电厂锅炉过热器管失效分析及残余寿命预测
电站锅炉过热器的失效分析与寿命评估
过热 器 的腐蚀 包括 外部 腐蚀 和 内部 腐蚀 。外 部
腐蚀 主要 是 由于管 壁 外 的 高 温 黏结 性 灰 层 ， 些 灰 这 层 中有低熔 点 的 复 合 硫 酸 盐 存 在 。在 ５ ０ ７ ０ ５ ～ １ ℃ 的 范 围内熔化 成 液 态 ， 管 壁外 部造 成 腐 蚀 。 内部 对
中 图分类 号 ： ＴＭ ６ １ ２ ２ ．
文 献标 识码 ： Ａ
过热 器是 利用 烟 气 的 热 量加 热 饱 和 蒸 汽 的 ， 高
反 复交 变应 力 ， 造成 管 道 金 属 的疲 劳 寿命 损 耗 。但 由于过 热器 管道一 般较 薄 ， 因而 其 内外壁 温差较 小 ， 由此 产 生的热 应力 也较 小 ， 因此 由热 应 力 造成 的疲 劳失 效 可不考 虑 。
第２卷 ５
第 ３ 期
电
力
学
报
Ｖｏ ＿ ５ ＮＯ ３ ｌ２ ．
２１ ０ ０年 ６月 文 章 编 号 ： １０ —５ ８ ２ １ ）３０ ３ ４ ０ ５６４ （ ００ ０ ２ ５０
Ｊ ＯＵＲＮＡＬ ０Ｆ ＥｌＥ ＣＴＲＩ ＯＷ ＥＲ ＣＰ
Ｊ ｎ ２ １ ｕ． ００
２ ６ ３
电 力 学 报
第 ２ ５卷
２ 高 温 过 热器 寿 命 评 估 的 理论 依 据
高温过 热器 的奉 命评 估工作 主要是蠕 变 寿命 评
估 。 目前 大多 还是 采 用 拉 森一 米勒 公 式 计算 在一 定 的温度 、 应力 下的蠕 断时 间 ， 再用 罗宾逊公 式计算 高 温蠕 变 寿命 损 耗 的百 分 数 ， 果 越 接 近 １ 寿 命 越 如 ，
锅炉 运行 过程 中燃料 品 质 的变 化 、 负荷 的变化 、 组 机
炉管剩余寿命预测
剩余寿命预测1 高温炉管剩余寿命预测的基本原则和方法1.1 高温炉管寿命预测的基本原则炉管检测后的最终质量通常用A、B、C三个级别进行评价。
即“A”级管有较轻度或没有蠕变裂纹，这种炉管继续使用没有问题；“B”级管有一定程度的蠕变裂纹，但可以继续使用，同时应加强监视；“C”级管的蠕变深度及面积已达到极限。
这类炉管不能继续使用，必须更换。
要预测炉管的残余寿命，实际上就是预测“B”级管的使用年限，因为对大多数高温炉管来说，“C”级管是必须更换的。
目前，炉管的检测通常釆用专业炉管检测装置进行。
虽然炉管检测装置具有它的可靠性、稳定性和准确性，但它只有一个单一的蠕变裂纹深度指标，如果要估算炉管的残余寿命必须要综合考虑，不能绝对地靠检测到“A、B”级来对炉管残余寿命下定义,因为化学成分和原始组织决定材料的原始强度，而运行时间、温度及应力的变化决定材料受蠕变损伤的程度。
根据国内外对高温炉管的研究结果，本文在对扬子石化公司芳烃厂BA1051制氢转化炉炉管进行评定时，按照如下的基本原则预测炉管的寿命。
首先确定导致炉管损伤的主要原因，然后根据炉管的损伤状态，选择相应的预测方法。
在对预测结果进行修正时同时兼顾其它因素的影响，在最终得到的使用寿命中应包含一定的安全余度，以适应炉管工作条件的变化。
1.2 高温炉管寿命预测的方法为了最经济地利用炉管，剩余寿命评价技术必须准确，同时工程上又要求其实施必须简便。
近年来国内外对高温炉管剩余寿命评价技术的研究投入了大量的人力和物力，提出了多种预测炉管剩余寿命的方法，归纳起来可大致可分为间接法和直接法两类。
直接法即非破坏检查和破坏检查两类剩余寿命诊断技术，间接法即理论解析法。
解析法和破坏检查所需时间较长，而非破坏检查可在较短时间，对较多部位进行诊断，且能定期监测。
所以采用非破坏检查的方法预测炉管剩余寿命更为实用。
目前非破坏性检查的剩余寿命诊断技术主要有：（1）金属组织变化测定法，炉管长期在高温、应力和环境共同作用下服役，材料的微观组织会发生变化，如碳化物的析出、蠕变空洞的增殖等等。
锅炉高温过热器弯管的失效分析_1
锅炉高温过热器弯管的失效分析发布时间：2022-07-16T01:06:55.532Z 来源：《科学与技术》2022年第5期3月作者：林建伟[导读] 锅炉高温过热器管发生了爆管时对爆口管段取样，通过各项试验检测林建伟身份证号：******************摘要：锅炉高温过热器管发生了爆管时对爆口管段取样，通过各项试验检测，分析导致爆管产生的原因是，管子力学性能较差，存在焊接缺陷，在焊接应力及连续交变等外加应力的作用下，最终发生横向脆性断裂。
锅炉工作在高温高压环境中，锅炉受热面广泛接触烟、火、水、蒸汽等物质，这些物质在一定条件下会加速锅炉部件的腐蚀；在锅炉爆管事故中，过热器管、管子等小管子部件引起的停炉事故损失最大，因此分析锅炉受热面管在各种复杂工况下的安全运行对整个锅炉机组的连续运行具有重要意义。
关键词：锅炉高温；过热器弯管引言作为火力发电厂锅炉四大管道之一，高温过热器管的作用是加热饱和蒸汽定压，使其变成过热蒸汽。
在锅炉中，过热器是复杂性最强的受热面，受热面管壁以及管内蒸汽具有较高的温度，高温烟气会对受热面展开辐射换热和对流换热。
当受热面受到高温腐蚀、烟气腐蚀或锅炉结构不合理减小受热面管内壁通流流量的时候，通常会导致一些管壁温度高于规定温度，降低热稳定性，甚至导致受热面管壁温度过高、爆管等。
锅炉高温过热器联箱接管座角的焊缝出现裂纹，会导致裂纹的不断扩展，使得过热器发生管爆事故。
管爆事故的发生，不仅会给机组设备带来不可挽回的经济损失，同时也会给锅炉的经济安全生产带来潜在危险。
过热器直接影响着锅炉的经济性和安全性，其运行状况即对主蒸汽品质造成了影响，同时又与锅炉运行的安全性息息相关。
1锅炉高温过热器弯管的失效现状1.1管壁结垢问题锅炉受热面管壁结垢问题是导致其失效的重要原因。
因为管路受热面管道壁结垢现象能够引发管道热阻的上升问题，影响管壁的传热效果。
水垢产生的原因是高温环境下，盐发生反应形成的。
锅炉管失效分析与寿命评估
1.6 锅炉管失效的主要分析方法
锅炉管失效的主要分析方法是金相分析方法，先是从 锅炉上取下失效管段，进行初步检查并收集背景资料， 然后进行试验室分析。必要时在有条件的情况下也可 进行断口的扫描电镜分析及垢样的能谱分析。
1.6 锅炉管失效的主要分析方法（1）
—— 取样
为使试验室分析取得最多信息，应在取样时尽可能保 持现场状态。注意不应清理任何灰或火侧沉积物，因 为分析这些沉积物常常可能找出与失效有关的信息。
取样范围根据分析的要求有所不同，一般应考虑包括： 原始管样：最好是与失效管同一批生产的管样； 运行样品：使用状态相似或不同，尚未失效的运行样
品或维修更换样品； 以往失效样品：历史上曾发生过的类似失效； 当前失效管样：失效开裂、爆漏的失效样品。
1.6 锅炉管失效的主要分析方法（2）
1.5 过热器和再热器的特点（1）
过热器和再热器的作用是将饱和蒸汽加热成具有较高温度的过热蒸汽， 再送往汽轮机做功。由于过热器内流动的蒸汽温度较高，其传热性能 则降低。由于各段过热器过热蒸汽温度不同，烟气温度不同和受热条 件不同，过热器管壁金属温度与过热蒸汽温度之间的差值不同，一般 过热器管的金属壁温较过热蒸汽温度高20～100℃。
大多数水冷壁和省煤器管是用普通碳钢（SA210、SA192）制造的， 少数使用了低Cr铁素体钢（SA213T11、15CrMo），在欧洲，对下 部水冷壁的高热负荷区域常使用低合金钢（T11）。在中国，大多数 使用20g材料。
1.5 水冷壁和省煤器的特点（2）
在一定锅炉压力下，水冷壁管和省煤器管的使用温度最高至蒸汽饱和 温度，大多数情况下金属设计温度不会超过400℃，由于这一温度下 的管材处于弹性变形范围（不在蠕变范围内），因而管子原始设计具 有无限寿命。
电站锅炉低温过热器管失效分析
电站锅炉低温过热器管失效分析摘要：通过对低温过热器爆管，采用相关的技术手段进行失效情况分析，确定失效的原因，提出预防措施，避免和防止同类事故的再次发生。
关键词：电站锅炉；低温过热器；爆管；失效分析中图分类号：tm621 文献标识码：a 文章编号：1006-4311（2013）16-0279-020 引言某公司6#锅炉，型号为ug-130/3.82-m9，1998年安装，于2000年正式投入运行。
2006年11月20日该锅炉的低温过热器发生爆管，爆管后高温高压蒸汽冲向屏式过热器，致使数根过热器管发生严重磨损，其中2根已磨穿。
其它过热器管也有不同程度磨损。
该锅炉自投用至本次低温过热器爆管，累计运行时间4万多小时。
为避免和防止同类事故的再次发生，确保电站安全经济运行，同时为今后的管理提供可靠的科学技术依据，采用相关的技术手段对其失效情况进行分析，确定失效的原因。
该锅炉低温过热器管材质为20g，规格为？准38×3.5mm，其额定运行压力为3.82mpa，介质温度为450℃。
1 检验检测结果1.1 宏观检查宏观检查低温过热器爆管情况，爆管裂口位于迎烟气侧，裂口边缘比较粗糙，裂纹附近有明显的蠕变裂纹，裂口呈现出比较典型的长时间过热特征。
一处裂口裂纹长×宽约25×4mm，一处裂口裂纹长×宽约13×7mm，裂纹两端比较粗钝，具体情况如图1所示。
1.2 有效厚度测量用dc2000b型（精度为0.01mm）测厚仪对爆管管段进行测厚，背烟气侧厚度为3.74～3.79mm，迎烟气侧为3.32～2.13mm，2.13mm为破口边缘厚度，该锅炉运行近6年，管壁磨损小于0.1mm/年，在正常范围。
测厚结果见表1。
用外径千分尺测量爆管段外径涨粗5mm，外径涨粗率13%，其他部分管径无明显涨粗。
1.3 化学成分分析对爆管管段进行化学分析，结果见表2。
1.4 硬度测试对爆管管段进行硬度测试，结果见表3。
漳平电厂~#1炉高温过热器爆管失效分析
#
结论与措施
以上对高温过热器热段管排失效爆破原因分析
的结果证实：超出力运行和燃烧方式不正确是造成 高温过热器局部发生长时过热爆管的主要原因。为 了防止类似事故再次发生， 采取以下措施：
!"#
内部检查 用内窥镜对高温过热器热段爆管的管排集箱短
接头等部位进行检查， 未发现有异物堵塞， 排除了较 大硬物堵塞管排而影响管内介质流通的可能。
!"!"!
微观检查
用 !"#$%&’ %$()*)+)&, 金相显微镜对爆口 断裂边缘试样的横断面（ 未浸蚀） 进行检查， 发现爆 口附近管子内外表面与断裂面平行的小裂纹尖端曲 折且有分叉，同时在主裂纹周围还分布有许多细小 的微裂纹和孔洞， 这些微裂纹和孔洞沿晶分布， 在断 裂面周围也可看到类似的微裂纹。 在离断裂面- .. 左右的外表面有一条最大的裂纹，其外观似为一条 划痕， 裂纹深度 约 /0) ..， 由于该划痕位于弯头的 外弧面， 此处受周向拉力最大， 造成应力集中， 从而 加速了该处裂纹的萌生与扩展。上述裂纹具有典型 的蠕变裂纹特征， 因此， 该爆口的断裂性质属蠕变脆 性断裂。 用 -1 硝酸酒精溶液浸蚀爆口中心边缘及爆口 弯头背火面试样，用金相显微镜观察发现爆口边缘 爆口边 材料的金相组织为铁素体 2 珠光体 2 碳化物， 缘的金相组织中珠光体几乎球化，球化级别为-级； 爆口弯头背火面的金相组织中珠光体球化级别为 ) 级， 而管子的运行时数仅为七千小时， 表明爆口处的 金相组织球化速度较快，显示爆口弯头向火面的材 料在运行过程中承受了较高的过热温度。
从表 2 可以看到，高过爆口上侧直管材料的抗 拉性能在许可范围内， 但其向火面的抗拉强度已明 显降低， 且接近标准要求的下限。
在役锅炉过热器管的状态和寿命分析
摘 要 ： 华 能 福 州 电厂 已运 行 １ 万 ｈ的 ２ 锅 炉 四级 过 热 器 Ｉ２管 进 行 了 内 壁 氧 化 皮 厚 度 检 测 ， 样 对 １ 号 ２ 管
金 相 检 验 和拉 伸 试 验 分 析 ， 对 氧 化 皮 厚 度 为 ０ ３ ｍ 的 管 段 进 行 了寿 命 评 估 。 经 分 析 认 为 ， 并 ．５ ｍ 四级 过 热 器 多
连续 出力 １ ５ ｈ 主 蒸 汽 出 口设 计 温 度 ５ １ Ｃ ０ｔ ， １ ／ ４。、 设计 压力 １ ．５Ｍ ａ ７ ２ Ｐ 。锅炉 过热 器分 四级 布 置 ， 其
中二 、 三级 过热 器悬 挂 在炉膛 顶部 ， 半辐射 受 热 为
面， 四级过 热器位 于 水平 烟道 出 口， 悬挂式 对 流 为 管束 ， 顺流顺 列 布 置 ， ８ 由 ０排 组 成 ， 排 ５根 管 ， 每
ａｓ ｅｓ ｍ ｅｎｔ ｓ ｓ
华 能福 州 电厂 ２号锅 炉为 日本 三菱 公 司设计
制造 的亚临 界 中 间再 热 式 辅 助 循 环 汽 包 炉 ， 大 最
１ 试 验 管 样 及 测 点 情 况 介 绍
在 ２号炉 检 修期 间 ， 别 对 四级 过 热 器 外 圈 分
３管下 部 Ｔ ２段 进 行 了氧 化 皮 测 厚 ， 割 取 Ａ ６ ２ 并 １— １Ｂ ６１ Ｂ ０ ｌ 的不 同部位 进 行试 验 ， 里 对管 、 １— 、 ２ 一 管 这
火力发电厂高温过热器失效原因分析及寿命评估论文
火力发电厂高温过热器失效原因分析及寿命评估摘要：随着社会科技的不断发展，人们对于能源的获取方式还有利用已经发生了天翻地覆的变化，时至今日可以说电力资源的使用已经成为了人们不可缺的能源。
为了能够给人们提供稳定的电力能源，各种发电厂起着重要的作用，其中火力发电厂已经是重要的发电地点之一。
而火力发电厂当中的高温过热器则是核心之一，人们对它的关注从来没有减少。
关键词：火力发电厂高温过热器失效寿命评估中图分类号：tm62 文献标识码：a 文章编号：火力发电厂是人们最主要的电力能源提供地点之一，其中最重要的操作机器可以说是电站锅炉，而电站锅炉当中过热器又是最主要的运行设备，但是由于高温或者是工作条件相对恶劣等种种原因，过热器在运行的过程当中经常会发生爆管一类的事故，当过热器发生故障的时候，机组的安全运行也就失去了保障，而且还会消耗大量无谓的能量。
过热器的运作原理其实并不复杂，就是利用烟气所产生的热量来加热饱和蒸汽，而高温加热器却是一般都会布置在炉膛的高温烟区进行运作，这些高温加热器一般指的是屏式过热器或者是高温对流过热器。
正如左图所表示的一样，加热器的内部有高温蒸汽作为构件，而外部则是高温烟气，这样的工作环境可以说已经是非常简单的。
特别是对于大容量机组来说，因为它不仅机组本身的内外两个部分都要承受很高的蒸汽压力，而且两者还要同时的承受烟气腐蚀和高温蒸汽腐蚀的危害。
在锅炉运作的时候会对内部很多因素产生影响，这些影响对于过热器的运行参数会有复杂而巨大的影响，这些因素包括了燃料品质、负荷还有机组太过于频繁的启动和停止，这些因素共同作用之下，让过热器失效的速度加快。
一、高温过热器失效的影响因素导致供温过热器失效的影响因素有很多，但是有几种最是经常也是最明显的影响因素，包括蠕变、疲劳、劳损还有腐蚀这四种方式。
1、蠕变对高温过热器的影响所谓蠕变的影响指的是过热器的当中由金属材料组成的部件因为过热器本身不断的高温工作，在这样的条件之下发生了永久变形的行为。
基于有限元法的锅炉过热器管剩余寿命预测
１ 热 流 固耦 合 作用 机 理
Ｏ Ｔ
ｐ ： （ ｘ ＋ （ ｃＯ — ｔ ７ ｔ
一
Ｊ ） （ ＋
Ｊ ）
（） ８
式 中，
是源项。ｒ， 分别为气体粘性系数和热扩散率 ＝ ／， 为导热系数，Ｃ 为比热容。 ｌ ｋｃ ，ｋ ｐ
（ ）ｋ方程 ４
＋ｖ．ｐ ｋ） （ ｕ ：ｖ． ＋旦 ［ （ ） ］ ＋ ｖ ＋ 一 ・ （） ６
（ ） 方程 ５
＋ ｖ ． （
＋
） ｖ ＿ ＋ ＝ 【 （
热流 固耦 合是 指在 由流 体 、固体和 变化 温度 场 组成 的系统 中三 者之 间 的相互 影 响或相 互作 用 （ 含 物理 作用 和化 学作 用 ）。热流 固耦 合 问题是 流体 、温度 、应 力三 场 同时存 在 时的一 个基 本 问题 卜 。可 用 图１ 所示 的耦 合关 系来 说 明过热 器管 换热 过程 中热 流 固三场 耦合 作用机 理 。
—
ｏｐ ） ｄ （ｖ） ｄ （ ｄ ） ｃＰ ＋ｓ ＋ （ ＋ｉ ｐｗ ＝ 叩 ｗ ３ ｗ ｖ ａ
一
ａ ｚ
（ ４）
（ ）能量 方程 （ ３ 焓形 式 ）
Ｏｐ） ｄ （Ｖ） （ ＋ｉ ｈ ｈ Ｖ
：
ｄ （ ａｗ＋ ｉ ｄ ） ｖ
（） ５
式 在 ，Ｙ，ｚ 轴上 的投 影 ，ｈ 为焓 ，Ｓ ，Ｓ ，Ｓ ， ， ｘ ｙ ｚ
加热炉炉管的安全评定及剩余寿命预测
KONG Xiang- jun, T AO Si- da
( L iao ning S hihua Univ er sity , F ushun Liaoning 113001, P . R. China) Received 21 A p r il 2011; r evis ed 10 J une 2011; accep ted 15 J une 2011
实测值
热轧退火
25
4 79
25 7
GB/ T 8162- 1999 标准
热轧退火
3 90
\ 30 6
\ 1 75
实测值
热轧退火
3 90
3 45
20 6
HBS [ 179 12 6
-
2. 2 炉管外观检查和金相分析 炉管穿孔部位由于着火燃烧已经全部脱落, 未
穿孔炉管内表面由于腐蚀, 形成了许多深浅不等, 大
孔祥军, 陶思达
( 辽宁石油化工大学 , 辽宁抚顺 113001)
摘 要: 某炼油厂加热炉炉管仅运 行 18 个月, 就发生失效, 造成巨大经济损失, 因此有必要对剩余炉 管进行全
面的安全评定和剩余寿命预测, 以保证炉 管在一个 检修周 期内能 安全平 稳运行。通 过对炉 管的化 学成分 及金相 组
表 2 炉管的常温拉 伸试验数据 Table 2 Tensile strength of tube at ordinary temperature
数据来源 GB/ T 8162- 1999 标准
供货状态 试验温度/ e
热轧退火
25
机械性能
Rb / ( N # mm- 2 ) \ 41 0
Rs / ( N # mm- 2) \ 2 05
电站锅炉低温过热器管失效分析
关键词 ：电站锅 炉； 低温 过热器； 爆管； 失效分析
Ｋｅ ｙ ｗｏ ｒ ｄ ｓ ： ｕ ｔ ｉ ｌ ｉ ｔ ｙ ｂ ｏ ｉ ｌ ｅ ｒ ｓ ； ｌ ｏ ｗ ｔ ｅ ｍｐ ｅ ｒ ａ ｔ ｕ ｒ ｅ ｓ ｕ ｐ ｅ ｒ ｈ ｅ ａ ｔ ｅ ｒ ； ｔ ｕ ｂ ｅ ｅ ｘ ｐ ｌ ｏ ｓ ｉ ｏ ｎ ； ｆ ａ ｉ ｌ ｕ ｒ ｅ ａ ｎ ａ ｌ ｙ ｓ ｉ ｓ
其 它过 热 器 管 也 有 不 同程 度 磨 损 。
１ 检 验检测结果 该锅炉 自投用至本次低 温过热器爆管 ， 累计运行 时间 １ ． １宏观检查 宏观检 查低 温过热器爆管情况 ，爆管 ４万 多小 时。为避免和防止 同类事故 的再 次发生 ， 确保电 裂 口位 于迎烟气 侧 ， 裂 口边缘 比较粗糙 ， 裂纹 附近有 明显 的蠕 变裂纹 ， 裂 口呈现 出比较典 型的长时间过热特 征。一
摘要 ： 通过对低 温过热器爆管 ， 采用相 关的技术手段进行失效情 况分析 ， 确定失效的原 因， 提 出预防措 施 ， 避免 和防止 同类事故
的再 次 发 生 。
Ａｂ ｓ ｔ ｒ ａ ｃ ｔ ：Ｔ ｈ ｒ ｏ ｕ ｇ ｈ ｍａ ｋ ｉ ｎ ｇ ｔ ｈ ｅ ｆ ａ ｉ ｌ ｕ ｒ ｅ ａ ｎ ａ ｌ ｙ ｓ ｉ ｓ ｏ ｎ ｌ ｏ ｗ ｔ ｅ ｍｐ ｅ ｒ ａ ｔ ｕ ｒ ｅ ｓ ｕ ｐ ｅ ｒ ｈ ｅ ａ ｔ ｅ ｒ ｔ ｕ ｂ ｅ ｂ ｙ ｅ ｍｐ ｌ ｏ ｙ ｉ ｎ ｇ ｔ ｈ ｅ ｒ ｅ ｌ ａ ｔ ｅ ｄ ｔ ｅ ｃ ｈ ｎ ｏ ｌ ｏ ｇ ｉ ｃ ａ ｌ ｍｅ ａ ｎ ｓ ， ｔ ｈ ｅ ｐ ａ ｐ ｅ ｒ ｄ ｅ ｔ ｅ ｒ ｍｉ ｎ ｅ ｓ ｔ ｈ ｅ ｃ ａ ｕ ｓ ｅ ｏ ｆ ｆ ａ ｉ ｌ ｕ ｒ ｅ ａ ｎ ｄ ｐ ｕ ｔ ｓ ｐ ｒ ｅ ｖ ｅ ｎ ｔ ｉ ｖ ｅ ｍｅ ａ ｓ ｕ ｒ ｅ ｓ ｔ ｏ ａ ｖ ｏ ｉ ｄ ａ ｎ ｄ ｐ ｒ ｅ ｖ ｅ ｎ ｔ ｓ ｉ ｍｉ ｌ ａ ｒ ｉ ｎ ｃ ｉ ｄ ｅ ｎ ｔ ｓ ｆ ｒ ｏ ｍ ｈ ａ ｐ ｐ ｅ ｎ ｉ ｎ ｇ ａ ｇ ａ ｉ ｎ ．
某厂1号锅炉高过和后屏过管样寿命分析
某厂1号锅炉高过和后屏过管样寿命分析某厂锅炉在运行时间超过15万小时之后，炉内受热面产生了老化倾向，通过各种检测手段对高温过热器和屏式过热器进行分析，得出了受热面剩余寿命的年限，本文对新、老电厂锅炉受热面的维护管理有一定的借鉴作用。
标签：锅炉受热面老化寿命评估一、引言某厂1号炉由东方锅炉厂生产制造的DG1025/177-Ⅱ型炉，为亚临界，一次中间再热、自然循环、全悬吊、平衡通风、燃煤汽包炉。
1号机组于1991年8月25日投运，至2013年6月30日检修时累计运行约160177.54小时，启停160次。
1号炉高温过热器位于遮烟角后上方，沿宽度方向共布置57屏，横向节距S=228.6mm，每屏由7圈U型管组成该处入口烟温约900℃。
高温过热器管子材料由12Cr2MoWVTiB和12Cr1MoV组成，规格均为Φ51×8mm。
1号炉后屏过热器位于炉膛出口后上方，沿宽度方向共布置19屏，横向节距S=685.8mm，每屏由13圈U型管组成。
后屏过热器除向火面的最外圈两圈管子为SUS304HTB（Φ51×9mm）外，其它部位材料均为12Cr2MoWVTiB，规格Φ51×8mm。
为掌握1号炉12Cr2MoWVTiB材质的高温过热器和后屏过热器管的材质状态，对1号炉高温过热器和后屏过热器8根取样管进行寿命评估。
1.试验结果及分析1.1宏观形貌检查8段管样的宏观形貌：a）4号管样整个外表面可见一层黑色的氧化皮，其它6段运行管迎烟侧外表面可见由高温烟气腐蚀产生的红褐色痕迹，8号新管外表面呈黑色，局部存在黄褐色锈斑。
b）1～7号运行管内壁氧化层较为完整致密，未见明显剥落痕迹。
1.2化学成分分析按照GB/T 223系列标准对1和8号管样进行化学成分分析，结果经对比：1和8号管样的化学成分分析结果符合GB 5310对12Cr2MoWVTiB的要求。
1.3拉伸试验在8段管样上制取拉伸试样，按照GB/T 228.1在MTS880电液伺服试验机上对试样进行室温拉伸试验，结果见表4。
锅炉高温再热器管道状态检验和寿命评估电厂
锅炉高温再热器管道状态检验和寿命评估电厂摘要：大型机组均采用了蒸汽再热循环，为了在运行过程中维持再热器蒸汽温度的稳定，必要时需要投用事故喷水。
目前，火电厂节能减排的压力较大，控制再热器减温水量显得尤为重要。
关键词：电厂锅炉；再热器管道；状态检验；引言由于我国的能源结构，今后几年燃煤电厂仍然是主要的电力来源。
随着我国能源产业的发展，燃煤发电厂已经发展成效率更高、参数增加、网络化程度更强、自主性更强、老化程度更高的集料，主要蒸汽压力和温度现在上升到28MPa，620℃，上升到30~35MPa，700℃。
近年来，在国家环境保护政策的指导下，低粉尘、低二氧化碳排放和低NOX排放已成为国家可持续发展政策的一个组成部分，因此降低燃煤电厂的能耗对我国的可持续发展具有重要作用。
超临界质量通过不断优化设计，有助于降低能耗，承担了这一任务。
锅炉热设计中，根据用户要求，确定了锅炉设计参数、加热压力、温度、燃料特性、水温、过压空气系数和各种热量损失。
但是，由于各种因素，该设计在实际操作过程中不可用。
1再热器布置供热蒸汽系统分为三个层次的安排:墙体增压器、中温增压器和高温增压器。
高温过热蒸汽在汽轮机工作后，由壁面回转器入口收集箱中的受热蒸汽冷段管道驱动，在收集箱入口前安装事故水冷器。
壁面回收器和冷水壁相互交错，垂直进入壁面回收器出口收集箱(外径457.2毫米，壁厚25毫米，20G)，吸收了锅炉房燃烧的放射性热量。
加热蒸汽通过连接管道(外径609.6mm，壁厚22.2mm，锅炉左右20G)进入中温(外径457.2mm，壁厚25mm，20G)再加上连接管道加热蒸汽通过中温再热器进入高温再热器，中温再热器和高温再热器之间没有收集箱来降低再热器系统的强度。
2存在的问题如果高温预热器定期过热，锅炉设备的安全性和可靠性将会降低，设备的使用寿命将会缩短。
仪器激活后，发现在烟道中部第三排高温预热器的测量点，第一管壁温度有时高于5-10秒的计算值(578秒)。
300MW级亚临界锅炉管爆裂原因及剩余寿命评估
300MW级亚临界锅炉管爆裂原因及剩余寿命评估何石磊【摘要】通过对过热器管道向火面和背火面的力学性能、爆口处金相组织、裂纹与组织的关系及氧化层的分析,得出了300MW过热器锅炉管爆裂失效的原因.结果表明,长期超温运行、冲蚀、内壁氧化层脱落和局部短时过热综合作用导致过热器锅炉管爆裂发生.利用球化分析法和Larson-Miller参数主曲线外推法,估算了12Cr1MoV材质的过热器锅炉管金属当量温度和剩余寿命,表明锅炉管向火面金属当量温度明显高于背火面,剩余寿命远低于背火面.建议严格控制锅炉运行温度和压力,防止锅炉管局部长时间过热.%The burst failure reason of 300MW reheater boiler tube was obtained by analyzing some aspects, such as the mechanical properties of fire side and back to the fire side, the metallographic structure of burst point, the relationship between crack and structure, and oxide layer. The results indicated that the burst of reheater boiler tube was caused by combined action, including overtemperature operation for a long time, washout, oxide layer shedding from inner wall, and local short-time overheating. Utilizing spheroidization analysis and Larson-Miller parameter master curve to estimate the metal equivalent temperature and remaining life of reheater boiler tube made of 12Cr1MoV material, it showed that the metal equivalent temperature of boiler tube fire side is obvious higher than that of back to the fire side, and the residual life is far lower than back to the fire side. It is suggested the operation temperature and pressure should be strictly controlled to prevent the boiler tube from overheating.【期刊名称】《焊管》【年(卷),期】2016(039)004【总页数】5页(P17-21)【关键词】锅炉管;爆裂;剩余寿命;金属当量温度;组织老化;蠕变【作者】何石磊【作者单位】国家石油管材工程技术研究中心, 陕西宝鸡 721008;宝鸡石油钢管有限责任公司, 陕西宝鸡 721008【正文语种】中文【中图分类】TK223.11发电厂锅炉运行的可靠性是影响发电厂能否安全运行的首要因素，锅炉管受热面爆漏对发电机组安全运行的影响最大。
热电锅炉主蒸汽管道安全状况分析与寿命预测探析
1.热电锅炉主蒸汽管道安全问题产生的原因
造成热电锅炉主蒸汽管道安全问题的原因有很多。例如，例如设计原因、支吊架存在问题、材料使用不合规、日常使用不当、超时限使用、焊接或者热处理不完善、寿命预测不准等等，但是从事故发生之后的影响来看，最危险结果就是爆管，据统计，近几年热电锅炉主蒸汽管道安全问题中，爆管的情况占到了57%，但是不可否认，很多情况是可以预测或者避免的，例如材料问题、安装技术问题、设计问题，因此必须从设计到使用再到维护都应该重视热电锅炉主蒸汽管道的安全状况，及早预防，将损失降到最低。
2.热电锅炉主蒸汽管道安全管理方面存在的问题
热电锅炉是一个参数较高、涵盖Байду номын сангаас术较强的设备，这种进步同时也加大了安全管理难度，通过分析，本文将其安全管理存在的问题进行如下总结：
第一，设计规范缺乏损害方面的考虑。热电锅炉主蒸汽管道设计时必须符合相关的规定，例如，管道最适合沿着墙边或者柱子铺设，距离建筑物的距离也必须达标，同时设计过程中要考虑到日后的操作规范和检修方便，但是对于降低损害的考虑却十分缺乏，据调查，热电锅炉主蒸汽管道在铺设过程中经常会经过门窗，这种线路经过门窗的设计就加大了其危险系数，这种缺乏损害意识的设计急需改进。
2.主蒸汽管道寿命预测的方法
热电锅炉主蒸汽管道寿命也是不同的，例如使用材料不同、使用时间不同、启停次数不同等都会影响它的寿命，因此寿命预测的方法也是不同的，一般常见的预测方法有：频率修正方法、最大应力修正方法、累计损伤方法等。
3.主蒸汽管道寿命预测的步骤
第一，资料准备。想要对管道进行寿命预测，就要对相关资料进行整理收集，例如管道运行市场、管道安装使用材料和安装技术、管道设计方案等等，材料是否真实、齐全将直接影响着管道寿命预测准确与否。
电厂锅炉过热器管失效分析
电厂锅炉过热器管失效分析摘要：在电厂锅炉中，过热器是十分重要的设备，但是过热器运行环境恶劣，容易发生爆管失效事故，进而影响机组正常运行.。
对此，本文首先对电厂锅炉过热器管的失效模式进行介绍，然后对过热器管失效控制措施进行分析，并以某电厂锅炉过热器管失效故障为研究对象，对过热器管失效模式以及控制措施进行详细探究.。
关键词：电厂锅炉过热器管；失效模式；失效控制1 引言电厂锅炉技术水平不断提高，但是在大规模高强度使用中，锅炉故障发生率比较高，其中，过热器管道失效故障比较常见.。
过热器管所处位置比较特殊，需长时间受到高温、過热水蒸汽影响，对于过热器管材料质量的要求比较高.。
如果过热器管失效，则应对故障问题产生原因进行分析，并采取有效的控制措施，由此可见，对电厂锅炉过热器管失效问题进行深入研究意义重大.。
2 电厂锅炉过热器管的失效模式过热器管失效指的是其无法发挥正常的使用功能，失效模式指的是失效的具体表现形式，即失效现象.。
在电厂锅炉中，过热器的使用功能是過热饱和蒸汽传输至联箱，并进入汽轮机做功，如果炉管出现裂缝甚至爆裂，则会造成过热器管失效，其原理为断裂失效.。
根据失效时所表现出的失效形态，可将断裂分为韧性断裂、疲劳断裂、脆性断裂等.。
锅炉过热器管失效模式所对应的失效类型如图1所示，在锅炉生产运行中，过热器管的失效形式比较复杂，在对失效故障进行分析时，要求综合考虑锅炉运行现场实际情况准确判断失效类型，并采取针对性改进措施.。
图1 过热器管的失效模式3 电厂锅炉过热器管失效控制措施在锅炉过热器管使用中，造成过热器管失效的原因比较多，其中断裂问题比较常见.。
对此，在过热器管失效控制方面，在设计、制造、安装以及运行中，都必须加强监控管理，比如，在设计环节综合考虑热偏差因素，在制作過程中加强原材料控制以及焊接质量控制、在运行過程中避免出现超温问题等.。
为了有效控制锅炉过热器管失效问题，还应注意以下几点：（1）根据国家规定、电厂生产实际情况，制定锅炉过热器管运行检修方案，加强材料控制，尤其需重点检查管件焊接施工质量.。
乙烯开工锅炉过热器炉管性能分析及剩余寿命评估
－
５ ０ ， Ｆ３ 为主 ； ７℃ 以 ｅＱ 高于 ５０ ７ ℃时 ， ＦＯ 为 以 ｅ
主 。Ｆ ３ ｄ 子结 构复 杂 ， ｅＯ 原 氧化速 度小 ， Ｆ Ｏ 原 而 ｅ
子结构 简单 ， 氧化 速 度 快 。 由于 炉 管最 高 工 作 温 度为 ４０ ， ５ ℃ 因此 氧化 层 主要 为 ｊ ， 腐 蚀 速 Ｑ 其
安文新 孙 吉龙
（ 中国石化 齐鲁 股份有 限公司烯烃厂 ， 山东淄 博 ，５ ４ １ ２５１ ）
摘 要 对 现 役 的 开 工 锅炉 过 热 器 炉 管 进 行腐 蚀 分析 、 学 成 分 分 析 、 化 常温 机 械 性 能 测 试 和 盎 相 组 织 检 查 同 时
，
对 炉 管 进 行控 桉 ， 进 行 寿 命 评 估 ， 台 评定 了 现 投 炉 管 的 安 全 性 。 并 综 关键词 过热蒸汽炉管 耐热锕 剩余寿命 珠光 体
ｌ 开工锅 炉 过热 器炉管 的综合 分 析
１ １ 炉 管化 学成 分分析 ． 开工 锅 炉 一 级 过 热 器 的 高 温段 炉 管 材 料 为 Ｓ Ａ ２ ， 锅炉 热交 换 器 用 珠 光 体 耐 热 钢 管 ， ＴＢ ２ Ｓ 属 与 我 国钢 牌 号 １ Ｃ Ｍｏ相 类似 。表 １列出 了该炉 ５ｒ 管 化 学 成 分 检 验 结 果 ， 与 日 本 Ｓ ￣Ａ ２ 并 ａ ２Ｓ
并与 在役 炉管 实验 值进 行 比较 。表 ３对新 旧炉 管
程 度 的脆化现 象 ， 因此使 用 １０ｈ的在役炉管 在 ０ｋ
收 稿 日期 ：０ １ １ —１ ； 回 日期 ｝０ ２ ３ ３ ２０ １ ７修 ２０ —０ —１
电厂锅炉过热器管失效分析及残余寿命预测
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。
亚临界锅炉后屏过热器12Cr1MoV炉管的剩余寿命预测
亚 临 界锅 炉 后 屏 过 热 器 １Ｃ １ ｏ ２ ｒＭ Ｖ炉 管 的 剩余寿命预测
纪 冬梅 ， 睿 簧 杨 施 ， 森
２０９ ） ０００
（． １上海 电力学院 能源与环境工程学院 ， 上海 ２０ ９ ； ０ ００
２ 华 东 理工 大学 机 械与 动力 工程学 院 ， ． 上海
Ｂｏ ｌ ｒ Ｔｕｂｅ ｉ ａ Ｐｏ ｒ Ｐｌ ｎｔ ｉｅ ｎ ｗｅ ａ
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加热炉炉管的安全评定及剩余寿命预测
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Ａｂ ｔａ ｔ ｓｒ ｃ ： Ｔｈ ｕ ｎ ｃ ｕ ｅ ｏ ｔｔ ｅｒ ｆ ｎ ｔｏ ｆ ｅ ｐ ｒ ｔ ｇ ｆ ｒ １ ｅ ｆ ｒ ａ ｅ ｔ ｂ ｓ ｌ ｓ ｈ ｉ ｕ ｃ ｉｎ ａ ｔ ｒ ｏ ｅ ａ ｉ ｏ ８ ｍｏ ｔ ｓ ｉ ｎ ｉ ｒ ｆ ｉ ｇ ｐ ａ ｔ ｗｈ ｃ ｅ ｄ ｔ ｕ ｈ ｎ ｎ ｈ ｎ ｏ ｅ ｏ ｌ ｅ ｉ ｎ ｌｎ ， ｉｈ ｌａ Ｏ ｍ ｃ ｎ
第 ２ 卷 第 ４ ４ 期
２１ ０ １年 ８月
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油Hale Waihona Puke 化工高等学
校
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Ｖｏ１ ．２４
Ｎｏ．４
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文 章 编 号 ：０ ６ ３ ６ ２ １ ） ４ ０ ８ ３ １ ０ — ９ Ｘ（ ０ １ ０ —０ ８ —０
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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。