Page 27 - 理化检验-物理分册2023年第一期

陈兴阳, 等: 长期高温服役电站主蒸汽管道的剩余寿命评估

表1 室温拉伸试验结果 12Cr1MoV 钢材料的高温性能比较稳定; 圆点为计

项目 屈服强度 / MPa 抗拉强度 / MPa 断后伸长率 / % 算应力( 82.2MPa ) 下拟合线中对应的数据点, 该点
实测值1 348 563 31.5
对应的 ( σ ) =21619.0 。将 p σ =21619.0 , T=
p
()
实测值2 266 476 32.5
标准值 ≥255 470~640 ≥21.0 813K ( 蒸汽管道的工作温度) 代入式( 3 ), 可得 t r=

39051h , 约为4.45a 。
表2 高温拉伸试验结果

项目 屈服强度 / MPa 抗拉强度 / MPa 断后伸长率 / %
实测值1 201 280 28.5
实测值2 196 265 37.0
标准值 ≥187 - -
3 管道剩余寿命计算

) 和环向应力
蒸汽管道直管段的内压应力( σ e q
) 的计算方法分别如式( 1 ) ~ ( 2 ) 所示。
( σ θ
[
p 0.5 D 0- Y ( S- α )] 图3 12Cr1MoV钢材料的 p ( σ ) -σ 拟合曲线
σ e q= = 38.9MPa ( 1 )
S- α
p D 0-S ) 4 结论与建议
(
σ θ= = 41.1MPa ( 2 )
2S
p 为蒸汽管道外径; Y 为 4.1 结论
式中: 为管道运行压力; D 0 ( 1 )长期高温服役后, 该蒸汽管道材料组织已

温度对壁厚的修正系数( Y=0.7 ); S 为蒸汽管道壁
发生严重球化, 球化等级为5级, 组织为铁素体+碳

厚; α 为附加壁厚( α=2mm )。
化物, 蒸汽管道内壁、 中间层、 外壁组织的球化程度、
蒸汽管道计算应力取蒸汽管道内压应力和环向
晶粒度等级均一致。
。在预
应力的最大值, 因此蒸汽管道计算应力取σ θ
( 2 )该蒸汽管道室温、 高温力学性能均符合标
测剩余寿命时, 考虑到蒸汽管道运行的波动变化以
准规定, 但是室温、 高温屈服强度均较低, 且接近标
及管道厚度不均匀等因素, 管道的计算应力必须给
准规定下限值, 原因是晶粒尺寸变大, 晶界总长度减
定一个合适的安全系数( 2.0 ), 因此, 该蒸汽管道的
小, 晶界强化作用减弱, 碳化物的析出导致固溶强化

计算应力为82.2MPa 。
效果减弱, 最终导致材料的高温抗拉强度、 高温屈服
根据高温持久强度性能测试数据分析, 采用 L-
强度大幅降低。
M 参数[ ( σ )] 方程建立寿命评估模型, 计算该蒸汽
p
管道的剩余寿命, 该方法是已普遍应用且相对可靠 ( 3 )在 工 作 压 力 为 10.5 MPa ( 计 算 应 力 为

82.2MPa ), 工作温度为540℃的条件下, 该蒸汽管
的剩余寿命评估方法。 12Cr1MoV 钢的 L-M 参数

道的剩余寿命约为4.45a 。
方程如式( 3 ) 所示。
4.2 建议

() ) ( 3 )
pσ = T ( C+ l g t r
建议该蒸汽管道在4a内进行更换, 在运行期间,
为
式中: T 为试验温度; C 为 L-M 常数( C=22 ); t r
加强日常检查工作, 以避免该蒸汽管道与其他管线碰
断裂时间。
撞, 产生额外应力; 严格控制工作温度和工作压力, 对
表3为不同试验应力( σ ) 下主蒸汽管道的断裂
时间, 通过试验应力 - 试验温度 - 断裂时间之间的关 该蒸汽管道进行蠕变状态监测、 金相检验跟踪等工作。
p
系得到 ( σ ) -σ 拟合曲线( 见图3 )。 参考文献:
表3 不同试验应力下主蒸汽管道的断裂时间 h
[ 1 ] 王 宪 军, 李 书 瑞, 胡 因 洪. 锅 炉 及 压 力 容 器 用
试验温度 / ℃
试验应力 / MPa 12Cr1MoVR 钢板的焊接接头性能研究[ J ] . 压力容
520 540 560 580

220 17.42 2.01 1.04 0.86 器, 2016 , 33 ( 10 ): 9-15.

160 587.57 279.73 60.51 8.05 [ 2 ] 黎小秋, 赵康文, 唐囡, 等.300MW 电站锅炉后屏过

140 3834.40 478.50 220.60 82.82
热器爆管原因分析和对策[ J ] . 压力容器, 2012 , 29

120 8321.30 3050.40 887.50 269.65
( 4 ): 68-71.
图 3 中 4 个 方 框 数 据 点 呈 线 性 关 系, 说 明 ( 下转第38页)
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