運行15萬h后F12鋼主蒸汽管道剩余壽命的預測與試驗驗證

黃維浩，張 瑞，唐松青，趙中平，彭行金

（上海發電設備成套設計研究院，上海 200240）

0 引 言

在未來相當長的一段時間內，我國以煤為主要能源的資源結構將不會改變，這就決定了火電在電源結構中的主導地位。據統計，到2012年12月底，中國電力的總裝機容量已達到114 491萬kW，其中火電占比超過70%，目前在役火電機組中累計運行時間超過設計壽命50%（10萬h）的老設備占60%以上，因此針對這些設備的重要高溫零部件開展剩余壽命研究，是當前電力行業的重要課題之一。

國外在此方面的研究已開展了幾十年，并形成了一套較系統的評估方法，如美國研究與開發的火力發電廠主設備狀態和剩余壽命評估技術已使美國電廠節約了3億多美元［1］。近年來，國內外已提出了多種預測剩余壽命的方法［2－8］。

火電廠主蒸汽管道由于運行溫度和運行壓力均較高，是電廠四大管道中運行工況最惡劣、事故發生最多、同時也是最易老化的部件。因此對其剩余壽命進行評估是電廠狀態檢修、設備延壽最關心的工作之一。主蒸汽管道剩余壽命預測的方法有很多，如早期的蠕變壽命耗損法、疲勞壽命耗損法、蠕變疲勞交互作用法、以蠕變變形量為主要指標的θ函數法、C射影法、蠕變裂紋開裂和擴展壽命評估法、顯微組織（老化）法等［9－19］。早期的蠕變壽命耗損法過于粗糙，評估誤差較大；蠕變疲勞交互作用法比較適合大型轉子的壽命評估；θ函數法原用于沉淀硬化合金，在進行一些假設和修正后可用于評估中低合金鋼；C射影法在實際中應用較少；顯微組織（老化）法不能進行持久強度試驗，不能準確測定剩余壽命。國內通常采用上述評估方法中的某一種方法對主蒸汽管道進行剩余壽命評估，不能準確地綜合評估主蒸汽管道材料強度和脆性等特性的變化，故而，作者分別應用時間－溫度參數外推法（Larson-Miller參數法）和蠕變裂紋開裂與擴展壽命評估法，并參考材料的組織變化對某火電廠已運行27a、累計運行時間近15萬h機組主蒸汽管道的剩余壽命進行了評估。該機組的設計蒸汽溫度為550℃，壓力為13.73MPa。

1 試樣制備與試驗方法

1.1 試樣制備

主蒸汽管道材料為F12（X20CrMoV121）鋼，由德國某鋼管廠生產，其尺寸為φ273mm×26mm。該主蒸汽管系分別布置于甲乙兩側，共有56條焊縫，22只彎管。F12鋼的主要化學成分（質量分數/%）：0.17～0.23C，10.0～12.5Cr，0.80～1.20Mo，0.30～0.80Ni，0.25～0.35V，≤0.030P，≤0.030S；主 要 力 學 性 能 如 下：Rm＝540～690MPa，Rp0.2≥490MPa，A＝17%。

取樣前，先對整個主蒸汽管系進行了應力場的有限元計算，計算結果表明，該主蒸汽管系中乙側第1只彎管承受的應力最大，該彎管的一次最大主應力為71.8MPa，最大二次主應力為31.0MPa，最大平均膜應力為60.8MPa；然后對管系不同位置處的硬度、壁厚和彎管不圓度進行現場普查，以便確定整個管系中受力最大、性能下降最多的管段，將該管段作為評估該主蒸汽管道剩余壽命的取樣管。

現場檢查結果表明，乙側第1只彎管的硬度最低，為 208～217HB，壁 厚 正 常，為 25.0～25.4mm，不圓度最低，最大外徑與最小外徑之比為1.12。這說明該彎管的老化程度最大，與有限元應力計算結果一致，因而確定乙側第1只彎管為該主蒸汽管道壽命評估的取樣管段。

1.2 試驗方法

在運行后取樣彎管的外弧面環向截取試樣，并在470，550，600℃及不同應力條件下進行持久強度試驗，持久強度試驗采用直徑為10mm的圓形橫截面標準持久試樣，按GB/T 2039－1997《金屬拉伸蠕變及持久試驗方法》，在RD2-3型高溫持久試驗機上進行。

從取樣彎管外弧面的切向取樣制成帶有預制裂紋尺寸為25mm×25mm×10mm的標準緊湊拉伸試樣（預制裂紋長度a為10mm，裂紋到試樣兩端的距離H 為12.5mm），在RD2-3型蠕變試驗機上按JB/T 8189－1999《汽輪機高溫裂紋開裂與擴展速率試驗方法》進行試驗，試驗設備的控溫精度為±0.5 ℃，初始加載載荷分別為 100，110，120，130MPa·m1/2，試驗溫度為550℃。

根據GB/T 13298－1991《金屬顯微組織檢驗方法》，在NEOPHOT 21大型臥式光學顯微鏡（OM）上對取樣彎管進行組織觀察，同時線切割截取0.5mm的薄片，經機械研磨至0.05mm后，在MTD-1型雙噴電解減薄儀上制成透射電鏡試樣，利用FEI TECNAL G2型透射電子顯微鏡（TEM）分析碳化物的分布與類型。進行組織觀察和碳化物分析的試樣均取自取樣彎管的外弧面。

2 剩余壽命預測方法和計算模型

2.1 時間－溫度參數法（Larson-Miller參數法）

應用Larson-Miller參數法來預測主蒸汽管道的剩余壽命時，通常是通過持久強度試驗得出運行后材料的Larson-Miller參數曲線，再根據穩態運行工況下的溫度、壓力參數來計算材料的剩余壽命。但事實上主蒸汽管道在運行過程中承受壓力波動、振動及其它附加應力，因此用穩態運行工況下的蒸汽參數來計算主蒸汽管道的剩余壽命不是很精確。利用等效運行應力（在已知累計運行時間ts內被評估材料所承受的當量應力）來建立主蒸汽管道材料

式中：Te為運行溫度；C，B1，B2，B3為原始材料常數；B1′，B2′，B3′為運行后的材料常數；t0為材料的總壽命；tr為材料的剩余壽命；ts為材料已損耗的壽命，即累計運行時間；σ為主蒸汽管道承受的等效應力。的Larson-Miller參數方程，可以同時考慮到上述影響主蒸汽管道剩余壽命的其它因素。主蒸汽管道在承受各種工況下的累積損傷以及剩余壽命的計算模型見式（1）。

式（1）中第一個方程為原始材料持久性能的Larson-Miller參數方程，該方程可以通過積累的原始材料的持久數據來統計計算，第二個方程是運行后材料持久強度的試驗結果。求解該方程組就可得出主蒸汽管道所承受的等效運行應力以及在等效運行應力條件下的總壽命和剩余壽命。

運用這種方法不但可以得到在不改變原有運行方式下被評估材料的使用壽命，還可以得到其它工況下（如降參數運行等）的剩余壽命。

2.2 高溫蠕變裂紋開裂與擴展壽命法

主蒸汽管道有可能存在缺陷，同時材料長期運行后碳化物聚集長大，特別是晶界碳化物的聚集與長大，會嚴重削弱基體材料的性能，因此可以進一步通過評估材料的高溫蠕變裂紋開裂時間與擴展速率來預測主蒸汽管道材料的剩余壽命。

高溫蠕變裂紋開裂與擴展壽命的計算模型是基于連續損傷理論建立起來的。高溫蠕變裂紋的開裂時間與初始裂紋尖端應力場強度因子關系符合式（2）：

式中：ti為開裂時間；A，m為材料常數；KI為裂紋尖端的應力場強度因子。

Larson-Miller參數法計算出的主蒸汽管道的等效運行應力是計算運行溫度下蠕變裂紋開裂壽命的初始載荷。

蠕變裂紋從起始裂紋擴展到臨界裂紋長度所需要的時間（即裂紋擴展壽命）可以通過式（3）和式（4）計算［20］：

式中：tp為蠕變裂紋擴展壽命；F為幾何形狀系數；σ為等效運行應力；B1，n為材料常數，可根據裂紋擴展速率與裂紋尖端應力場強度因子的關系曲線得到；a0為初始裂紋長度；ac為臨界裂紋長度；w1為主蒸汽管道的厚度；δcc為蠕變斷裂韌度；A1為與工作應力以及溫度有關的材料常數；ey為工作溫度下屈服強度與彈性模量的比值。

蠕變裂紋開裂和擴展試驗中裂紋長度的變化是通過試樣兩端的電位變化來測定的。當材料處于韌性狀態時，蠕變裂紋在初始載荷的作用下須經過一定的孕育期后才能形成，表現在試樣兩端電位與時間的變化曲線上有臺階出現，當材料處于脆性狀態時，試樣兩端電位與時間的曲線上沒有臺階，其電位時間曲線是連續的。

由于高溫蠕變裂紋的開裂時間遠大于高溫蠕變裂紋擴展到臨界裂紋的時間，因此，在進行剩余壽命評估時，可以只考慮高溫蠕變裂紋的開裂時間，而不考慮其擴展時間，但當主蒸汽管道存在裂紋等缺陷時，則必須要考慮蠕變裂紋的擴展時間。

3 剩余壽命的預測結果

3.1 Larson-Miller參數法預測剩余壽命

圖1為運行后材料在不同溫度下的持久強度試驗數據。圖2是利用原材料持久強度的統計數據與圖1數據統計計算得出的Larson-Miller參數曲線。可見，運行15萬h后，主蒸汽管道彎頭材料的持久強度與原材料相比有明顯的降低。

設定該主蒸汽管道的運行溫度為550℃保持不變，將上述根據持久試驗結果回歸得到的Larson-Miller參數方程代入方程組（1），計算得出主蒸汽管道乙側第一個彎管的剩余壽命為73 515h，等效運行應力為103.97MPa。該等效運行應力高于用有限元方法在穩態運行工況條件下計算得出的最大應力，說明在已知運行時間內被評估材料所承受的當量應力比穩態運行參數條件下計算出的應力要高，因此僅用穩態運行工況參數來計算材料的剩余壽命是不準確的。

3.2 高溫蠕變裂紋開裂與擴展壽命法預測剩余壽命

試驗時試樣所加載荷根據式（5）進行計算：

圖1 取樣彎管試樣在不同溫度下的持久性能Fig.1 Creep-rupture properties of sampling bend at different temperature

圖2 取樣彎管試樣和原始材料持久剩余壽命評估的L-M曲線Fig.2 Larson-Miller curves of residual life assessment for sampling bend and original material

式中：P為加載載荷；B為試樣厚度；W為試樣寬

度；r1為幾何形狀系數；a為預制裂紋長度。

根據圖3可以得到主蒸汽管取樣彎管初始載荷KI與高溫蠕變裂紋開裂時間以及裂紋擴展速率之間的關系，分別見圖4和圖5。

從圖4可以看出，在550℃下，高溫蠕變裂紋開裂試驗時的初始加載載荷KI與裂紋開裂時間在雙對數坐標上具有良好的線性關系，因此可以根據回歸方程計算出式（2）中的各項參數。根據等效運行應力計算出相對應的初始載荷KI，進一步計算出取樣彎管的開裂時間為116 571h。

從圖5可以看出，裂紋擴展速率與裂紋尖端的應力場強度因子在雙對數坐標上也具有良好的線性關系，并能回歸計算出式（3）中的B1、n參數，再根據測得的取樣彎管在各試驗條件下的蠕變斷裂韌度δcc，以及550℃下的高溫屈服強度和彈性模量，計算出臨界裂紋長度。根據式（3）計算出主蒸汽管道取樣彎頭蠕變裂紋的擴展時間為36 783h。

圖3 在550℃和不同初始載荷下緊湊拉伸試樣兩端電位隨時間變化的曲線Fig.3 Potential at each ends of compact tension sample vs time at 550 ℃ and different initial loads

圖4 取樣彎管在550℃下的初始載荷KI與裂紋開裂時間之間的關系Fig.4 Initial load vs crack initiation time for sampling bend at 550℃

圖5 取樣彎管在550℃下的加載載荷KI與裂紋擴展速率之間的關系Fig.5 Crack growth rate vs initial load KI for sampling bend at 550℃

高溫蠕變裂紋的開裂和擴展至臨界裂紋長度的總時間為153 354h，該結果比Larson-Miller參數法評估得到的73 515h的剩余壽命長。另外，當蠕變裂紋形成后，裂紋的擴展時間比裂紋的開裂時間要短很多，因此一旦有蠕變裂紋形成，對于主蒸汽管道而言是極其危險的。在日本，是不允許設備帶缺陷運行的［2］。

對比上述兩種方法對主蒸汽管道彎管剩余壽命的評估結果可知，利用Larson-Miller參數得出的剩余壽命比高溫蠕變裂紋開裂和擴展法得出的剩余壽命要短，這說明材料的持久壽命損耗相對比較嚴重，因此從電廠運行的安全性角度出發，該主蒸汽管道的剩余壽命應以Larson-Miller參數得出的剩余壽命73 515h為依據，按照機組年有效運行時間7～7.5萬h計算，該機組主蒸汽管道還可安全運行約10a。

4 預測結果的試驗驗證

由于材料的性能取決于其組織，材料使用壽命的耗損是由材料組織老化引起的。因此，在對主蒸汽管道進行剩余壽命評估時，可以用顯微組織的變化對上述剩余壽命評估結果進行驗證。

由圖（6）～（8）可見，與原始材料的顯微組織相比較，主蒸汽管道取樣彎管的顯微組織有較大變化，雖然組織仍為回火索氏體，但馬氏體位向已不明顯；析出的碳化物彌散分布在原馬氏體板條上，而且尺寸已經長大，并且在晶界上有鏈狀碳化物析出，如圖6和圖7（c）所示。碳化物的鏈狀分布會影響到材料的晶界結合強度，是材料老化過程中必然發生的結果。隨著運行時間的延長，碳化物會進一步聚集、長大，并在晶界上產生蠕變孔洞，直到材料失效。而取樣彎管的組織中未發現蠕變孔洞。

圖6 取樣彎管的OM形貌Fig.6 OMmorphology of sampling bend

圖7 取樣彎管的TEM形貌Fig.7 TEMmorphology of sampling bend：（a）carbides precipitated in transgranular of ferrite；（b）tempered sorbite；（c）carbides precipitated at grain boundary and（d）carbides precipitated in tempered sorbite

圖8 晶內粒狀M23C6型碳化物的形貌與衍射花樣Fig.8 Bright field image（a），dark field image（b）and diffraction pattern（c）of granular M23C6carbon in transgranular

根據透射電鏡的分析結果可知，取樣彎管組織中的碳化物仍以M23C6型碳化物為主并出現球化，亞晶界上的碳化物形態明顯拉長，晶內碳化物相對細小。

該主蒸汽管道取樣彎管組織的特征表明該彎管還處于正常的蠕變第二階段［19－21］，這就意味著材料的使用壽命還遠未達到完全耗損的程度，驗證了上述剩余壽命的評估結果正確。

5 結 論

（1）在運行后取樣彎管持久性能試驗的基礎上，并應用積累的高溫持久性能統計數據建立了彎管的Larson-Miller參數方程，統計估算出運行15萬h后主蒸汽管道的剩余壽命為73 515h，等效運行應力為103.97MPa。

（2）在對運行后取樣彎管的高溫蠕變裂紋開裂和擴展速率試驗的基礎上，并應用蠕變裂紋開裂和擴展壽命評估法，估算出已運行15萬h的主蒸汽管道在等效運行應力條件下的剩余壽命為153 354h。

（3）主蒸汽管道取樣彎管組織和碳化物的分析結果表明其還處于正常的蠕變第二階段。

（4）根據上述預測結果，該主蒸汽管道彎管在當前工況條件下仍可正常運行近10a，此結果得到了顯微組織的驗證。

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