2003年3月第21卷第1期长沙铁道学院学报JOURNAL OF CHANGSHA RAILWAY UNIVERSITYNo1!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!Mar.2003文章编号：1000-2499（2003）01-0108-05电厂锅炉过热器管失效分析及残余寿命预测贺株莉"（长沙电力学院，湖南长沙410077）摘要：对运行后的管材进行金相分析、蠕变孔洞观察及评级、高温持久实验等.采用综合分析法对其寿命进行预测.关键词：锅炉管；后屏过热器；蠕变损伤；珠光体球化中图分类号：TK223.13；TG146.2文献标识码：AAnaiysis on Invaiidation of Overheater Pipes in PowerPiants and Prediction of Their Life ExpectancyHE Zhu-ii（Changsha University of Eiectric Power，Changsha410075，China）Abstract：Based on the metaiiographicai anaiysis，observation，grading creeping hoies as weii as the exper-iment with the high-temperature creeprupture，this paper predicts the iife expectancy of the overheater pipes after prehensive anaiysis is adopted here.Keywords：boiier pipe；rear screen overheater；creeping damage；spheroidization of pear iife 电厂锅炉过热器是火力发电厂中的高温承压部件，它能否安全工作对整个机组的安全运行有着十分重要的意义，因此，对其进行寿命预测，使其超期安全运行，经济效益十分可观.作者从材料学方面对平圩发电厂2号炉后屏过热器进行寿命分析，采用综合分析法对其寿命进行预测.对运行后管材进行金相分析、蠕变孔洞观察及评级、高温持久实验等.根据实验数据及分析结果，结合壁温的结果，判断在影响材料寿命的诸因素（蠕变、球化、碳化物形成、材料的氧化腐蚀等）中，哪一个是主要因素，从而对其寿命作出比较科学全面的评判.1试验条件为了对后屏过热器的管壁进行实时监控，现场布置了几十个壁温测点，测量结果表明，左侧后屏过热器壁温高于右侧.本次从左侧后屏中共取6根管子，材料为12CriMoV，规格为!60 mm X11mm.已运行43510.74h，试验设备为4x1金相显微镜和HITACHIx-650型扫描电镜."收稿日期：2002-12-30作者简介：贺株莉（1963-），女，湖南株洲人，长沙电力学院工程师.!试验结果及分析计算!."常温力学性能试验各试样的常温力学性能实验结果见表l.表"常温力学性能实验试样编号!S /Mpa !b /Mpa "5/%#/%l #（2-2）345470l8602#（6-2）32845929523#（l0-2）2703753l 584#（4-7）29844828575#（8-7）34l4622l49!.!球化分析结果2.2.l 球化级别鉴定为对各管材的珠光体球化做比较准确的鉴定，对每个试样显微组织进行了观察，同时参考电科院5级球化标准给出的l2crlMOV 钢球化级别同其抗拉强度!b 的对应值.6根管子的球化分析结果见表2.表!管材的金相组织及球化级别鉴定试样号l #（2-2）2#（6-2）3#（l0-2）4#（4-7）5#（8-7）原材料组织特征见图l 见图2见图3见图4见图5见图6!b /Mpa 470459375448462552珠光体球化级别4454~54~5———图l >500图2>500图3>500图4>500图5>500图6>50090l 第l 期贺株莉：电厂锅炉过热器管失效分析及残余寿命预测2.2.2由球化确定的壁温由扩散控制理论可知球化时间I与使用温度T之间有如下关系式［1］：In I=In A+B/T式中：A、B均为材料系数.对于12Cr1MOV钢达4级和5级球化时间I（4）和I（5）与温度的关系［2］：4级球化：T=33500/［In I（4）+29.4332］-273（其中：e-29.4332；B=33500）4~5级球化：T=33500/（In I+28.0478）-273（其中：A=e-28.0478；B=33500）5级球化：T=33500/［In I（5）+26.9492］-273（其中：A=e-26.9492；B=33500）其中：I（4）和I（5）为取样前的累积运行时间，即：I（4）=I（5）=43510.741.计算各管壁温度如表3所示.由表3可见，由于现场壁温测点均布置在炉外，测量出的壁温必然较实际温度低，计算值比测量值分别高出40~80C.但壁温分布的规律与测量值十分接近，由此计算而得的各管段的壁温可以作为其表!球化确定的各管子的壁温编号1#2#3#4#5#球化计算壁温/C562.1562.1617.3587.6562.1实测壁温/C512.5508.5539526507热力学计算壁温/C557577613581562寿命评估依据.3号试样所在管子（10排第2根管）壁温已超过610C，说明该厂2号炉后屏过热器在实际运行过程中出现偏差引起的超温现象是比较严重的.".!蠕变孔洞观察和评级对5根管子的蠕变孔洞进行了观察，发现其单个蠕变孔洞都比较明显，其中，10-2号管壁金属的蠕变孔洞已经连成片.根据Neubauer和WedeI提出的划分蠕变孔洞的4级标准［3］，2-2号和8-7号管壁符合其中的A级.6-2和4-7号管壁符合其中的B级，而10-2号管壁金属微观组织中，蠕变孔洞几乎连成片，蠕变损伤已非常严重，符合4级标准中的C级.又根据Neubauer和WedeI提出的蠕变寿命损耗分数I/I r分别等于0.4、0.6、0.8、1.0.因此2-2和8-7号管壁的残余寿命为：I res=I（I r/I-1）=1.5X I=1.5X43510.74=6526614-7和6-2号管子的残余寿命为：I res=I（I r/I-1）=0.667X I=1.667X43510.74=29006110-2号管子的残余寿命为：I res=I（I r/I-1）=0.25X I=0.25X43510.74=108771".#碳化物分析2.4.1晶内碳化物尺寸的测量与统计采用HITACHIX-650型扫描电镜对全部6个试样（包括原始管材）分别进行了晶内碳化物颗粒尺寸的测定.碳化物颗粒形貌均按球状处理，结果见表4.2.4.2根据碳化物尺寸确定的残余寿命过热器管道在长期使用中，晶内析出的VC、M02C等碳化物将主要表现为长大行为，这种现象称为碳化物的粗化.研究表明碳化物的长大与使用温度和时间有关，其规律为：dI3-do3=KI011长沙铁道学院学报2003年表!晶内碳化物颗粒尺寸测定结果试样编号分析颗粒个数颗粒最小直径/!m颗粒最大直径/!m 颗粒平均直径/!m1#（2-2）2450.061385670.853274750.38562#（6-2）2580.065743840.908209480.40953#（10-2）2250.071050740.956908470.44354#（4-7）1980.067450810.912508170.41085#（8-7）2130.060458770.826549550.39156#（原始样）1810.038567580.480719430.159765式中：dt 为运行t 时刻的碳化物尺寸；do 为原始管段的碳化物尺寸；t 为运行时间；K 为与温度有关的碳化物长大速度.测定碳化物尺寸，可以估计材料的损伤状况，因此晶内碳化物尺寸是一项重要的蠕变损伤特征参数.对12Cr1MOV 高温过热器进行过模拟实验［4］，经过热器在累计运行12万1后更换并详细分析，其碳化物长大基本方程为ln K =0.0422T -48.4907.式中：K 为碳化物长大速度；T 为过热器管壁壁温；还测定了模拟爆管试样爆口附近的碳化物极限尺寸：dr =0.56!m 10.02；在确定了碳化物长大极限尺寸后，可以用下式得出蠕变损伤率!c 与测得的碳化物尺寸的关系式："c =11+dr 3-dt 3()Kt式中：dr 为碳化物的极限尺寸；dt 为测得的碳化物的平均尺寸；I 为与温度有关的碳化物长大速度；t 为运行时间.而已知管段的蠕变损伤率，即可估算其残余寿命时间：t res =t"c -t 根据以上公式，将表4中的碳化物尺寸代入计算，得出各管段的残余寿命值如表5所示.表"根据碳化物尺寸估算的各管段残余寿命样品号球化级别dt /!m 壁温T /CKt （X 10-2）蠕变损伤率"c /%残余寿命t res /11#（2-2）40.38565576.179534.32830002#（6-2）40.409557714.3757.33320003#（10-2）50.443561365.688.1258004#（4-7）4~50.410858117.0161.5270005#（8-7）40.39155627.6339.7565000#."持久强度及蠕变试验2.5.1过热器管壁应力计算过热器管道运行过程中由于承受内压而引起的应力可以用Lame 方程［5］来计算，计算公式为：周向应力：#$=Pr 2i （r 20+r 2）r 2（r 20-r 2i ）径向应力：#r =-Pr 2i （r 20-r 2）r 2（r 20-r 2i ）轴向应力：#z =U （#r +#0）=2U Pr 2i（r 20-r 2i ）平均直径周向应力为：#=Pd2t 式中：P 为作用在管子上的内压力；ri 、ro 分别为管子的内径、外径；r 为管子厚度方向任一点的111第1期贺株莉：电厂锅炉过热器管失效分析及残余寿命预测直径；t为管子厚度；u圩电厂2号炉后屏过热器工作压力17.75Mpa，管子规格为!60mm X11 mm，由上式计算可得作用在管子上的轴向应力为"=35.14Mpa.2.5.2持久强度的外推由于时间的限制，只对工作条件最为恶劣、球化最严重的10-2号管子进行高温持久实验，实验温度610C，所得实验数据如表6所示，外推曲线如图7所示.表610-2号管子的持久强度实验数据应力/Mpa186.2122.5102.983.385.2680.36断裂时间/h50.5498.61295.73897.64167.54910.5从图7看出，该管材在应力小于83.3Mpa出现转折点，直线斜率从0.1844上升为0.355，转折后的直线参数为：a=3.215126；J=-0.355.则外推在工作应力为35.14Mpa时，Lg X=（Lg35.14-3.215126）/（-0.355），X=50385h最终残余寿命为50385-43510=6875h.3结论图710-2号试样的持久强度曲线1）过热器使用的耐热钢材料对使用温度最为敏感，使用温度最高的10-2号管材的珠光体球化已达5级.碳化物在晶界上析出并长大，聚集在晶界上呈连续薄膜状，严重削弱了晶界强度，同时促使蠕变孔洞在该处萌发，促使晶界裂纹形成，导致其残余寿命大大降低.对10-2管材来说，由球化引起的材料老化成为决定其寿命的最终因素.对于球化刚达4级的2-2号管壁来说，其微观组织中也已出现了明显的单个蠕变孔洞，说明对该管子来说，其金属材料已有了一定蠕变损伤，对蠕变损伤引起的寿命损耗也应作为重要因素来考虑.老化和损伤这2个过程随使用温度的提高和运行时间的加长同时进行着.2）通过12CFIMOV钢球化时间同使用温度的关系式，对各管材的使用温度进行了计算，所得结论同实测结果基本一致.这说明珠光体球化主要取决于使用温度及时间.3）碳化物长大速度K对温度十分敏感，不同使用温度的K值差别很大；同时使用温度越高，则晶内碳化物长大倾向增强，表现为碳化物粒子平均尺寸增加.4）使用540/610C对10-2号管材进行了高温持久实验，结果所得残余寿命值接近于由材料损伤和老化计算出来的值.5）严格控制机组运行过程中的超温现象，对损伤严重的10-2号管子应加强监督，在260d 时，可以考虑更换该管屏.参考文献：［1］吴非文.火力发电厂高温金属运行［M］.北京：水利电力出版社，1979.［2］吴非文.沙角B电厂锅炉过热管爆管分析及寿命估算［J］.热力发电，1998，1（1）：46-56.［3］林建国，张永刚，陈昌麒.TiAL合金pST晶体高温特性及蠕变失稳机制［J］.金属学报，1998，34（9）：945-949.［4］李益民.电站高温部件蠕变寿命预测方法现状［J］.热力发电，1994，152（2）：34-39.［5］程宝俊.12CFIMOV过热管寿命评估［J］.热力发电，1993，7（5）：55-56.211长沙铁道学院学报2003年。