高温过热器传热特性及寿命分析

高温过热器传热特性及寿命分析

摘要：近年来，各种类型的大容量火力发电机组不断涌现。过热器内部是高温高压的蒸汽，又布置在烟温较高的区域，工作条件最为恶劣，易造成锅炉爆管；同时锅炉设备实行状态检修需要了解管子蠕变损伤的程度。因此，分析过热器爆管的原因和蠕变损伤的机理，并对高温部件剩余寿命作出正确的评估，已成为保证火电厂安全运行和提高经济性的关键课题之一。

本文通过研究高温过热器的传热特性，分析了高温过热器爆管的原因，并介绍了高温腐蚀对爆管的影响，而且按工质流程逐个对微元段进行热力计算，掌握高温过热器壁温分布情况，以便于从根本上减少爆管发生率。同时根据拉——米参数式确定蠕变断裂时间，对过热器剩余寿命进行预测，以延长电厂的检修周期，提高电厂的经济性。

关键词：过热器；爆管；腐蚀；壁温计算；寿命分析

Abstract：In recent years, various types of large-capacity thermal power generating units will continue to emerge.Inside the superheater there is steam with high temperature and high pressure, at the same time the superheater is in the region where the flue-gas temperature is higher, so the superheater’s working conditions are most poor, resulting in the explosion of boiler pipes easily.Meanwhile in order to overhaul the boiler equipment on the basis of operating condition,it is necessary to know about the tubes’ creep damage extent. Therefore, the analysis of reasons for superheater explosion and creep damage mechanism ,also to assess the remaining life of high-temperature boiler parts correctly, have become one of the key projects that guarantees safe operation of thermal power plants and improves the economical efficiency.

This paper analyzes the reasons for high-temperature superheater blasting via the research on heat transfer characteristics of high-temperature superheater, and puts emphasis on illustrating the effects that high-temperature corrosion have on the superheater explosion.In addition, according to the flow path of work substance,it conducts the thermodynamic calculation of small tube section separately ,grasping the wall temperature distribution of high-temperature superheater, in order to reduce the rate of tube explosion radically. At the same time the creep-rupture time is determined by Larson-Miller Parameter,and the remaining life of superheater can also be predicted ,which will be used to extend the maintenance cycle and improve the economy of thermal power plants.

Keywords：Superheater; Tube Explosion; Corrosion; Wall Temperature Calculation; Life Analysis

1 引言

随着我国电力工业建设的迅猛发展，各种类型的大容量火力发电机组不断涌现，锅炉蒸汽参数的提高，使得过热器和再热器系统成为大容量锅炉本体设计中必不可少的受热面。这两部分受热面内工质的压力和温度都相当高，且大多布置在烟温较高的区域，因而其工作条件在锅炉所有受热面中最为恶劣，受热面温度接近管材的极限允许温度；而锅炉容量的日益增大，使其过热器和再热器系统的设计和布置更趋复杂[1]。这不可避免地导致并联各管内的流量与吸热量发生差异。当工作在恶劣条件下的承压受热部件的工作条件与设计工况偏离时，就容易造成锅炉爆管。

锅炉爆管严重威胁着火电机组的安全经济运行。据有关资料统计，爆管引起的非计划停运时间占总停运时间的20%左右，少发电量占总少发电量的25%左右。由此可见，其造成的经济损失十分巨大[2]。

事实上，当爆管发生时常采用所谓快速维修的方法，如喷涂或衬垫焊接来修复，一段时间后又再爆管。爆管在同一根管子、同一种材料或锅炉的同一区域的相同断面上反复发生，这一现象说明锅炉爆管的根本问题还未被解决。因此，了解过热器爆管事故的直接原因和根

本原因，搞清管子失效的机理，并提出预防措施，减少过热器爆管的发生是当前的首要问题。

同时，随着火电厂运行时间的逐年增长，超期服役的老龄机组也在不断增加，高温部件蠕变损伤和材料老化程度也日趋严重，高温部件损坏事故也时有发生。因此，解决火电厂老龄机组的寿命评估和运行安全性问题已迫在眉睫。火电厂对锅炉设备实行状态检修，需要有一个可靠的寿命评估方法，对高温部件剩余寿命作出正确的评估。

2 过热器爆管原因

过热器和再热器是工质温度和金属温度最高的部件，受热面管材过热后管材金属温度超过许用的极限温度，内部组织发生变化，降低了许用应力，管子在内压力下产生塑性变形，最后导致过热爆管。假如某管子在540℃时可以持续工作100000h，那么，长期在550℃下工作，它的寿命可能只有50000h，即寿命缩短一半。因此过热就意味着降低安全系数或减少寿命，所以应该严格控制蒸汽温度的上限。

2.1 过热器爆管的根本原因

根本原因：①长期过热，长期过热是指管壁温度长期处于设计温度以上而低于材料的下临界温度，超温幅度不大但时间较长，锅炉管子发生碳化物球化，管壁氧化减薄，持久强度下降，蠕变速度加快，使管径均匀胀粗，最后在管子的最薄弱部位导致脆裂的爆管现象。这样，管子的使用寿命便短于设计使用寿命。超温程度越高，寿命越短。长时超温爆管根据工作应力水平可分为三种：高温蠕变型、应力氧化裂纹型、氧化减薄型[3]；②短期过热；③磨损使管壁减薄爆管；④腐蚀疲劳；⑤应力腐蚀裂纹，应力腐蚀裂纹是指在介质含氯离子和高温条件下，由于静态拉应力或残余应力作用产生的管子破裂现象；⑥热疲劳，热疲劳是指炉管因锅炉启停引起的热应力、汽膜的反复出现和消失引起的热应力和由振动引起的交变应力作用而发生的疲劳损坏。⑦异种金属焊接；⑧质量控制失误，质量控制失误是指在制造、安装、运行中由于外界失误的因素所造成的损坏。加强电厂运行、检修及各种制度的管理是防止质量控制失误出现的有效手段。

2.2 超温原因

超温原因有以下九种：

①燃料特性的变化，如灰分和水分增加，燃料发热量降低，则到达同样的负荷必须增加燃料消耗量，水分蒸发也使烟气容积增大，导致流经过热器的烟气流速增加，对流换热加强；从而使出口汽温升高。

②火焰中心上移时，炉内辐射吸热比例减少。对流式过热器的对流吸热份额增加，使出口汽

温增加。

③炉膛设计高度偏低，火焰中心的相对位置提高，从而提高了炉膛出口烟温，引起管壁超温。

④过量空气系数增大使燃烧生成的烟气量增多，烟气流速增大，对流换热加强，使对流过热器出口汽温升高。

⑤给水温度降低，则加热给水所需热量增加，为维持负荷，必须增加入炉燃料量，炉内烟气量和炉膛出口烟温增加，导致对流式过热器出口蒸汽温度增加。

⑥切向燃烧引起烟温偏差，使实际的受热面吸热产生了偏差。因此，烟气温度场和速度场的分布偏差是过热器管超温的重要原因。

⑦锅炉受热面沾污结渣会降低炉内受热面的传热能力，并引起炉内火焰中心向后推移，炉膛出口烟温相应升高，导致过热汽温偏高。

⑧升负荷速率过快使升负荷过程中的壁温峰值过大。

⑨其它方面的原因，如：选材余度不够；受热面偏多，蒸汽质量流速偏低；结构设计原因造成的热偏差；壁温测点温度失真；焊接质量问题[3]。

解决高温受热面超温问题的对策：①削弱残余气流旋转；②注意减少三通区域内涡流的影响和同屏间的热偏差；③壁温测量尽量准确；④做好运行调整工作。

2.3 高温腐蚀

高温腐蚀是导致受热面失效、爆管、引起火力发电厂事故停机的主要原因之一。锅炉受热面腐蚀根据腐蚀部位和环境不同可分为烟气侧腐蚀和水汽侧腐蚀两大类。

火电厂锅炉的过热器的烟气侧存在的高温腐蚀与部件工作环境的温度、气体成分、煤质成分和煤粒的运动状况等因素有关，具有腐蚀速度快、腐蚀区域相对集中以及突发性的特点。锅炉烟气侧发生的高温腐蚀主要为硫腐蚀、氯腐蚀和钒腐蚀。当蒸汽温度高于565℃时，燃料灰分中含有较多的S、V及碱性物质等成分时，往往在覆盖有熔盐或积灰层下的管壁上发生烟灰腐蚀。燃料中含有的S、V及碱性物质越多，炉管金属的耐蚀性、耐热性越差，腐蚀越易发生；管壁温度越高，腐蚀越严重。飞灰也是造成高温腐蚀的主要因素[4]。烟气侧高温腐蚀还与低熔点的沉积物有关。

过热器管高温腐蚀的防治措施：在燃煤锅炉中，如燃料中K、Na、S含量较高时就应注意防止或减轻过热器和再热器的高温腐蚀问题。此时要避免在这些受热面管子上积结引起腐蚀的复合硫酸盐是困难的，主要应降低受热面的壁温，应使这些受热面的蒸汽出口段布置在烟温较低区，因为高的烟温和高的管壁温度均能使管子金属的腐蚀速度增加。如壁温低于550℃，则腐蚀速度将大为减小，一般应保持壁温不超过600～620℃，以免这些受热面管子受到严重腐蚀。

锅炉受热面汽侧的高温腐蚀种类有：水蒸汽氧化腐蚀、垢下腐蚀(氢腐蚀、碱腐蚀、介质浓缩腐蚀)、氧腐蚀等。水和水蒸气是火力发电厂的主要工作介质，同时也是使锅炉受热面水汽侧产生腐蚀而影响使用寿命的重要原因。受热面水汽侧腐蚀速度的大小与水汽侧介质的侵蚀性成正比[5]。

3 过热器的壁温计算方法

在本文的算法中，先将管组、管段离散化为若干小单元，对每个离散化的小单元再根据热力标准逐一计算热平衡关系。

计算管壁的温度是由管壁所受的辐射和对流热量决定的。而对流换热和辐射换热都与高温烟气的温度和速度有关。对于烟温和烟速，我们是这样考虑的：各受热面入口的平均烟温按厂方热力计算数据的入口烟温，而受热面入口的烟温及烟气速度分布按有关资料的试验值，再在截面上进行插值处理后得到各处的烟温、烟速，沿烟气流向也进行插值处理，从而得到水平烟道的三维烟温、烟速分布[6]。

对于工质的蒸汽温度，按照蒸汽流动方向，前一段的蒸汽出口温度即为后一段蒸汽的进口温度。而各段的壁温，由该段的传热工况决定。由于每一片屏上每根管子的长度不同，流量也存在差异，流量偏差系数可以根据“锅炉水动力学计算标准”求得。由此计算出计算点的热负荷与壁温。

在计算小管段与烟气换热量时，本算法准确、全面地反映出每小段管所处的位置、结构、温压等因素。如：各管段位置的不同造成角系数也各不相同，可以由查表计算得出；对流传热系数也可以根据各管段对应的不同物性参数及流动参数计算得出。这样，由于是直接分别计算各小管段的换热量，而不是由平均量加不均匀系数进行修正，使得结果更精确。

4 过热器的寿命分析

4.1 过热器管产生损伤的类型

锅炉高温金属管子在锅炉运行时有两方面的损伤：一方面是由于管子内外的腐蚀和管子

外部的磨损，使管子管壁在减薄，致使管子金属所经受的应力加大；另一方面是由于管子金属在高温蠕变的作用下，其强度在降低。

4.2 锅炉高温金属管子应力与实际壁厚的计算方法

考虑锅炉高温金属管子的寿命时，应用材料持久强度的概念：持久强度是材料在给定的

温度下，经过规定的时间发生破裂的应力。持久强度是随时间的推移下降的[7]。

计算锅炉高温金属管子应力的公式如下：

S PD

K p 2=σ （4-1）

式中：P — 管子中工质的压力，MPa ；

D — 管子的平均直径，mm ；

S — 管子的壁厚，mm ；

Kp —考虑了锅炉管子的制造、运行等不利因素影响的修正系数。

由于锅炉高温金属管子在运行中要受到内外腐蚀和管子外部的磨损，因而管子壁厚有所减薄。锅炉过热器管的实际壁厚，是由外壁腐蚀氧化物层厚度、剩余金属层厚度、内壁氧化

物层厚度三部分构成[8]。

可用下面的公式计算管子的实际壁厚：

S= Sb - Sw - Sn - Sm （4-2）

式中：Sb — 最初管子的壁厚；

Sw — 由于外部腐蚀管子减少的壁厚；

Sn — 由于内部腐蚀管子减少的壁厚；

Sm — 由于飞灰磨损管子减少的壁厚。

4.3 锅炉高温金属管子剩余寿命的评估

随着锅炉运行时间的延长，其高温金属管子材料的持久强度是要下降的，而且持久强度下降和材料的使用温度有关，使用温度越高其下降速度越快。各种钢材都有其持久强度与使

用温度、使用时间的函数关系。剩余寿命的评估采用著名的Larson —Miller 参数法[9]，其

形式如下：

LMP C T =+)lg (τ （4-3）

Larson —Miller 参数（LMP ）还可写作：

)()lg (στP C T =+ （4-4）

式中：T — 钢材的使用温度，K ；

C — 钢材常数（通常可选为20）；

τ— 钢材的断裂时间；

)(σP — 钢材的热强参数，其中σ为使用应力。

查阅参考文献[7]，找到12Cr1MoV 的由试验数据整理而来的C 值以及P(σ)的关系式：

σσσσ332210lg lg lg )(C C C C P +++=

（4-5） 其中：C 0 = 31326.6471；C 1 = - 7392.5601；C 2 = 7554.0785；C 3 = - 4224.2146。

4.4 评估模型的仿真与分析

某电厂320MW 机组锅炉的蒸汽管道材料（未服役管）作为模拟实例，管道用钢12Cr1MoV 。 550℃时，弹性极限应力为210MPa ，延伸率为39%，面收缩率为79%。

表1 蒸汽管材料试样

表2 管道材料加速寿命试验应力及断裂时间

由加速寿命试验数据外推其剩余寿命（555℃，65MPa ）为328000小时。

本模型仿真结果如下：

P(MPa)图4-1 管道外径与内压的关系

t i (m m )

P(MPa)

图4-2 管道壁厚与内压的关系

管道外径与内压的关系从图4-1可以看出，管内压力增加，管道开始发生蠕胀。管内蒸汽压力越大，材料受到应力越大，管道外径越大，管道外径变化的速率也越来越明显。在工作压力9.8MPa 左右管道外径几乎不变，即机组长期正常运行，管道外径也不会发生太大变化。这些模拟结果与实际电厂的管道运行情况是完全相符的。

管道壁厚与内压的关系可从图4-2可以看出，管内压力增加，管道壁厚减薄。图4-3显示了随压力的不同管径变化率（ei=[(di-d0)/d0]*100）的情况。

e i (%)P(MPa)

图4-3 压力与管径变化率的关系

ó|á|

(M P a )

LMP 图4-4 应力—Larson Miller 参数的关系

图4-4将理论计算的剩余寿命值与加速寿命试验数据外推剩余寿命值进行比较，可看到理论模拟值与实验值基本符合，试验值外推剩余寿命为328000小时，理论模拟值直接得出

剩余寿命一阶拟合为289550h，误差11.72％；二阶拟合为278254h，误差15.16％。

建立本模型时简化了管道的工作环境和初始条件，为提高模型的精确度还须更多的初始条件和限定条件。

结论

1、本文主要分析了超温以及高温腐蚀引起过热器爆管的主要原因，并提出了防止措施。

2、计算高温过热器管壁温度时，考虑到各管段位置不同造成的管段受热条件的差异，从三维的角度考虑烟气的辐射和对流换热量。计算前先对受热面所在的水平烟道空间进行网格划分，计算时按工质流程逐个对微元段进行热力计算，完善了壁温计算方法。

3、蠕变—时间参数法是现在国内外应用较广泛的一种评估剩余寿命的方法，Larson—Miller公式是其中最著名的一个计算公式，它可以依据短期的等应力加速试验数据推测出高温部件的剩余寿命，精确度较高，计算方便，应用广泛。

造成锅炉过热器爆管的原因很多，只有对过热器爆管的直接原因和根本原因进行综合分析，才能从根本上解决锅炉爆管问题，有效地防止锅炉过热器爆管事故的发生。同时应准确有效地计算管子剩余寿命，为锅炉状态检修提供技术依据，延长电厂的检修周期，以提高电厂的经济性。

参考文献

1 肖向东等．电厂锅炉高温过热器爆管事故分析[J]．热力发电，1999，2

2 吴磊等．1025t/h锅炉高温过热器爆管原因分析[J]．湖北电力，2004，28

3 程绍兵等．大容量锅炉高温受热面超温失效原因及对策[J]．广东电力，2004，17

4 齐慧滨等．燃煤火电厂锅炉四管的高温腐蚀[J]．腐蚀科学与防护技术，2002，3

5 E Burbridge.Protecting Power Stations from Corrosion[J].ANTI-Corrosion, 1982 (6) :111～113.

6 刘林华等．电站锅炉过热器和再热器管壁温度计算的一种新方法[J]．动力工程，1995，4

7 廖宏楷等．电站锅炉四管剩余寿命评估模型的研究[J]．动力工程，2002，6

8 周顺深．火电厂高温部件剩余寿命评估[M]．北京：中国电力出版社，2006

9 George H harth.Assess the remaining life of high-temperature boiler parts[J].Power

Engineering,1985,8