P22用于连接管道 T/P22与德国10CrMo910相当，T22属于ASTM SA213锅炉、过热器和换热器用无缝铁素体序号 检 查 部 位 迎流面壁厚 背流面壁厚 D1 D2
1 爆口纵向末端附近 4.3 7.0 39 43.5
2 爆口上方100mm处 / / 40 40.4
3 爆口下方250mm处 5.24 7.44 / /
4 爆口上方500mm处 5.8 7.0 39.4 39.8
2.2 化学成分分析
屏式过热器管T91段化学成分分析结果见表2。
表2 屏式过热器管T91段化学成分分析结果 wt%
成 分 C Mn P S Si Cr Mo V Nb Ni Al
爆管样 0.080 0. 44 0.016 0.0044 0.23 9.51 0.88 0.23 0.089 0.12 ＜0.03
SA213-T91 0.08~0.12 0.30~0.60 ≤0.020 ≤0.010 0.20~0.50 8.00~9.50 0.85~1.05 0.18~0.25 0.06~ 0.1 ≤0.4 ≤0.04
结果表明，受检管样的化学成分符合ASME标准要求，材料的化学成分合格。

2.3 金相检查
分别截取破口边缘及附近和远离破口上方2.5m、4.6m处、下方近焊口处的T91管子、以及与T91 管子对接焊缝附近的T22管子（见图1所示的A、B、C、D、E处），制成金相试样在金相显微镜下观察并拍照。浸蚀剂为4%硝酸酒精溶液。金相检查结果如图4～图11所示。






放大倍数： 400× 放大倍数： 400×
金相组织：回火索氏体 金相组织：拉长的铁素体+贝氏体
图4 T91新管横截面原始金相组织 图5 破口边缘横截面金相组织






放大倍数： 200× 　 放大倍数： 400×
金相组织：铁素体+贝氏体 　 金相组织：铁素体+贝氏体
图6 破口纵向末端外表面金相组织 图7 破口纵向末端横截面金相组织





放大倍数 400× 放大倍数 400×
金相组织：回火索氏体 金相组织：回火索氏体
图8 破口上方B处横截面金相组织 图9 破口上方C处横截面金相组织






放大倍数： 400× 放大倍数： 400×
金相组织：回火索氏体 金相组织：铁素体+贝氏体
图10 破口下方D处横截面的金相组织 图11 T22管E处横截面的金相组织

2.4 机械性能测试
分别截取破口附近、破口上方4.6m处T91管、与爆管同一根U形管的T22管各一段，加工成拉伸试样，按照GB228-87《金属拉伸试验方法》的规定进行拉伸试验。拉伸性能测试结果见表4。

表4 拉伸性能测试结果
机械性能指标 抗拉强度σb(MPa) 延伸率δ5(%) 备 注
破口附近管段 1 534 32
2 515 断在标距外 迎流面
3 547 31
4 569 29 背流面
破口上方C处T91管段 5 577 33
6 583 31
7 566 33
E处T22管段 8 450 28
9 453 28
10 480 27
ASME SA213-T91 ≥585 ≥20
ASME SA213-T22 ≥415 ≥22

拉伸性能试验结果表明，破口附近和破口上方4.6m处的T91管段的抗拉强度σb都偏低，不符合ASME的技术要求，延伸率δ5合格。与T91 管子对接焊缝附近的T22管段的抗拉强度σb与延伸率δ5符合ASME标准要求。

3 分析与讨论

3.1 从爆口的宏观检查结果看，爆口处塑性变形大，管径明显胀粗，管壁显著减薄，具有短时超温爆管的特征。破口处内外表面有较厚的氧化皮，并且分布着许多轴向裂纹，这说明爆管前，该管曾经受了一定程度的长时超温运行。
3.2 如图4所示，T91原始管段的金相组织为回火索氏体。爆管后破口附近迎流面管材的金相组织均为块状的铁素体+贝氏体（见图5、6、7），晶粒较为粗大，未发现蠕变微裂纹。而
破口边缘横断面的组织因严重的塑性变形而出现拉长的铁素体+贝氏体，其背流面的金相组织仍为回火索氏体，但其中碳化物已发生扩散。表明该部位迎流面的金相组织已发生过相变，由此推断爆管前该部位管壁的温度曾超过AC1点（835℃），在该温度下材料的强度急剧下降，最终导致短时超温爆管。爆管后由于管子冷却速度缓慢，导致其组织转变成铁素体+贝氏体。
远离破口的上部和下部三个T91管检查点的金相组织均为回火索氏体（见图8、9、10），与原始组织相比较，可看到上述部位的金相组织中已有碳化物颗粒析出和聚集的现象，这表明随着在高温下运行时间的延长或过热，管子的金相组织逐渐发生变化，碳化物逐渐从铁素体中析出并聚集长大。
与T91管子对接焊缝附近的T22管子的金相组织为铁素体+贝氏体（见图11），贝氏体中的碳化物有分散现象，这表明管子在高温下运行后，T22管段的金相组织也出现了老化现象。
3.3 爆口附近及离爆口上方4.6m处T91管的抗拉强度σb均低于ASME标准的技术要求，表明管材因超温运行导致性能显著下降。与T91 管子对接焊缝附近的T22管子抗拉强度虽符合标准要求，但也是接近下限，这也与超温运行有关。
3.4 壁厚和外径的测量结果表明，迎流面破口附近管子壁厚明显减薄，管径有胀粗现象。从宏观检查的结果来看，薄壁处都与破口同一方向，并且在破口上下1m范围内薄壁的内外表面都分布着许多轴向裂纹，对该部位进行金相检查未发现蠕变微裂纹。这些表面轴向裂纹实际上是内外表面氧化皮破裂形成的，并非蠕变裂纹。这是因为爆口附近迎流面管壁超温最为严重，相应地在超温状态下其强度也就最低，所以就发生了选择性的塑性变形，也就是令迎流面的管壁局部延伸减薄，管径胀粗。同时，该处表面的氧化皮因无变形能力而发生轴向破裂。因此，这根T91管的壁厚偏差和表面轴向裂纹的形成是严重超温运行造成的。
3.5 入口联箱B5-1管口异物堵塞是造成此次屏式过热器短时超温爆管的导火索。管口异物堵塞后，这根U形管的蒸汽流量急剧减小，引起整根管子严重超温。而爆管发生在T91段而不是T22段是由于下面两个原因造成的：
3.5.1影响受热面管强度的金属温度是指管子的内外壁温度的平均值，正常情况下，屏过U形管金属温度最高点出现在接近出口联箱的出口受热面管，且进出口温差约75℃，当管口被异物卡塞时，金属温最高点将前移，前移量与异物卡塞程度（即节流量）有关。本次B5-1管口异物使该管最高温度点前移了5米。
3.5.2 B5-1U形管爆管时最高温度超过了AC1点，其超温幅度远大于该管入口段的T22管的超温值。
3.5.3 拉伸试验结果表明，这根T91管的室温抗拉强度值低于ASME标准要求。这说明该过热器管曾经历了一定程度的超温运行历史，超温运行使管子内外壁氧化皮增厚，并加速了管子材质的老化，使管子的强度降低。因此，在发生异物堵塞引起的短时过热后，这根T91管更容易发生爆管。
4 结论
4.1 3号锅炉屏式过热器管由于入口联箱内B5-1管口异物堵塞，导致该管发生短时过热爆管。
4.2 T91钢在高温状态下运行，同样会产生高温氧化腐蚀和碳化物析出并长大的现象，当超过极限温度（如AC1）时，就会发生短时超温过热爆管，爆管特征和机理与珠光体耐热钢相似。
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