高溫過熱器管長周期運行后的性能分析

管宏全, 徐清國

(1.南京揚子石化碧辟乙酰有限責任公司, 江蘇 南京 210047;2.中廣核檢測技術有限公司, 江蘇 蘇州 215004)

高溫過熱器管長周期運行后的性能分析

管宏全1, 徐清國2

(1.南京揚子石化碧辟乙酰有限責任公司, 江蘇 南京 210047;2.中廣核檢測技術有限公司, 江蘇 蘇州 215004)

對某熱電廠鍋爐高溫過熱器進行割管取樣分析，通過對高溫過熱器管的機械性能、碳化物相成分和結構、珠光體球化等進行測試,分析出高溫過熱器管存在局部超溫現象，并按Larson-Miller公式估算其剩余壽命在19～54 kh不等，進而提出具體的延壽措施。

高溫過熱器；性能；碳化物；當量溫度；剩余壽命

1 概述

某熱電廠一期工程1～6號鍋爐(HG220/100-10)相繼在1986—1988年建成投產，累計運行時間均超過1.1×105h。在近幾年大修中，發現1號、4號爐高溫過熱器(12Cr1MoV)珠光體球化5級，而6號鍋爐則因長期超溫導致過熱器爆管。這些現象的存在，對高溫過熱器管的材質性能產生了嚴重影響，直接影響到電廠的安全運行。

過熱器由于長期在火焰、煙氣、飛灰等惡劣環境中運行，在服役過程中會發生一系列材料組織與性能的變化，這些變化涉及蠕變、疲勞、腐蝕、沖蝕等復雜的老化與失效機理，由此造成的失效方式達20多種。

目前電站鍋爐高溫過熱器的失效形式仍以高溫蠕變(長期過熱)失效為主。由于設計、制造、運行等因素的影響，電站鍋爐超溫現象比較普遍，嚴重影響了材料的性能和使用壽命。2002年江蘇省電站鍋爐過熱器共計發生爆漏29起，其中與超溫有關的爆管達26起。

該熱電廠1～6號鍋爐由于投產較早，隨著機組服役時間的增長及眾多因素的影響，高溫過熱器管的材質性能已經產生很大的變化并成為最常見的失效部件之一。因此了解長期運行后的過熱器管的性能，防止過熱器事故發生便成為火電廠金屬監督的一項重要工作。

2 材料本質狀況的試驗分析

2.1 過熱器管長期運行后的外觀及脹粗情況

高溫過熱器在長期使用中的主要失效形式是由過熱引起的蠕變損傷，而管徑的脹粗現象則是一個重要的蠕變變形形式。《火力發電廠金屬監督規程》中規定,合金鋼管的脹粗量不大于2.5%。對4號爐、6號爐的過熱器取樣管進行宏觀檢查，結果如表1所示。

表1 4號爐及6號爐過熱器樣管尺寸變化

從表1中的數據來看，高溫過熱器管的脹粗均不嚴重，且無明顯減薄現象，實際測量的壁厚均大于公稱尺寸，但這并不意味著材料未發生老化，如仍按規定的2.5%控制則顯得安全裕度不足。實際情況中有許多管段脹粗尚未達到2.5%即發生爆管，因此必須通過試驗進一步分析材料的實際狀況。

2.2 過熱器管長周期運行后的機械性能變化

力學性能測試分常溫和高溫(540℃)短時拉伸試驗，測試結果如表2所示。由表2可知，4號爐、6號爐高溫過熱器管的常溫和高溫力學性能均明顯下降，向火面較背火面更為明顯。常溫力學性能符合標準的要求，但高溫力學性能已低于標準值，且向火面高溫力學性能，如4號爐2號取樣管(4-2)、6號爐4號取樣管(6-4)的向火面抗拉強度бb遠低于試驗材料運行1.1×105h以后的性能，這正好與后面碳化物相成分的轉移吻合。這2根過熱器管的硬度也相對其他的要低，向火面的硬度也比背火面的低。這一切均是材料在超溫狀態使用下老化的有力證據。

2.3 長周期運行后過熱器管碳化物相成分、相結構的變化

鋼材長期在高溫下運行，合金元素在固溶體和碳化物相之間會重新分配，這是由于高溫使合金元素原子的活動力增加而產生轉移。鋼管化學成分可按電廠金屬化學分析法進行分析，從表2可以看出鋼管成分符合12Cr1MoV鋼的標準要求，但合金元素在金屬中的分布狀態有了較為明顯的變化。這種合金元素分布的變化是金屬材料老化的基本特征之一。隨著時間的延長，鋼中基體的金屬元素逐漸貧乏，而碳化物中的合金元素逐漸增多。

利用YXG-77型原子吸收光譜儀及濕法化學分析法對碳化物相成分進行分析。4號爐樣管的碳化物相成分測試結果表明，由于其表面基體中的部分Cr和Mo元素向碳化物中遷移，使碳化物中的這2種合金元素的含量增加，而提高珠光體鋼高溫強度的最有效元素就是Cr和Mo，它們在鋼中往往形成合金固溶體，起到固溶強化的作用。同時這2種元素還有利于提高位錯交滑移和攀移的阻力，從而提高金屬的高溫強度。這2種元素發生遷移，會減弱固溶強化作用，從而降低高溫過熱器管的機械性能，特別是高溫過熱器管的強度。

相對于其他的取樣管，6-4管的Cr、Mo的遷移量較大。元素的遷移量大說明此處溫度相對其他地方要高，由于這個取樣點就在6號爐超溫爆管點附近，在一定程度上可以說明6號爐此處存在局部超溫現象。

表2 機械性能試驗結果

表3 鍋爐管化學成分

在高溫環境下長期運行，碳化物相的結構形式也將發生一系列變化。采用XDA-3型X射線衍射儀對碳化物的相結構進行測試分析可知，4號爐2根過熱器管碳化物的相結構基本一致。4-1管主 要 為 Fe3C、(Cr，Fe)7C3、(Mo，Fe，Mn)2C 和V8C7相；4-2管主要為Fe3C、(Cr，Fe)7C3、(Mo，Fe，Mn)2C還有少量V4C3相，均未發現M23C6相。

6-1、6-2、6-3管碳化物的相結構基本一致，主要為Fe3C、V4C3、(Cr，Fe)7C3、Mn23C6相，6-4管中除上述相外，還出現了Cr23C6相。與其他取樣管相比，MC相和M3C的含量相對減少，晶界析出的Cr23C6表明MC在進一步脆化，晶界脆性增加，材料老化狀態加重，這與相成分分析結果(見表4)一致。

表4 碳化物的相成分分析結果%

2.4 長周期運行后過熱器管顯微組織的變化

目前，國內電廠對金屬部件進行運行監督的一個重要措施就是分析組織的球化程度。從熱力學角度出發，鋼中珠光體組織的碳化物為片層狀，這種組織屬于亞穩定結構狀態，有轉變為穩定狀態結構的趨勢。低溫下這種轉變幾乎不可能，但在高溫下卻很明顯，這是由于高溫下原子擴散加劇的緣故。對于12Cr1MoV鋼，球化對常溫機械性能的影響并不太明顯，但對高溫機械性能來說，球化會使材料的蠕變極限和持久強度明顯下降。

4號爐在2次抽樣檢測中，過熱器管的金相組織基本已球化，如圖1和圖2所示，碳化物已在晶界上聚集長大，僅有少量的珠光體區域痕跡，且有蠕變孔洞的存在，球化級別接近5級。顯微硬度明顯低于新管的典型值。這與顯微組織形貌變化一致，說明材料已有老化趨勢。

6號爐由于在2002年出現過長期超溫爆管，本次抽樣率較高，基本上在各處區域均有取樣點。從金相組織來看，大部分珠光體仍保持原有的區域形態，而各部分金相組織球化級別仍有差異，如圖3和圖4所示，6-4管珠光體球化級別達到4級，僅有少量珠光體區域的痕跡，但6-2管球化級別略高于2級，表明過熱器存在較大的溫度偏差。

圖1 4-1管的橫截面金相(500×)

圖2 4-2管的橫截面金相(500×)

圖3 6-4管的縱截面金相(500×)

圖4 6-2管的橫截面金相(500×)

3 高溫過熱器的剩余壽命預測

鍋爐高溫部件使用壽命改變一方面表現為強度下降、超溫導致材料的老化；另一方面表現在材料的性能劣化及軟化上。強度不足而最終導致爆管失效是高溫鍋爐管的主要失效形式。部件使用壽命一般與部件使用溫度、應力及使用時間有直接關系，同時也與材料的顯微組織有關，顯微組織的老化必然會導致部件使用壽命下降。因此在采用強度分析的方法預測部件使用壽命的基礎上，要同時考慮材料組織老化這一因素，這對鍋爐管的壽命預測尤其重要。

鍋爐管運行過程中總存在溫度波動，其壽命的損耗程度等效于在某一固定的金屬溫度及特定的應力條件下服役了相同時間的爐管的壽命損耗程度，這個等效的金屬溫度即為當量金屬溫度。因而，當量金屬溫度既不是管子的外壁溫度，也不是其內壁溫度和外壁的平均溫度，而是某段服役期內壽命損耗程度的一種等效描述。

高溫鍋爐管內壁氧化層的厚度與其在該段服役期內的當量金屬溫度有一定的對應關系，滿足如下的方程式：

通過割管分析得到4號爐過熱器管內壁氧化層厚度在0.122～0.236mm之間，6號爐過熱器管內壁氧化層厚度在0.160～0.250mm之間。根據公式(1)同時綜合顯微組織的球化分析、相成分分析法，4號爐過熱器管的當量溫度為570℃，而6號爐的當量溫度應在73～540℃之間。

管段的剩余壽命與其失效方式密切相關，12Cr1MoV鋼的失效通常存在如下3種表現形式：

(1)管外表面存在由于硫的熱腐蝕作用而形成的蝕坑群；

(2)長時期過熱運行管材發生老化而導致的高溫蠕變失效；

(3)由于超溫管材內、外壁發生嚴重氧化，金屬有效壁厚減薄到不足以承受管內壓力而爆破。

由于高溫過熱器管材的工作溫度和工作壓力較高，其失效的方式通常表現為第2和第3種形式。

在考慮高溫蠕變失效方式時，影響蠕變壽命的因素有：管壁金屬溫度、金屬壁厚減薄速率和減薄后管段的實際工作應力。基于上述分析，壽命計算模型是計算在管壁減薄速率K下的運行時間tnr(h)。

式中：應力敏感系數n取5～8，K為壁厚減薄速率(mm/h)。

假定氧化和腐蝕也是線性的，則壁厚減薄速率的公式可以表達如下：

式中：W0是管子初始直徑(mm)，t為運行時間(h)，W為運行時間t后管子的實測直徑(mm)。

式(2)中tr(0)為在當前壁厚下無減薄管的蠕變斷裂壽命(h)，按Larson-Miller公式進行計算：

式中：σ為實測厚度下的平均周向應力(kgf/cm2)，C0，C1，C2，C3，C4是由材料確定的系數，T為當量金屬溫度(K)，tr為蠕變斷裂壽命(h)。

根據上述壽命計算模型進行高溫過熱器管剩余壽命計算，在目前運行水平下，4號爐樣管剩余壽命應在 19000～27000h 左右，6 號爐樣管剩余壽命在 25000～54000h 之間。由于可利用的歷史數據較少，本次采取了較保守的計算方式以提高評估結果的可靠性。評估結果表明，樣管基本上均可以安全運行至下一大修期。

4 高溫過熱器的延壽措施

當前高溫過熱器管的失效形式以高溫蠕變破壞為主，因此延長高溫過熱器使用壽命的本質問題便是解決超溫對過熱器管的影響。通過對4號、6號爐高溫過熱器取樣管的分析可知，溫度對過熱器管材的微觀組織變化起著主導作用，并通過機械性能的量化表現出性能的下降。所以，延壽措施便以解決超溫問題為主。

4.1 壁溫測量盡量準確

壁溫測點選擇合適，在可能超溫的地方加裝必要的測點，將測點裝在實際壁溫最高的管子上，改進安裝方法，使熱電偶的接點能與管壁可靠接觸。這樣才能使壁溫監測點真實地反映實際壁溫狀況。

4.2 削弱旋轉殘余氣流

由于四角布置切圓燃燒方式在爐膛出口處必然存在一定的旋轉殘余氣流，使爐膛出口煙溫和煙速分布出現一定偏差，進而使實際的受熱面吸熱量產生了偏差。削弱旋轉殘余氣流主要有以下方法：

(1)通過改變燃燒器氣流引入方向，減小實際切圓直徑，使其盡量接近設計工況；

(2)鍋爐一、二次風匹配合理，保證一定的動量比，以組織良好的爐內空氣動力場；

(3)應用反切技術對燃燒器做適當改造，以消除旋轉殘余氣流。

4.3 做好運行調整工作

運行中不能根據燃燒的需要及時調整各層燃燒器配風，會使燃燒器工況惡化，火焰中心上移；煤粉燃燒行程加長，會使爐膛出口煙溫升高，加大超溫的幅度；同層燃燒器各角一次風口風速不均勻，會使爐膛出口煙道溫度場和速度場分布不均，加大局部超溫的可能。在啟停磨煤機及鍋爐負荷升降的過程中，運行工況的動態變化速度過快，會促使過熱器管壁溫度上升，如果經常在這種狀態下運行，必然導致超溫效應的積累。在低負荷運行時，若對后屏出口汽溫控制不當，則會造成后屏過熱器超溫。另外鍋爐的超負荷運行、煤質變化、煤粉細度的改變等對過熱器的溫度影響也較大。因此及時的運行調整對防止鍋爐的超溫有一定的主導作用。

4.4 努力提高鍋爐設備的檢修和維護質量

提高鍋爐設備的檢修和維護質量。在檢修中做好下列工作，有助于減少超溫現象，延長過熱器的使用壽命。

(1)減少爐本體、空預器的漏風。運行中空預器漏風嚴重，可使燃燒器配風不足，造成燃燒偏斜、燃燒過程加長，加劇過熱器超溫。爐底漏風、爐本體漏風嚴重，會造成爐膛出口煙溫、煙氣量增加，加劇超溫。因此在檢修過程中，必須做好鍋爐的密封工作，解決漏風問題。

(2)提高減溫水自動調節能力，維持好高溫過熱器汽溫，并注意調整好一、二級減溫水的比例，保持好過熱器各段汽溫在允許值范圍之內。

(3)在本體檢修中應注意調整高溫過熱器管夾齊平，保證管節距正確，防止形成煙氣走廊。

5 結論和建議

該熱電廠220t/h高壓燃煤鍋爐經過長期運行后，高溫過熱器性能已發生了改變，進入蠕變第2階段。通過對4號、6號爐過熱器取樣管割管分析，其各個區域的材質性能變化水平并不均衡，無論是金相組織、碳化物分析、金屬當量溫度還是剩余壽命預測，均說明存在局部超溫的現象。該熱電廠相同時期投運的其他鍋爐必然也存在這一問題。高溫過熱器超溫的原因是多方面的，只有找出超溫的主要原因，采取合理的措施避免超溫，才能延長高溫過熱器管的使用壽命。

4號、6號爐的取樣管剩余壽命均能運行至下一大修周期，但過熱器管是由多排多根組成的換熱系統，割管取樣分析本質上屬于抽樣檢查，并且本次樣管的割取位置并不是理論上的煙氣最高點。為使壽命預測的準確性得到提高，掌握過熱器的性能，建議對于長期運行后的過熱器管在大修或小修中進行較為準確的過熱器壽命普查，從而為機組的安全運行提供全面的指導和參考。

1章燕謀．鍋爐與壓力容器用鋼[M]．西安:西安交通大學出版社，1997.

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3李耀君．火力發電廠關鍵部件失效分析及全過程壽命管理[M]．北京:中國電力出版社，2000.

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2013-05-15)