黃維浩，張 瑞，唐松青，趙中平，彭行金

（上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計研究院，上海 200240）

0 引 言

在未來相當(dāng)長的一段時間內(nèi)，我國以煤為主要能源的資源結(jié)構(gòu)將不會改變，這就決定了火電在電源結(jié)構(gòu)中的主導(dǎo)地位。據(jù)統(tǒng)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(shè)計壽命50%（10萬h）的老設(shè)備占60%以上，因此針對這些設(shè)備的重要高溫零部件開展剩余壽命研究，是當(dāng)前電力行業(yè)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(tǒng)的評估方法，如美國研究與開發(fā)的火力發(fā)電廠主設(shè)備狀態(tài)和剩余壽命評估技術(shù)已使美國電廠節(jié)約了3億多美元［1］。近年來，國內(nèi)外已提出了多種預(yù)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(fā)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(tài)檢修、設(shè)備延壽最關(guān)心的工作之一。主蒸汽管道剩余壽命預(yù)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(biāo)的θ函數(shù)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(zhuǎn)子的壽命評估；θ函數(shù)法原用于沉淀硬化合金，在進行一些假設(shè)和修正后可用于評估中低合金鋼；C射影法在實際中應(yīng)用較少；顯微組織（老化）法不能進行持久強度試驗，不能準(zhǔn)確測定剩余壽命。國內(nèi)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(zhǔn)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(yīng)用時間－溫度參數(shù)外推法（Larson-Miller參數(shù)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(shè)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(chǎn)，其尺寸為φ273mm×26mm。該主蒸汽管系分別布置于甲乙兩側(cè)，共有56條焊縫，22只彎管。F12鋼的主要化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）：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(xué) 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(yīng)力場的有限元計算，計算結(jié)果表明，該主蒸汽管系中乙側(cè)第1只彎管承受的應(yīng)力最大，該彎管的一次最大主應(yīng)力為71.8MPa，最大二次主應(yīng)力為31.0MPa，最大平均膜應(yīng)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(xiàn)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(xiàn)場檢查結(jié)果表明，乙側(cè)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(yīng)力計算結(jié)果一致，因而確定乙側(cè)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(huán)向截取試樣，并在470，550，600℃及不同應(yīng)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(biāo)準(zhǔn)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(yù)制裂紋尺寸為25mm×25mm×10mm的標(biāo)準(zhǔn)緊湊拉伸試樣（預(yù)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(shè)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(jù)GB/T 13298－1991《金屬顯微組織檢驗方法》，在NEOPHOT 21大型臥式光學(xué)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(jīng)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(yù)測方法和計算模型

2.1 時間－溫度參數(shù)法（Larson-Miller參數(shù)法）

應(yīng)用Larson-Miller參數(shù)法來預(yù)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(shù)曲線，再根據(jù)穩(wěn)態(tài)運行工況下的溫度、壓力參數(shù)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(yīng)力，因此用穩(wěn)態(tài)運行工況下的蒸汽參數(shù)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(yīng)力（在已知累計運行時間ts內(nèi)被評估材料所承受的當(dāng)量應(yīng)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(shù)；B1′，B2′，B3′為運行后的材料常數(shù)；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(yīng)力。的Larson-Miller參數(shù)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(shù)方程，該方程可以通過積累的原始材料的持久數(shù)據(jù)來統(tǒng)計計算，第二個方程是運行后材料持久強度的試驗結(jié)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(yīng)力以及在等效運行應(yīng)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(shù)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(yán)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(yù)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(xù)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(yīng)力場強度因子關(guān)系符合式（2）：

式中：ti為開裂時間；A，m為材料常數(shù)；KI為裂紋尖端的應(yīng)力場強度因子。

Larson-Miller參數(shù)法計算出的主蒸汽管道的等效運行應(yīng)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(shù)；σ為等效運行應(yīng)力；B1，n為材料常數(shù)，可根據(jù)裂紋擴展速率與裂紋尖端應(yīng)力場強度因子的關(guān)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(yīng)力以及溫度有關(guān)的材料常數(shù)；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(dāng)材料處于韌性狀態(tài)時，蠕變裂紋在初始載荷的作用下須經(jīng)過一定的孕育期后才能形成，表現(xiàn)在試樣兩端電位與時間的變化曲線上有臺階出現(xiàn)，當(dāng)材料處于脆性狀態(tài)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(xù)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(dāng)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(yù)測結(jié)果

3.1 Larson-Miller參數(shù)法預(yù)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(shù)據(jù)。圖2是利用原材料持久強度的統(tǒng)計數(shù)據(jù)與圖1數(shù)據(jù)統(tǒng)計計算得出的Larson-Miller參數(shù)曲線?？梢?，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(shè)定該主蒸汽管道的運行溫度為550℃保持不變，將上述根據(jù)持久試驗結(jié)果回歸得到的Larson-Miller參數(shù)方程代入方程組（1），計算得出主蒸汽管道乙側(cè)第一個彎管的剩余壽命為73 515h，等效運行應(yīng)力為103.97MPa。該等效運行應(yīng)力高于用有限元方法在穩(wěn)態(tài)運行工況條件下計算得出的最大應(yīng)力，說明在已知運行時間內(nèi)被評估材料所承受的當(dāng)量應(yīng)力比穩(wěn)態(tài)運行參數(shù)條件下計算出的應(yīng)力要高，因此僅用穩(wěn)態(tài)運行工況參數(shù)來計算材料的剩余壽命是不準(zhǔn)確的。

3.2 高溫蠕變裂紋開裂與擴展壽命法預(yù)測剩余壽命

試驗時試樣所加載荷根據(jù)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(shù)；a為預(yù)制裂紋長度。

根據(jù)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(guān)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(shù)坐標(biāo)上具有良好的線性關(guān)系，因此可以根據(jù)回歸方程計算出式（2）中的各項參數(shù)。根據(jù)等效運行應(yīng)力計算出相對應(yīng)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(yīng)力場強度因子在雙對數(shù)坐標(biāo)上也具有良好的線性關(guān)系，并能回歸計算出式（3）中的B1、n參數(shù)，再根據(jù)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(jù)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(guān)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(guān)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(jié)果比Larson-Miller參數(shù)法評估得到的73 515h的剩余壽命長。另外，當(dāng)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(shè)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(jié)果可知，利用Larson-Miller參數(shù)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(yán)重，因此從電廠運行的安全性角度出發(fā)，該主蒸汽管道的剩余壽命應(yīng)以Larson-Miller參數(shù)得出的剩余壽命73 515h為依據(jù)，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(yù)測結(jié)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(jié)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(jīng)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(jié)合強度，是材料老化過程中必然發(fā)生的結(jié)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(chǎn)生蠕變孔洞，直到材料失效。而取樣彎管的組織中未發(fā)現(xiàn)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(nèi)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(jù)透射電鏡的分析結(jié)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(xiàn)球化，亞晶界上的碳化物形態(tài)明顯拉長，晶內(nèi)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(jié)果正確。

5 結(jié) 論

（1）在運行后取樣彎管持久性能試驗的基礎(chǔ)上，并應(yīng)用積累的高溫持久性能統(tǒng)計數(shù)據(jù)建立了彎管的Larson-Miller參數(shù)方程，統(tǒng)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(yīng)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(chǔ)上，并應(yīng)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(yīng)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(jié)果表明其還處于正常的蠕變第二階段。

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

［1］李耀君，任愛.火電廠重要部件的壽命管理［J］.熱力發(fā)電，1999（4）：42-46.

［2］田文莉.火力發(fā)電設(shè)備剩余壽命評價技術(shù)［J］.電力情報，1994（1）：97-102.

［3］VISWANATHAN R.Damage mechanisms and life assessment of high temperature components［M］.Ohio：ASMInternational，1989：59-103.

［4］STOPPATO A，BENATO A，MIRANDOLA A.Assessment of stresses and residual life of plant components in view of lifetime extension of power plants［C］//Proceedings of ECOS 2012-the 25th International Conference on Efficiency，Cost，Optimization，Simulation and Environmental Impact of Energy Systems.Perugia：［s.n］，2012.

［5］European creep collaborative committee（ECCC）.Residual lifeassessment and microstructure［R］.［S.l.］：［s.n］，2005.

［6］宋志坤，劉偉，何慶復(fù).金屬材料熱疲勞壽命的定量研究方法［J］.機械工程材料，1999，23（5）：4-5.

［7］蔡慶木，劉月明，黃昌清，等.火電廠高溫壓力管道壽命預(yù)測模型的可靠性及進展［J］.機械工程材料，2012，36（12）：5-9.

［8］潘文越，高向東，凌祥.高溫爐管剩余壽命評價技術(shù)最新進展［J］.江蘇化工，1997，25（1）：14-16.

［9］崔朝英，喬學(xué)亮.火電廠主蒸汽管道壽命評估方法［J］.華北電力技術(shù)，2002（11）：51-54.

［10］NONAKA I.Residual life evaluation and repair procedures for high temperature boiler piping［J］.OMMI，2003，2（1）：1-14.

［11］莫劍.壓力容器及管道剩余壽命的評估方法［J］.化工裝備技術(shù)，2004，25（5）：32-34.

［12］楊王玥，李志文.θ法預(yù)測12Cr1MoV鋼主蒸汽管道材料剩余壽命［J］.金屬學(xué)報，1999，35（7）：721-725.

［13］高鋒，劉暉，樊玉光，等.蒸汽管道剩余壽命評估方法評述［J］.腐蝕與防護，2008，29（5）：295-297.

［14］鄭曉紅，趙翔，曹欣玉，等.鍋爐高溫承壓部件剩余壽命的評估及應(yīng)用［J］.鍋爐技術(shù)，2003，34（4）：24-29.

［15］束國剛，李益民，梁昌乾，等.10CrMo910鋼薄壁主蒸汽管道θ法壽命評估及其應(yīng)用研究［J］.熱力發(fā)電，2000（4）：36-41.

［16］陳國宏.由內(nèi)壁氧化層厚度測評過熱器管道的剩余壽命［J］.河南科技大學(xué)學(xué)報，2004，25（6）：24-27.

［17］李耀君，任愛.應(yīng)用老化因子方法評估高溫部件的狀態(tài)和壽命［J］.熱力發(fā)電，2002（3）：46-48.

［18］姜鵬，徐鴻，韓靜茹.基于概率理論的主蒸汽管道壽命可靠性評估［J］.現(xiàn)代電力，2008，25（5）：35-39.

［19］HU Zheng-fei.Heat-resistant steels，microstructure evolution and life assessment in power plants［M］//Thermal Power Plants.［2013-05-20］.http：//www.intechopen.com/books/thermal-power-plants/heat-resistant-steels-microstructure-evolution-and-life-assessment-in-power-plants.

［20］張軍，王志武，原素芳，等.高井電廠1號爐主蒸汽管直管段剩余壽命評估［J］.黑龍江電力，2004，26（5）：389-394.

［21］DOBRZANSKI J.The classification method and the technical condition evaluation of the critical elements′material of power boilers in creep service made from the 12Cr-1Mo-V［C］//13thInternation Scientific Conference on Achievements in Mechanical and Materials Engineering.Poland：AMME，2005：107-112.