某廠1號鍋爐高過和后屏過熱器壽命分析

2016-02-29 17:55:12賈炳祿

科技資訊 2015年2期

摘要：屏式過熱器通常也稱半輻射式過熱器，是指布置在爐膛上部或爐膛出口煙窗處，既接受爐內的直接輻射熱，又吸收煙氣的對流熱的受熱面。大型鍋爐中一般設置：分隔屏（前屏、大屏）和屏式過熱器. 某廠鍋爐在運行時間超過15萬小時之后，爐內受熱面產生了老化傾向，通過各種檢測手段對高溫過熱器和屏式過熱器進行分析，得出了受熱面剩余壽命的年限，本文對新、老電廠鍋爐受熱面的維護管理有一定的借鑒作用。

關鍵詞：鍋爐；受熱面；老化；壽命評估

中圖分類號：TK22 文獻標識碼：A 文章編號：1672-3791（2015）01（b）-0000-00

0 引言

某廠1號爐由東方鍋爐廠生產制造的DG1025/177-Ⅱ型爐，為亞臨界，一次中間再熱、自然循環、全懸吊、平衡通風、燃煤汽包爐。鍋爐的主要設計參數見表1。1號機組于1991年8月25日投運，至2013年6月30日檢修時累計運行約160177.54小時，啟停160次。

1號爐高溫過熱器位于折煙角后上方，沿寬度方向共布置57屏，橫向節距S=228.6mm，每屏由7圈U型管組成該處入口煙溫約900℃。高溫過熱器管子材料由12Cr2MoWVTiB和12Cr1MoV組成，規格均為Φ51×8mm。

1號爐后屏過熱器位于爐膛出口后上方，沿寬度方向共布置19屏，橫向節距S=685.8mm，每屏由13圈U型管組成。后屏過熱器除迎煙側的最外兩圈管子為TP304H（Φ51×9mm）外，其它部位材料均為12Cr2MoWVTiB，規格Φ51×8mm。

為掌握1號爐12Cr2MoWVTiB材質的高溫過熱器和后屏過熱器管的材質狀態，對1號爐高溫過熱器和后屏過熱器8根取樣管進行試驗分析。

11 試驗結果及分析

11.1化學成分分析

按照GB/T 223系列標準對1和8號管樣進行化學成分分析，結果見表3。由表可見：1和8號管樣的化學成分分析結果符合GB 5310對12Cr2MoWVTiB的要求[2] [4]。

11.2拉伸試驗

在8段管樣上制取拉伸試樣，按照GB/T 228.1在MTS880電液伺服試驗機上對試樣進行室溫拉伸試驗[5]，結果見表4。由表可見：6號管樣室溫下迎煙側的規定屈服強度和抗拉強度及背煙側的規定屈服強度低于GB 5310對12Cr2MoWVTiB新管要求的下限值，6號管樣室溫下迎煙側和背煙側的斷后伸長率及背煙側的抗拉強度符合標準的要求；其它7段管樣室溫下的規定塑性延伸強度、抗拉強度和斷后伸長率符合標準的要求，但4和5號管樣的規定塑性延伸強度和抗拉強度已接近標準要求的下限值。

11.3沖擊試驗

在1和8號管樣上制取縱向沖擊試樣，按照GB/T 229在JBC-300型沖擊試驗機上對試樣進行室溫沖擊試驗，結果見表5。由表可見：1和8號管樣的沖擊吸收能量符合GB 5310對12Cr2MoWVTiB新管的要求[5]。

11.4維氏硬度試驗

按照GB/T 4340在HVS-50型維氏硬度機上對金相樣進行維氏硬度試驗，試驗力30kgf，保持時間10S，結果見表6。由表可見：6號管樣迎煙側的維氏硬度值低于DL/T 438對12Cr2MoWVTiB新管要求的下限值，其它管樣的維氏硬度值符合標準的要求[6]。

1 1.5金相檢驗

12.5.1 微觀組織觀察

在8段管樣上各制取1個環向金相試樣，在OLYMPUS GX71金相顯微鏡下進行金相組織檢查，并依據DL/T 884-2004“火電廠金相檢驗與評定技術導則”對試樣進行組織老化評級[7]，結果見圖1和表7。由圖1和表7可見：

a）（1）7段運行管中，2號管樣的微觀組織為回火貝氏體，其它管樣的微觀組織均為鐵素體+碳化物；7段運行管迎煙側的組織老化程度均比其背煙側明顯，1、4、6和7號管樣迎煙側組織老化3.5級，2、3和5號管樣迎煙側組織老化3級。

b）（2）8號新管的微觀組織為鐵素體+碳化物，不是典型的回火貝氏體組織。

22 管樣材質狀態與蠕變剩余壽命估算

22.1材質狀態評估

將8段管樣選取各自試驗結果的最差值做為該管段的試驗結果，結果見表8。由表可見：

a）（1）1～7號管樣的外徑蠕變應變和壁厚減薄量符合標準的要求。

b）（2）6號管樣的規定屈服強度、抗拉強度和硬度已低于標準要求的下限值，6號管樣的斷后伸長率和1～5和7號管樣的規定塑性延伸強度、抗拉強度、斷后伸長率和硬度符合標準的要求。

c）（3）2號運行管微觀組織為貝氏體，其它運行管微觀組織為鐵素體+碳化物；1、4、6和7號管樣組織老化均為3.5級，2、3和5號管樣組織老化均為3級；4號管樣的內壁氧化層最厚，為0.70mm，其它管樣內壁氧化層厚度在0.44～0.66mm之間。根據《火力發電廠金屬技術監督規程》的標準要求，過熱器管和再熱器管氧化皮厚度超過0.6mm，應及時更換管段[3]。

d）（4）8號新管的微觀組織為鐵素體+碳化物，不是典型的回火貝氏體組織，其它試驗結果均合格或正常。

綜上所述，7段運行管均有明顯的性能劣化和組織老化，其中4號管樣內壁氧化層最厚，6號管樣性能劣化顯著；除4和6號管樣外的其它運行管的材質狀態與其服役時間基本吻合，未見明顯的加速老化、劣化和損傷現象。8號新管組織為鐵素體+碳化物，不是典型的回火貝氏體組織，其它試驗結果均合格或正常。

22.2 蠕變壽命估算

在管子原始狀態一定的情況下，影響鍋爐管剩余壽命的主要因素有：溫度、應力和已運行時間，其中溫度為管子運行的當量金屬壁溫，應力為管子的實際應力，時間為累計運行時間。

高溫鍋爐管由于承受著較高壓力且運行溫度在蠕變溫度范圍內，其損傷的主要形式是高溫蠕變。隨著運行時間的延長，管子的內壁會產生一層致密的氧化層，其成份主要是Fe2O3和Fe3O4，管子內壁氧化層的厚度增長及形貌結構均與管壁金屬溫度有明顯的對應關系。因此，可通過鍋爐管內壁氧化層的厚度來間接地估算鍋爐管壁當量金屬溫度。

根據內壁氧化層厚度、運行時間和特定的材料參數就可以確定管子的當量溫度，根據管壁的金屬層厚度和管子內壓就可以確定管子的實際應力，將上述的當量溫度、實際應力代入相應材料的蠕變持久推算式就可以估算出管子的剩余壽命，從而可以有效地指導高溫受熱面的檢修和換管工作，保障設備的安全可靠運行。

23.2.1 當量溫度估算

鍋爐管運行過程中總存在溫度波動，其壽命損耗等效于在某一固定的金屬溫度及特定的應力條件下服役的時間，這個金屬溫度就稱之為當量溫度。因而，當量溫度既不是管子的外壁溫度，也不是其內壁溫度或內、外壁溫度的平均值，而是某段服役期內實際運行溫度的一種等效描述。通過內壁氧化層厚度和鍋爐管運行時間可以評估當量溫度。

22.3 剩余壽命綜合評估

由于基于管子內壁氧化皮厚度估算壁溫的蠕變剩余壽命估算的結果是假定管子一直按穩定壁溫運行并且管子原始狀態正常的條件下的估算結果。而管子實際的服役壽命還受一些偶然因素的影響，如管子短時間較大幅度的超溫，這種情況下內壁氧化皮厚度并未大幅增加，但管子材料的老化、劣化和損傷卻較大。因此需要結合蠕變壽命估算和材質狀態評估兩方面因素綜合評估管子的剩余壽命。

由以上分析可知，7段運行管均有明顯的性能劣化和組織老化，其中4號管樣內壁氧化層最厚，6號管樣性能劣化顯著；除4和6號管樣外的其它運行管的材質狀態與其服役時間基本吻合，未見明顯的加速老化、劣化和損傷現象。基于氧化層厚度基礎上估算的4和6號管樣蠕變剩余壽命分別為1.5萬和2萬小時，其它管樣還有較長的蠕變剩余壽命。

因此綜合評估認為，正常運行工況下高過左數36屏后數第5根（4號）和左數41屏后數第1根（6號）管樣蠕變剩余壽命分別為1.5萬和2萬小時，高過其它運行管和后屏過運行管的蠕變剩余壽命均能滿足較長時間（≥6萬小時）的安全運行要求。

33 結論和建議

33.1結論

a（1））高過左數36屏后數第5根管樣內壁氧化層最厚，高過左數41屏后數第1根管樣性能劣化顯著，其它5段運行管的材質狀態，雖有一定程度老化，但仍可運行一段時間。；新管組織為鐵素體+碳化物，不是典型的回火貝氏體組織，其它試驗結果均合格或正常。

b）（2）正常運行工況下高過左數36屏后數第5根和左數41屏后數第1根管樣蠕變剩余壽命分別為1.5萬和2萬小時，高過其它運行管和后屏過運行管的蠕變剩余壽命均能滿足較長時間（≥6萬小時）的安全運行要求。

33.2 建議

a）（1）擇機更換本次割管時仍殘留的左數36屏后數第5根和左數41屏后數第1根管段。

b）（2）采用高頻超聲測量技術現場對高溫受熱面管子進行內壁氧化皮厚度測量的蠕變剩余壽命估算。

參考文獻：

[1] 樊泉桂，閻維平，閆順林，等.鍋爐原理[M].北京：中國電力出版社，2008.

[2] 宋維錫.金屬學[M].北京：冶金工業出版社，1989.

[3] DL/T 438—2009，火力發電廠金屬技術監督規程第9部分：受熱面管子的金屬監督