锅炉高温承压部件剩余寿命的评估及应用
第34卷第4期2003年7月
锅 炉 技 术
BOIL ER TECHNOLO GY
Vol. 34, No. 4
J ul. ,2003
文章编号: CN311508(2003) 04002505
锅炉高温承压部件剩余寿命的评估及应用
郑晓红1, 赵 翔2, 曹欣玉2, 周俊虎2, 王如竹1
(1. 上海交通大学制冷与低温研究所, 上海200030; 2. 浙江大学热能工程研究所, 浙江杭州310027)
关键词: 剩余寿命; 高温部件; 持久强度; 蠕变损伤; Larson Miller 参数
θ法计算锅炉高温部件剩余寿命, 推摘 要: 详细探讨了持久强度法、蠕变损伤法、Larson -Miller 参数法、导了各种方法的基本公式, 并分析其适用性和优缺点。中图分类号: T K 225 文献标识码: A
1 前言
役, , 化, , 而它们的益。因此, 近年来对热电厂锅炉高温部件剩余寿命的计算方法的研究已引起相当重视。
锅炉高温部件剩余寿命的计算方法随着国内外对剩余寿命评估研究的深入和成熟, 经历了4个不同的阶段[1]。最早采用的是线性外推持久强度法, 侧重研究蠕变过程中的断裂机理; 第2阶段是蠕变损伤法[2], 侧重于材料的组织变化, 预测的准确性得到很大提高; 第3阶段是参数外推法[3～5],Larson Miller 公式就是蠕变—时间参数外推法中最著名的一个; 第4阶段是外推中的解析法, 是第3阶段的进一步丰富和发展, 如θ法寿命评估, 它可以把前面各种参数法统一成一体。
本文对当今应用较为广泛的几种锅炉高温部件的剩余寿命评定方法进行分析比较, 探讨了在不同应用条件下的各种方法优劣。
σ-t r =A ・
式中:σ———应力, MPa ;
t r ———断裂时间, h ;
A 、B ———材料常数。
B
(1)
公式(1) 两边取对数, 则可得到:
log t r =log A -B log σ
(2)
由公式(2) 可知, 在对数坐标上, 应力与时间关系的持久强度曲线是直线关系。以公式(2) 为基础, 经数学推导后获得的剩余寿命评估公式如下。根据持久强度曲线分散带下限和中限, 在寿命计算中采用最小理论寿命和平均理论寿命2种形式。
(1) 最小理论寿命
t 5
t (σ/σ)
(3) log 5=t 4t 5
10log (σ10/σ10)
t 5
(σσ)
(4) log =0. 301t 4t 5) σ2×105log (σ/102×10
(2) 平均理论寿命
t 5
(σσ)
log 5=t 4t 5
10log (σ10/σ10)
(5) (6)
2 持久强度法
持久强度主要是用来衡量耐热材料在高温
长期应力作用下抗塑性断裂能力的一种高温强度特性指标, 并规定在某一温度下1×105h 所对应的应力值为持久强度极限。
国内用持久强度估算高温部件剩余寿命多采用双对数坐标上的持久强度曲线[6]。在一定温度下, 持久强度曲线的应力与断裂时间关系如
t 5
(log =0. 301t 4t 5
2×105log (σ10/σ2×10)
式中:t min ———最小理论寿命, h ; t ———平均理论寿命, h ; σ——工作应力(或管道内压折算应力) , zs —
有的文章中计算寿命时, 也采用σn zs , n 为安全系数取1. 5或2. 5。
t 4t 5t 5σσσ——分别为一定温度t ℃下1×10、10、2×10—
104、1×105、2×105h 持久强
收稿日期:20021114
作者简介:郑晓红(1977) , 女, 现为上海交通大学机械与动力工程学院博士研究生, 主要从事热能工程和人工环境方面的研究。
26锅 炉 技 术 第34卷
度平均值,MPa 。
根据管道的工作压力和管子尺寸, 可按现行管道设计规范计算出工作应力(内压折算应力) 。上述各式是目前国内工程技术人员用来计算高温部件剩余寿命的基本公式, 但不同作者或采用最小理论寿命, 或采用平均理论寿命, 还没有形成统一规范。
确定持久强度值是由几千h 的持久强度曲线线性外推所得。国内[7]外许多试验证明, 用直线外推1×105h 或2×105h 的持久强度值与试验实际测得的持久强度相差很大, 而且高温部件在实际运行过程中, 除承受拉伸应力外, 还承受弯曲应力或扭转应力及疲劳交变应力, 其应力状态对高温蠕变损伤速度有明显的影响, 故断裂机理不能单纯用持久强度试验结果衡量。
式中:A ———晶界空洞比例数;
t/t r ———寿命损耗率; a , b ———为直线拟合系数。剩余寿命t rem 可以用下式表示:
t rem =t
-1t
(8)
将公式(7) 代入公式(8) 得晶界空洞比例数A 与剩余寿命t rem 之间的关系:
t rem =t
A -b
-1(9)
Can A 与t/t :
=1-1r
(λ) /(10)
;
——蠕变断裂变形; r ε——蠕变第二阶段变形; s —
n ———蠕变指数。
3 蠕变损伤法
6大
类, 共22], 其中的短期过热、高温蠕变、引起材料组织老化和高温长期应力作用下蠕变损伤所造成。根据这一原理, 英、美、日、德等国着重研究珠光体或碳化物颗粒粗化与剩余寿命的关系以及蠕变损伤与剩余寿命的关系, 同时开发了一些无损检测技术、蠕变损伤的定量评定方法、高温部件蠕变损伤的现场测定技术等。其中复膜金相技术已经相当成熟地用作现场蠕变损伤和材料老化的测定技术[9～10]。另外, 为了能对带裂纹或缺陷的高温部件剩余寿命进行评定, 还研究了蠕变裂纹扩展速度da/dt , 建立了da/dt 与力学参数间关系, 从而可定量计算裂纹扩展寿命。当部件承受高温低周疲劳作用时, 用高温低周疲劳扩展速度dN /dt , 计算疲劳寿命循环数N f 。利用这些基础研究成果, 并结合电厂现场测量, 可对高温部件, 特别是管道的剩余寿命进行综合评定。
美国电力研究院对不同成分钢材通过热处理获得模拟热影响区的显微组织, 然后在不同温度和应力下进行蠕变试验, 对不同蠕变损耗率(管道材料运行时间t 与其断裂时间t r 之比) 的试样测定其蠕变空洞, 从而建立了晶界空洞比例数A 与蠕变寿命损耗率间的关系。一定温度下的试验数据一般处于一个窄小分散带内, 其下限可表示为:
A =a -b
t r
将公式(4) 代入公式(2) , 可得到晶界空洞比例数与剩余寿命的关系:
t rem =t 1-(1-A )
λn /(λ-1)
-1(11)
美、日、韩等国将公式(11) 应用于锅炉管道剩余寿命评估。该方法的优点:只要用复膜金相在电厂现场测定高温部件的蠕变损伤度参数A ,
将其代入公式(11) 即可计算其剩余寿命。缺点:定量测定蠕变空洞数的工作量较大, 且比较保守。
4 时间—温度参数法
为预测剩余寿命, 从锅炉管上切取试验试样评定蠕变断裂强度, 可在试验试样上加高于实际使用应力值的载荷, 或可进行试验温度较实际使用温度高的加速蠕变试验。
作用于各种试验条件下的内压断裂试验试样的周向应力采用以下所示的公式计算:
σ-0. 5) h =p (2x
(12)
式中:σ——周向应力,MPa ; h —
p ———内压力,MPa ; D ———实测的外径,mm ; x ———实测的壁厚,mm 。
(7)
对蠕变断裂时间的外推, 可使用各种时间—
温度参数法, 这种时间—温度参数(TTP ) 作为应力的函数表示:
第4期郑晓红, 等:锅炉高温承压部件剩余寿命的评估及应用27
TTP =f (σh ) (13)
ASSE =∑(Y 实验值-Y 估计值) 2/n
(19)
作为代表性的TTP 有以下几种:
Manson —Harferd 参数法:
log t -log t MHP =
T K -T A Manson —Succop 参数法:
MSP =log t r +B T K
Larson Miller 参数法:
(C +log t r ) LMP =T K ・
式中:n 为数据点数。
理论上最小总均方误差的阶数的拟合曲线即
(14)
为最佳拟合曲线, 但实际上选取总均方误差与高次阶数曲线的总均方误差相差不大的低阶曲线即可, 一般选取两阶或三阶即可。现在, 对未使用过的管子和已服役过的管子的试验数据也可利用标准软件包进行回归分析, 选取最佳的拟合曲线。
(15) (16)
Orr —Sherby —Dorn 参数法:
OSDP =log t r -θ法寿命评估5
与—Miller 法也是以等, 但它比前
, 因而精度更高、外推:
-Φ2t
ε) +Φ3t +Φ4e (t -c =εt -ε0=Φ1(1-e 式中:ε——蠕变应变; c —
ε——总应变; t —
ε——弹性应变; 0—
Φi ———参数(i =1～5) ;
t τ———蠕变第2阶段开始的时间。
4. 57293T K
(17)
式中:
T K =T +273. 15, K;
T ———试验温度, ℃; t r ———断裂时间,h ;
T A 、B 、C 、Q ———) Φt τ5
, 因为Man 2
son ——Succop 参数的值是一定的, T K log t r 的关系为直线关系。即在打算做寿命推算的应力值上加上试验应力, 并假设试验温度比目标温度要高等条件下, 进行短期试验, 描绘T K -log t r 线图, 作直线外推, 推算目标温度下的断裂时间。对Larson —Miller 参数法或Orr —Sherby —Dorn 参数法, 在应力一定的情况下,1/T K 和log t r 成直线关系, 通过与前者相同的程序, 描绘1/T K —log t r 线图, 并根据直线外推, 推算在目标温度内的断裂时间。
各种时间—温度参数法的函数形式虽然不同, 但其理论基础及计算步骤都基本相似, 下面以Larson Miller 参数法[4～5]为例详述时间—温度参数法。
Larson Miller 参数(LMP ) 还可写作:
) +LMP =T (C +log t r ) =a 0+a 1(log σ
) 2+…+a m (log σ) a 2(log σ
m
(20)
Evans 和Wilshire 将蠕变过程3个阶段看作一
连续变化的曲线, 略去第2项, 提出了θ方程式:
θt -θt 2) +θ(e 4-1) εc =εt -ε0=θ1(1-e 3
(21)
θθθ式中:θ——参数。1、2、3、4—
θ应力水平存在以下i 同材料本身以及温度、关系:
log θi =a i +b i T +c σi +d σi T
(22)
a i 、b i 、c i 、d i 4个变量只与材料有关, 而同温
θ度、应力无关, 在温度一定时,log i 与σi 成线性关系。
对试验数据经过非线性回归分析, 可得到各参数值, 再利用蠕变变形曲线建立寿命方程即可
θ法可适用于处理不同断裂模得到其剩余寿命。
式下蠕变性能数据, 摆脱了以往外推方法中因考
虑断裂模式改变而影响外推准确度的局限性, 使外推范围扩大。但在实际计算中, 还须充分考虑减薄、管系应力、几何附加力及蠕变变形等因素对寿命评估的影响。
(18)
式中:σ———失效强度,MPa ;
m ———多项式阶数; C ———常数(通常可选为20) 。
通过选择不同的m 值可以得到不同的拟合曲线参数a 1、a 2、a 3……的值。现在广泛应用之一的剩余寿命预测方法就是截取一试样进行运行温度下的加速试验, 然后在运行温度下对LMP ———应力曲线外推得到剩余寿命。
为选取最佳的拟合曲线, 对不同阶数的拟合多项式求总均方误差:
6 寿命评估中需要考虑的几点问题
28锅 炉 技 术 第34卷
6. 1断裂强度试验
一般, 管道材料失效的数据可由以下2种试
验方法得到:
(1) 温升试验:在应力水平不变的情况下, 对材料试样逐步升温而进行的加速寿命试验。温度可选取高于主蒸汽管道运行温度, 应力水平选择在许用应力和最大应力范围内。
(2) 加压试验:在保持主蒸汽管运行温度不变的情况下, 对材料试样逐步增加应力水平而进行的加速寿命试验。
对使用材料一旦进行提高其应力的加速蠕变试验, 那么试验应力越高, 与未使用过材料的断裂时间相比, 使用过的材料断裂时间降低比例就越大。因此, 变试验的方法是有效的—速试验法, —温度参。但是, 等应力系统性的实验性研究成果的积累较少, 在对超期使用材料进行剩余寿命评定时, 很难见到有关采用等应力法的这种界限和有关问题的研究[11]。
当采用温度加速进行等应力试验预测剩余寿命时, 必须考虑有关加速情况下的金相组织变化。因为在高温加热时, 材料的金相组织发生变化, 强度升高, 温度和断裂时间之间就不成线性关系了。
6. 2氧化层厚度的影响
表面的氧化以及内表面的腐蚀和磨蚀作用的影
σ响, 周向应力(h ) 与管道壁厚成反比例增长。考虑到氧化等因素造成的管壁减薄, 使管子材料内部出现晶体的蠕变孔穴和针状的小洞穴, 这些地方成为应力集中区, 其有效的周向应力可表示为:
σ(1+) h =σho ・
b
x
(24)
式中:a 、b ———分别为孔洞的长度和宽度, 一般
近似地取a =b ;
σh
x 0
:
σho =
x
(25)
式中:r ———管道内径,mm ;
p ———内压,MPa 。
考虑到应力集中等因素, 可设a =b =3, 则
公式(24) 为:
σσh =3h0x x
(26)
含有蠕变孔穴和针状小洞穴的材料试样的张力强度与没有缺陷的材料的强度相比是有所降低的。一般实验数据可清晰地表现出管子材料有裂痕处的应力集中程度, 因此, 这个区域应力集中。对材料有双向应力的情况, 可根据基于主应力概念的Von Mises 准则计算有效屈服应力:
2222
σ (σ1-σ2) +(σ2-σ3) +(σ3-σ1) =20(27)
σσ式中:σ1=σh , 2=σh /2, 3=0;
σ——试验过程中的周向应力, 因此有效h —
σ屈服应力σh =1. 150。
实际上, 将导致周向应力升高。为了确保安全运行和准确估算管道的剩余寿命, 周向应力可看作是随壁厚减薄的时间的函数。失效准则可依据塑性屈服准则。
对于氧化和低温腐蚀严重的省煤器管道等[12], 根据以上公式可得出服役时间下的氧化层厚度, 由此可直接估算剩余寿命。
6. 3时间和应力余量
锅炉高温部件工作温度接近于钢材极限允
许温度, 材料极易发生氧化。管道内外壁氧化层随服役时间的加长, 氧化速率也会发生变化, 氧化层区域会导致管子局部超温, 致使管子失效甚至发生爆管。在剩余寿命的评估中, 氧化层厚度的准确测定关系到评估的精确度。所以在评估过程中必须考虑氧化层厚度的影响。
假设氧化物厚度随着服役时间的增加呈抛物线状增长, 则氧化层厚度可表示为:
Δx 2=K p ・(23) t 式中:t ———服役时间,h ;
K p ———比率常数,mm /h ;
2
由于存在许多不确定性因素, 要想精确预测剩余寿命是非常困难的, 所以在实际中, 常参考下面的公式[13]来粗略估测服役部件的剩余寿命:
时间余量=
≥2t s
Δx ———氧化层厚度,mm 。
机组运行过程中的周向应力对寿命的影响起关键的作用。同时, 由于管道壁厚(x ) 受到外
(28)
第4期郑晓红, 等:锅炉高温承压部件剩余寿命的评估及应用29
σ应力余量=σ≥1. 00
s
(29)
命, 都需要考虑电厂高温部件实际运行工况、服役
时间长短等因素, 对剩余寿命进行综合评定。参考文献:
[1]K lok. J. V G B 2Conf. Residual life asseasment [M ].Mannheim ,
1992.
[2]N.K. Mukhopauhyay. S. G. Chowdhury. Remaining life esti 2mation of a service exposed economiser tube [J ].Engineering Failure Analysis , 1999, (6) .
[3]A.Iseda , Y. Sawaragi. K. Y oshi Kawa. ISI J Internation[M ].
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式中:t s ———服役时间;
t f ———在运行应力σs 下的失效时间;
σ——运行应力; s —
σ——在服役时间下的失效应力。c —
对于服役部件材料, 时间余量越大, 应力余量越大, 运行安全性越高。
7 结论
(1) 利用持久强度评估锅炉高温部件的剩余
寿命是国内外应用较早的一种方法, 但是它的不确定性也日益被试验所证实; 利用蠕变损伤的定量评定法评估剩余寿命是比较精确的, 制, 研究。
(2) ,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
θ剩余寿命, 精确度较高, 计算方便, 应用广泛。法是在蠕变—时间参数法的基础上发展的一种
方法, 考虑了因断裂模式改变而影响的一些因素, 提高了外推准确度, 使外推范围扩大。
(3) 4种剩余寿命计算方法都能进行高温部件的寿命评估, 但对每一种方法还需要考虑试验方式, 氧化层厚度的影响等, 必要时可应用时间和应力余量法进行修正。
(4) 对于各种评估方法, 要精确预测剩余寿
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High Te mp e ra t ure Par t
ZHEN G Xiao 2hong 1, ZHAO Xiang 2, CAO Xin 2yu 2, ZHOU J un 2hu 2, WAN G Ru 2zhu 1
(1. Institute of Refrigeration and Cryogenics , Shanghai Jiaotong University , Shanghai 200030, China ;
2. Institute for Thermal Power Engineering , Zhejiang University , Hangzhou 310027, China )
high temperature component ; persistent strength ; creep dam 2K e y w ords :remaining life ; age ; Larson Miller parameter
Abs t rac t :The boiler high temperature parts are important components of the boiler , and their
working condition affects the economy and safety of the whole unit. This paper discusses four cal 2culation methods , including persistent strength method , creep law , Lars on 2Miller parameter , and θmethod , for remaining life of boiler high 2temperature part to forecast the remaining life of these components.