高温过热器管长周期运行后的性能分析

管宏全, 徐清国

(1.南京扬子石化碧辟乙酰有限责任公司, 江苏 南京 210047;2.中广核检测技术有限公司, 江苏 苏州 215004)

高温过热器管长周期运行后的性能分析

管宏全1, 徐清国2

(1.南京扬子石化碧辟乙酰有限责任公司, 江苏 南京 210047;2.中广核检测技术有限公司, 江苏 苏州 215004)

对某热电厂锅炉高温过热器进行割管取样分析，通过对高温过热器管的机械性能、碳化物相成分和结构、珠光体球化等进行测试,分析出高温过热器管存在局部超温现象，并按Larson-Miller公式估算其剩余寿命在19～54 kh不等，进而提出具体的延寿措施。

高温过热器；性能；碳化物；当量温度；剩余寿命

1 概述

某热电厂一期工程1～6号锅炉(HG220/100-10)相继在1986—1988年建成投产，累计运行时间均超过1.1×105h。在近几年大修中，发现1号、4号炉高温过热器(12Cr1MoV)珠光体球化5级，而6号锅炉则因长期超温导致过热器爆管。这些现象的存在，对高温过热器管的材质性能产生了严重影响，直接影响到电厂的安全运行。

过热器由于长期在火焰、烟气、飞灰等恶劣环境中运行，在服役过程中会发生一系列材料组织与性能的变化，这些变化涉及蠕变、疲劳、腐蚀、冲蚀等复杂的老化与失效机理，由此造成的失效方式达20多种。

目前电站锅炉高温过热器的失效形式仍以高温蠕变(长期过热)失效为主。由于设计、制造、运行等因素的影响，电站锅炉超温现象比较普遍，严重影响了材料的性能和使用寿命。2002年江苏省电站锅炉过热器共计发生爆漏29起，其中与超温有关的爆管达26起。

该热电厂1～6号锅炉由于投产较早，随着机组服役时间的增长及众多因素的影响，高温过热器管的材质性能已经产生很大的变化并成为最常见的失效部件之一。因此了解长期运行后的过热器管的性能，防止过热器事故发生便成为火电厂金属监督的一项重要工作。

2 材料本质状况的试验分析

2.1 过热器管长期运行后的外观及胀粗情况

高温过热器在长期使用中的主要失效形式是由过热引起的蠕变损伤，而管径的胀粗现象则是一个重要的蠕变变形形式。《火力发电厂金属监督规程》中规定,合金钢管的胀粗量不大于2.5%。对4号炉、6号炉的过热器取样管进行宏观检查，结果如表1所示。

表1 4号炉及6号炉过热器样管尺寸变化

从表1中的数据来看，高温过热器管的胀粗均不严重，且无明显减薄现象，实际测量的壁厚均大于公称尺寸，但这并不意味着材料未发生老化，如仍按规定的2.5%控制则显得安全裕度不足。实际情况中有许多管段胀粗尚未达到2.5%即发生爆管，因此必须通过试验进一步分析材料的实际状况。

2.2 过热器管长周期运行后的机械性能变化

力学性能测试分常温和高温(540℃)短时拉伸试验，测试结果如表2所示。由表2可知，4号炉、6号炉高温过热器管的常温和高温力学性能均明显下降，向火面较背火面更为明显。常温力学性能符合标准的要求，但高温力学性能已低于标准值，且向火面高温力学性能，如4号炉2号取样管(4-2)、6号炉4号取样管(6-4)的向火面抗拉强度бb远低于试验材料运行1.1×105h以后的性能，这正好与后面碳化物相成分的转移吻合。这2根过热器管的硬度也相对其他的要低，向火面的硬度也比背火面的低。这一切均是材料在超温状态使用下老化的有力证据。

2.3 长周期运行后过热器管碳化物相成分、相结构的变化

钢材长期在高温下运行，合金元素在固溶体和碳化物相之间会重新分配，这是由于高温使合金元素原子的活动力增加而产生转移。钢管化学成分可按电厂金属化学分析法进行分析，从表2可以看出钢管成分符合12Cr1MoV钢的标准要求，但合金元素在金属中的分布状态有了较为明显的变化。这种合金元素分布的变化是金属材料老化的基本特征之一。随着时间的延长，钢中基体的金属元素逐渐贫乏，而碳化物中的合金元素逐渐增多。

利用YXG-77型原子吸收光谱仪及湿法化学分析法对碳化物相成分进行分析。4号炉样管的碳化物相成分测试结果表明，由于其表面基体中的部分Cr和Mo元素向碳化物中迁移，使碳化物中的这2种合金元素的含量增加，而提高珠光体钢高温强度的最有效元素就是Cr和Mo，它们在钢中往往形成合金固溶体，起到固溶强化的作用。同时这2种元素还有利于提高位错交滑移和攀移的阻力，从而提高金属的高温强度。这2种元素发生迁移，会减弱固溶强化作用，从而降低高温过热器管的机械性能，特别是高温过热器管的强度。

相对于其他的取样管，6-4管的Cr、Mo的迁移量较大。元素的迁移量大说明此处温度相对其他地方要高，由于这个取样点就在6号炉超温爆管点附近，在一定程度上可以说明6号炉此处存在局部超温现象。

表2 机械性能试验结果

表3 锅炉管化学成分

在高温环境下长期运行，碳化物相的结构形式也将发生一系列变化。采用XDA-3型X射线衍射仪对碳化物的相结构进行测试分析可知，4号炉2根过热器管碳化物的相结构基本一致。4-1管主 要 为 Fe3C、(Cr，Fe)7C3、(Mo，Fe，Mn)2C 和V8C7相；4-2管主要为Fe3C、(Cr，Fe)7C3、(Mo，Fe，Mn)2C还有少量V4C3相，均未发现M23C6相。

6-1、6-2、6-3管碳化物的相结构基本一致，主要为Fe3C、V4C3、(Cr，Fe)7C3、Mn23C6相，6-4管中除上述相外，还出现了Cr23C6相。与其他取样管相比，MC相和M3C的含量相对减少，晶界析出的Cr23C6表明MC在进一步脆化，晶界脆性增加，材料老化状态加重，这与相成分分析结果(见表4)一致。

表4 碳化物的相成分分析结果%

2.4 长周期运行后过热器管显微组织的变化

目前，国内电厂对金属部件进行运行监督的一个重要措施就是分析组织的球化程度。从热力学角度出发，钢中珠光体组织的碳化物为片层状，这种组织属于亚稳定结构状态，有转变为稳定状态结构的趋势。低温下这种转变几乎不可能，但在高温下却很明显，这是由于高温下原子扩散加剧的缘故。对于12Cr1MoV钢，球化对常温机械性能的影响并不太明显，但对高温机械性能来说，球化会使材料的蠕变极限和持久强度明显下降。

4号炉在2次抽样检测中，过热器管的金相组织基本已球化，如图1和图2所示，碳化物已在晶界上聚集长大，仅有少量的珠光体区域痕迹，且有蠕变孔洞的存在，球化级别接近5级。显微硬度明显低于新管的典型值。这与显微组织形貌变化一致，说明材料已有老化趋势。

6号炉由于在2002年出现过长期超温爆管，本次抽样率较高，基本上在各处区域均有取样点。从金相组织来看，大部分珠光体仍保持原有的区域形态，而各部分金相组织球化级别仍有差异，如图3和图4所示，6-4管珠光体球化级别达到4级，仅有少量珠光体区域的痕迹，但6-2管球化级别略高于2级，表明过热器存在较大的温度偏差。

图1 4-1管的横截面金相(500×)

图2 4-2管的横截面金相(500×)

图3 6-4管的纵截面金相(500×)

图4 6-2管的横截面金相(500×)

3 高温过热器的剩余寿命预测

锅炉高温部件使用寿命改变一方面表现为强度下降、超温导致材料的老化；另一方面表现在材料的性能劣化及软化上。强度不足而最终导致爆管失效是高温锅炉管的主要失效形式。部件使用寿命一般与部件使用温度、应力及使用时间有直接关系，同时也与材料的显微组织有关，显微组织的老化必然会导致部件使用寿命下降。因此在采用强度分析的方法预测部件使用寿命的基础上，要同时考虑材料组织老化这一因素，这对锅炉管的寿命预测尤其重要。

锅炉管运行过程中总存在温度波动，其寿命的损耗程度等效于在某一固定的金属温度及特定的应力条件下服役了相同时间的炉管的寿命损耗程度，这个等效的金属温度即为当量金属温度。因而，当量金属温度既不是管子的外壁温度，也不是其内壁温度和外壁的平均温度，而是某段服役期内寿命损耗程度的一种等效描述。

高温锅炉管内壁氧化层的厚度与其在该段服役期内的当量金属温度有一定的对应关系，满足如下的方程式：

通过割管分析得到4号炉过热器管内壁氧化层厚度在0.122～0.236mm之间，6号炉过热器管内壁氧化层厚度在0.160～0.250mm之间。根据公式(1)同时综合显微组织的球化分析、相成分分析法，4号炉过热器管的当量温度为570℃，而6号炉的当量温度应在73～540℃之间。

管段的剩余寿命与其失效方式密切相关，12Cr1MoV钢的失效通常存在如下3种表现形式：

(1)管外表面存在由于硫的热腐蚀作用而形成的蚀坑群；

(2)长时期过热运行管材发生老化而导致的高温蠕变失效；

(3)由于超温管材内、外壁发生严重氧化，金属有效壁厚减薄到不足以承受管内压力而爆破。

由于高温过热器管材的工作温度和工作压力较高，其失效的方式通常表现为第2和第3种形式。

在考虑高温蠕变失效方式时，影响蠕变寿命的因素有：管壁金属温度、金属壁厚减薄速率和减薄后管段的实际工作应力。基于上述分析，寿命计算模型是计算在管壁减薄速率K下的运行时间tnr(h)。

式中：应力敏感系数n取5～8，K为壁厚减薄速率(mm/h)。

假定氧化和腐蚀也是线性的，则壁厚减薄速率的公式可以表达如下：

式中：W0是管子初始直径(mm)，t为运行时间(h)，W为运行时间t后管子的实测直径(mm)。

式(2)中tr(0)为在当前壁厚下无减薄管的蠕变断裂寿命(h)，按Larson-Miller公式进行计算：

式中：σ为实测厚度下的平均周向应力(kgf/cm2)，C0，C1，C2，C3，C4是由材料确定的系数，T为当量金属温度(K)，tr为蠕变断裂寿命(h)。

根据上述寿命计算模型进行高温过热器管剩余寿命计算，在目前运行水平下，4号炉样管剩余寿命应在 19000～27000h 左右，6 号炉样管剩余寿命在 25000～54000h 之间。由于可利用的历史数据较少，本次采取了较保守的计算方式以提高评估结果的可靠性。评估结果表明，样管基本上均可以安全运行至下一大修期。

4 高温过热器的延寿措施

当前高温过热器管的失效形式以高温蠕变破坏为主，因此延长高温过热器使用寿命的本质问题便是解决超温对过热器管的影响。通过对4号、6号炉高温过热器取样管的分析可知，温度对过热器管材的微观组织变化起着主导作用，并通过机械性能的量化表现出性能的下降。所以，延寿措施便以解决超温问题为主。

4.1 壁温测量尽量准确

壁温测点选择合适，在可能超温的地方加装必要的测点，将测点装在实际壁温最高的管子上，改进安装方法，使热电偶的接点能与管壁可靠接触。这样才能使壁温监测点真实地反映实际壁温状况。

4.2 削弱旋转残余气流

由于四角布置切圆燃烧方式在炉膛出口处必然存在一定的旋转残余气流，使炉膛出口烟温和烟速分布出现一定偏差，进而使实际的受热面吸热量产生了偏差。削弱旋转残余气流主要有以下方法：

(1)通过改变燃烧器气流引入方向，减小实际切圆直径，使其尽量接近设计工况；

(2)锅炉一、二次风匹配合理，保证一定的动量比，以组织良好的炉内空气动力场；

(3)应用反切技术对燃烧器做适当改造，以消除旋转残余气流。

4.3 做好运行调整工作

运行中不能根据燃烧的需要及时调整各层燃烧器配风，会使燃烧器工况恶化，火焰中心上移；煤粉燃烧行程加长，会使炉膛出口烟温升高，加大超温的幅度；同层燃烧器各角一次风口风速不均匀，会使炉膛出口烟道温度场和速度场分布不均，加大局部超温的可能。在启停磨煤机及锅炉负荷升降的过程中，运行工况的动态变化速度过快，会促使过热器管壁温度上升，如果经常在这种状态下运行，必然导致超温效应的积累。在低负荷运行时，若对后屏出口汽温控制不当，则会造成后屏过热器超温。另外锅炉的超负荷运行、煤质变化、煤粉细度的改变等对过热器的温度影响也较大。因此及时的运行调整对防止锅炉的超温有一定的主导作用。

4.4 努力提高锅炉设备的检修和维护质量

提高锅炉设备的检修和维护质量。在检修中做好下列工作，有助于减少超温现象，延长过热器的使用寿命。

(1)减少炉本体、空预器的漏风。运行中空预器漏风严重，可使燃烧器配风不足，造成燃烧偏斜、燃烧过程加长，加剧过热器超温。炉底漏风、炉本体漏风严重，会造成炉膛出口烟温、烟气量增加，加剧超温。因此在检修过程中，必须做好锅炉的密封工作，解决漏风问题。

(2)提高减温水自动调节能力，维持好高温过热器汽温，并注意调整好一、二级减温水的比例，保持好过热器各段汽温在允许值范围之内。

(3)在本体检修中应注意调整高温过热器管夹齐平，保证管节距正确，防止形成烟气走廊。

5 结论和建议

该热电厂220t/h高压燃煤锅炉经过长期运行后，高温过热器性能已发生了改变，进入蠕变第2阶段。通过对4号、6号炉过热器取样管割管分析，其各个区域的材质性能变化水平并不均衡，无论是金相组织、碳化物分析、金属当量温度还是剩余寿命预测，均说明存在局部超温的现象。该热电厂相同时期投运的其他锅炉必然也存在这一问题。高温过热器超温的原因是多方面的，只有找出超温的主要原因，采取合理的措施避免超温，才能延长高温过热器管的使用寿命。

4号、6号炉的取样管剩余寿命均能运行至下一大修周期，但过热器管是由多排多根组成的换热系统，割管取样分析本质上属于抽样检查，并且本次样管的割取位置并不是理论上的烟气最高点。为使寿命预测的准确性得到提高，掌握过热器的性能，建议对于长期运行后的过热器管在大修或小修中进行较为准确的过热器寿命普查，从而为机组的安全运行提供全面的指导和参考。

1章燕谋．锅炉与压力容器用钢[M]．西安:西安交通大学出版社，1997.

2火力发电厂金属材料手册[M]．北京:中国电力出版社，2001.

3李耀君．火力发电厂关键部件失效分析及全过程寿命管理[M]．北京:中国电力出版社，2000.

4罗永浩．大型燃煤电站锅炉若干重大问题的原因分析和改进措施[J]．锅炉技术，1999(2)．

2013-05-15)