2024年4月25日发(作者：鄂悦怡)
超超临界机组T92钢高温受热面管爆管原因分析
赵彦芬;张路;刘艳;许万军
【摘 要】The platen superheater tube failures of T92 steel has bursted in a
ultra supercritical power plants. The bursting reason was analyzed by
means of macroscopical inspection, chemical composition analysis,
hardness testing, tensile strength testing, metallographie examination and
so on. Results showed that the microstructure of the tube which didn＇t
maintenance the typical lath martensite, the phase transformation at Ac~
~Aca after short- term overheated. The strength decreased rapid distinctly,
therefore the strength was not enough to endure the stress, finally the
tube bursted. On the other hand, the relationship between the different
microstructure and mechanical property was achieved by test in order to
supervise for metal in thermal power plants for long term operation.%某电
厂的后屏过热器T92钢管段发生爆管。通过宏观检验、化学成分分析、硬度检验、
拉伸性能测试、金相检验以及相关计算分析了爆管的原因。结果表明：管段发生短
时过热后，其显微组织为Acl-Ac3相变产物，失去了原典型的回火板条马氏体组
织特征，材料强度大幅度降低，从而使得强度不足以抵抗管子的使用应力而发生爆
管。另外，通过检验获得了不同状态下的组织与性能的对应关系，有利于长期运行
中的金属监督检验。
【期刊名称】《理化检验-物理分册》
【年(卷),期】2012(048)003
【总页数】5页(P180-184)
【关键词】T92钢;超超临界机组;爆管;强度;应力
【作 者】赵彦芬;张路;刘艳;许万军
【作者单位】苏州热工研究院有限公司,苏州215004;苏州热工研究院有限公司,苏
州215004;苏州热工研究院有限公司,苏州215004;华电国际芜湖发电有限公司,芜
湖241000
【正文语种】中 文
【中图分类】TM621.2
火力发电技术发展的趋势是提高蒸汽的参数以提高火力发电的效率，随着蒸汽温度
和压力的提高，国内外研发并运用了大批新型耐热钢[1]。铬的质量分数为9％～
12％的一类新型铁素体耐热钢由于其有良好的综合性能，其应用较为广泛[2]，目
前，在此类钢种中T/P92钢的高温热强性能最高，在超超临界机组高温受热面和
主汽管道中得到了大量应用[3]。但由于使用时间短，国内对此材料尚缺乏基础研
究工作。笔者针对某电厂过热器用T92钢发生的爆管进行了失效分析工作，为同
类型钢种的金属监督工作提供一定借鉴。
某超超临界1 000MW机组通过168h试运行后，后屏过热器发生爆管。爆管具
体位置为屏式过热器出口联箱炉前部分内数第三管圈联箱下方第四个弯头，规格为
φ45mm×8.7mm，材料为T92钢。过热蒸汽相关参数如下：额定蒸汽压力(过热
器出口)为26.25MPa，额定蒸汽压力(汽机入口)为25.00MPa，额定蒸汽温度为
605℃。为了解T92管的爆管原因，对爆管段进行割管后开展了理化检验与分析。
依据DL/T939-2005《火力发电厂锅炉受热面管监督检验技术导则》以及DL
438-2009《火力发电厂金属技术监督规程》，对取样管进行内外表面的宏观检验。
图1为爆管的宏观形貌，图中标明了爆口管的取样位置。送检爆管及相邻管样共3
根：2号管为主爆管，1号管为吹损管，3号管有明显的胀粗特征。2号管主爆口
位置有明显的局部鼓包特征，如图2所示，纵向撕开的裂口长25mm，爆口最大
宽度8mm，边缘减薄为韧性断口，最薄处为3.1mm；管子爆口附近内外壁均有
纵向平行排列的裂纹。2，3号管外壁有明显的氧化皮特征，1号管由于主爆口的
吹损外壁较光滑。由外径与壁厚的测量发现，与2号管爆口对应的相同位置处，3
号管有明显的胀粗，胀粗量为2.4％。
对3号管取样进行化学成分分析，结果见表1。参照 ASTM SA213/SA213M-
2007，结果表明取样材料满足标准对T92钢化学成分的要求。
采用短比例弧形拉伸试样，室温拉伸试验按照GB/T228-2002《金属拉伸试验方
法》在 MTS880电液伺服试验机上进行。对吹损管以及爆口附近管段进行拉伸试
验，结果见表2。可见吹损管、爆管的拉伸性能仍符合ASTM要求，但爆管段的
Rp0.2，Rm值均处于ASTM SA213/SA213M-2007下限附近。同相邻吹损管的
拉伸性能相比，爆口附近直段的抗拉强度Rp0.2，Rm分别下降12％和8％。
依据GB/T231.1-2009《金属布氏硬度试验第1部分：试验方法》在金相试样表
面进行硬度测试，布氏硬度测试仪器型号为HBRV-187.5。并依据GB/T4340.1-
2009《金属维氏硬度试验 试验方法》对金相试样表面进行显微硬度测试，显微维
氏硬度测试仪器型号为Wolpert 402MVD，载荷P＝100g。硬度测试结果见表3，
部分维氏硬度的显微形貌见图3。
ASTM SA213对T92新管硬度规定≤250HB/265HV(25HRC)。吹损管上金相点1
处实测硬度在201～210HB，219～226HV100，向火侧、背火侧硬度值均匀，由
于运行时间短暂，可将此值视为原始管数值，这同大量的其他试验数值也相吻合。
爆管段硬度值下降明显，金相点2-1爆口背火侧硬度和上部直段的硬度在180～
190HB，190～200HV100，尖端的维氏硬度最低值下降到162HV100。胀粗管
上金相点3处同爆管段类似，硬度也发生明显下降，硬度处于185～191HB，
175～187HV100。
依据DL/T884-2004《火电厂金相检验与评定技术导则》对观察面进行金相检验，
检测仪器为蔡司Axiover200MAT。吹损管组织为回火板条马氏体＋弥散碳化物组
织，马氏体位向特征明显，晶粒度8～9级，组织较均匀，如图4所示。爆管上段
和胀粗管组织均为细碎的白亮铁素体＋碳化物＋灰色区域组织，如图5～7所示，
后者极不规则形成细碎的岛状，结合硬度试验结果，灰色区域依冷速不同和合金元
素含量差异，灰色组织结构应为珠光体或贝氏体。此种组织状态说明爆管前温度已
到Ac1以上，但时间较短，合金元素未能充分扩散。爆管显微组织为拉长的铁素
体＋碳化物，为Ac1～Ac3之间相变产物，并伴随有大量的拉长空洞。
主爆管有明显鼓包特征，爆口尖端处壁厚减薄，无腐蚀特征，管子爆口附近内外壁
均有纵向平行排列的裂纹，内外壁有少量的氧化皮；爆管的拉伸强度Rp0.2，Rm
和硬度值同吹损管相比均发生显著下降，爆口尖端的维氏硬度最低值下降到
162HV100，相邻涨粗未爆管处的硬度在175～187HV100。吹损管组织为回火板
条马氏体组织，马氏体位向特征明显，碳化物在马氏体组织中均匀析出。爆口显微
组织为拉长的铁素体＋碳化物，并伴随有大量的拉长空洞。胀粗部位显微组织为细
碎的白亮铁素体＋碳化物＋灰色岛状组织(珠光体或贝氏体)，上述检查部位的组织
均为Ac1～Ac3之间相变产物。宏观特征、显微组织及材料性能的检验结果均表
明爆口附近管段具有较明显的短时过热爆管特征。依据V＆M公司T/P92钢材料
手册，其Ac1温度在800～835℃，Ac3温度在900～920℃，爆管及涨粗管的最
高温度介于两者之间。
对于高温用材，DL/T5054-1996《火力发电厂汽水管道设计技术》规定：对于长
期应用管道，管道在工作状态下由内压产生的折算应力不得大于钢材在设计温度下
的许用应力。根据欧洲ECCC对T/P92钢材料持久强度的评估结果(表4为ECCC
在2005年评估的X10CrWMoVNb9-2持久强度数据)，与原有的(2005年
前)ASME Code Case数据相比，持久强度有不同程度的降低，由此导致材料许用
应力的下降(图8)，随之2007年ASME对该材料的许用应力进行了下调。通过对
设计蒸汽参数下T92管(φ45mm×8.7mm)折算应力的计算，并参考最新的T92钢
的许用应力，此规格钢管设计的最高许用温度为621℃。
参照图5和图6可知，爆管管段裂纹附近组织已达到Ac1相变点以上，短时过热
后引起材料的强度急剧下降，此时更近似于一个短时高温拉伸过程，材料强度不足
以抵抗管子的工作应力而发生爆管。电厂方现场检验证实该管样内壁存在着异物堵
管，使得该部位气流不畅，管壁热量不能及时带走，导致了该管段材料短时过热。
另外，爆口及严重涨粗部位均位于下弯头起弧部位，说明超温后优先在管子强度最
薄弱部位发生开裂。
1)后屏过热器T92钢管段因堵管(厂方现场检验证实)发生短时过热，强度大幅度下
降，使得材料强度不足以抵抗管子的使用应力而爆管。爆管及涨粗管的最高温度介
于Ac1～Ac3。
2)通过检验获得了不同状态下T92钢的组织与性能的对应关系，有利于长期运行
中的金属监督检验：
(1)T92钢的正常组织为回火板条马氏体组织，马氏体位向特征明显，碳化物在马
氏体组织中均匀析出；其硬度值在201～210HB，219～226HV100；Rp0.2为
505MPa，Rm 为700MPa左右，A为27％。依据V＆M公司T/P92钢材料手
册，此种组织状态可达到高的蠕变断裂强度、有限的硬度和好的韧性状态的最佳组
合。
(2)Ac1以上形成的过热组织为细碎的白亮铁素体＋碳化物＋灰色岛状组织(珠光体
或贝氏体)；硬度处于180～190HB，190～200HV100，Rp0.2为445MPa，Rm
为645MPa左右，A为27％。
(3)短时过热爆口尖端组织为拉长的铁素体＋碳化物，并伴随有大量的拉长空洞，
爆口尖端的维氏硬度最低值下降到162HV100。
【相关文献】
[1] 吴非文.火力发电厂高温金属运行[M].北京：水利电力出版社，1979.
[2] 姜求志，王金瑞.火力发电厂金属材料手册[M].北京：中国电力出版社，2001.
[3] 黄颖.T91/P91钢管在电站锅炉上的应用[J].发电设备，1998(3)：26-30.
2024年4月25日发(作者：鄂悦怡)
超超临界机组T92钢高温受热面管爆管原因分析
赵彦芬;张路;刘艳;许万军
【摘 要】The platen superheater tube failures of T92 steel has bursted in a
ultra supercritical power plants. The bursting reason was analyzed by
means of macroscopical inspection, chemical composition analysis,
hardness testing, tensile strength testing, metallographie examination and
so on. Results showed that the microstructure of the tube which didn＇t
maintenance the typical lath martensite, the phase transformation at Ac~
~Aca after short- term overheated. The strength decreased rapid distinctly,
therefore the strength was not enough to endure the stress, finally the
tube bursted. On the other hand, the relationship between the different
microstructure and mechanical property was achieved by test in order to
supervise for metal in thermal power plants for long term operation.%某电
厂的后屏过热器T92钢管段发生爆管。通过宏观检验、化学成分分析、硬度检验、
拉伸性能测试、金相检验以及相关计算分析了爆管的原因。结果表明：管段发生短
时过热后，其显微组织为Acl-Ac3相变产物，失去了原典型的回火板条马氏体组
织特征，材料强度大幅度降低，从而使得强度不足以抵抗管子的使用应力而发生爆
管。另外，通过检验获得了不同状态下的组织与性能的对应关系，有利于长期运行
中的金属监督检验。
【期刊名称】《理化检验-物理分册》
【年(卷),期】2012(048)003
【总页数】5页(P180-184)
【关键词】T92钢;超超临界机组;爆管;强度;应力
【作 者】赵彦芬;张路;刘艳;许万军
【作者单位】苏州热工研究院有限公司,苏州215004;苏州热工研究院有限公司,苏
州215004;苏州热工研究院有限公司,苏州215004;华电国际芜湖发电有限公司,芜
湖241000
【正文语种】中 文
【中图分类】TM621.2
火力发电技术发展的趋势是提高蒸汽的参数以提高火力发电的效率，随着蒸汽温度
和压力的提高，国内外研发并运用了大批新型耐热钢[1]。铬的质量分数为9％～
12％的一类新型铁素体耐热钢由于其有良好的综合性能，其应用较为广泛[2]，目
前，在此类钢种中T/P92钢的高温热强性能最高，在超超临界机组高温受热面和
主汽管道中得到了大量应用[3]。但由于使用时间短，国内对此材料尚缺乏基础研
究工作。笔者针对某电厂过热器用T92钢发生的爆管进行了失效分析工作，为同
类型钢种的金属监督工作提供一定借鉴。
某超超临界1 000MW机组通过168h试运行后，后屏过热器发生爆管。爆管具
体位置为屏式过热器出口联箱炉前部分内数第三管圈联箱下方第四个弯头，规格为
φ45mm×8.7mm，材料为T92钢。过热蒸汽相关参数如下：额定蒸汽压力(过热
器出口)为26.25MPa，额定蒸汽压力(汽机入口)为25.00MPa，额定蒸汽温度为
605℃。为了解T92管的爆管原因，对爆管段进行割管后开展了理化检验与分析。
依据DL/T939-2005《火力发电厂锅炉受热面管监督检验技术导则》以及DL
438-2009《火力发电厂金属技术监督规程》，对取样管进行内外表面的宏观检验。
图1为爆管的宏观形貌，图中标明了爆口管的取样位置。送检爆管及相邻管样共3
根：2号管为主爆管，1号管为吹损管，3号管有明显的胀粗特征。2号管主爆口
位置有明显的局部鼓包特征，如图2所示，纵向撕开的裂口长25mm，爆口最大
宽度8mm，边缘减薄为韧性断口，最薄处为3.1mm；管子爆口附近内外壁均有
纵向平行排列的裂纹。2，3号管外壁有明显的氧化皮特征，1号管由于主爆口的
吹损外壁较光滑。由外径与壁厚的测量发现，与2号管爆口对应的相同位置处，3
号管有明显的胀粗，胀粗量为2.4％。
对3号管取样进行化学成分分析，结果见表1。参照 ASTM SA213/SA213M-
2007，结果表明取样材料满足标准对T92钢化学成分的要求。
采用短比例弧形拉伸试样，室温拉伸试验按照GB/T228-2002《金属拉伸试验方
法》在 MTS880电液伺服试验机上进行。对吹损管以及爆口附近管段进行拉伸试
验，结果见表2。可见吹损管、爆管的拉伸性能仍符合ASTM要求，但爆管段的
Rp0.2，Rm值均处于ASTM SA213/SA213M-2007下限附近。同相邻吹损管的
拉伸性能相比，爆口附近直段的抗拉强度Rp0.2，Rm分别下降12％和8％。
依据GB/T231.1-2009《金属布氏硬度试验第1部分：试验方法》在金相试样表
面进行硬度测试，布氏硬度测试仪器型号为HBRV-187.5。并依据GB/T4340.1-
2009《金属维氏硬度试验 试验方法》对金相试样表面进行显微硬度测试，显微维
氏硬度测试仪器型号为Wolpert 402MVD，载荷P＝100g。硬度测试结果见表3，
部分维氏硬度的显微形貌见图3。
ASTM SA213对T92新管硬度规定≤250HB/265HV(25HRC)。吹损管上金相点1
处实测硬度在201～210HB，219～226HV100，向火侧、背火侧硬度值均匀，由
于运行时间短暂，可将此值视为原始管数值，这同大量的其他试验数值也相吻合。
爆管段硬度值下降明显，金相点2-1爆口背火侧硬度和上部直段的硬度在180～
190HB，190～200HV100，尖端的维氏硬度最低值下降到162HV100。胀粗管
上金相点3处同爆管段类似，硬度也发生明显下降，硬度处于185～191HB，
175～187HV100。
依据DL/T884-2004《火电厂金相检验与评定技术导则》对观察面进行金相检验，
检测仪器为蔡司Axiover200MAT。吹损管组织为回火板条马氏体＋弥散碳化物组
织，马氏体位向特征明显，晶粒度8～9级，组织较均匀，如图4所示。爆管上段
和胀粗管组织均为细碎的白亮铁素体＋碳化物＋灰色区域组织，如图5～7所示，
后者极不规则形成细碎的岛状，结合硬度试验结果，灰色区域依冷速不同和合金元
素含量差异，灰色组织结构应为珠光体或贝氏体。此种组织状态说明爆管前温度已
到Ac1以上，但时间较短，合金元素未能充分扩散。爆管显微组织为拉长的铁素
体＋碳化物，为Ac1～Ac3之间相变产物，并伴随有大量的拉长空洞。
主爆管有明显鼓包特征，爆口尖端处壁厚减薄，无腐蚀特征，管子爆口附近内外壁
均有纵向平行排列的裂纹，内外壁有少量的氧化皮；爆管的拉伸强度Rp0.2，Rm
和硬度值同吹损管相比均发生显著下降，爆口尖端的维氏硬度最低值下降到
162HV100，相邻涨粗未爆管处的硬度在175～187HV100。吹损管组织为回火板
条马氏体组织，马氏体位向特征明显，碳化物在马氏体组织中均匀析出。爆口显微
组织为拉长的铁素体＋碳化物，并伴随有大量的拉长空洞。胀粗部位显微组织为细
碎的白亮铁素体＋碳化物＋灰色岛状组织(珠光体或贝氏体)，上述检查部位的组织
均为Ac1～Ac3之间相变产物。宏观特征、显微组织及材料性能的检验结果均表
明爆口附近管段具有较明显的短时过热爆管特征。依据V＆M公司T/P92钢材料
手册，其Ac1温度在800～835℃，Ac3温度在900～920℃，爆管及涨粗管的最
高温度介于两者之间。
对于高温用材，DL/T5054-1996《火力发电厂汽水管道设计技术》规定：对于长
期应用管道，管道在工作状态下由内压产生的折算应力不得大于钢材在设计温度下
的许用应力。根据欧洲ECCC对T/P92钢材料持久强度的评估结果(表4为ECCC
在2005年评估的X10CrWMoVNb9-2持久强度数据)，与原有的(2005年
前)ASME Code Case数据相比，持久强度有不同程度的降低，由此导致材料许用
应力的下降(图8)，随之2007年ASME对该材料的许用应力进行了下调。通过对
设计蒸汽参数下T92管(φ45mm×8.7mm)折算应力的计算，并参考最新的T92钢
的许用应力，此规格钢管设计的最高许用温度为621℃。
参照图5和图6可知，爆管管段裂纹附近组织已达到Ac1相变点以上，短时过热
后引起材料的强度急剧下降，此时更近似于一个短时高温拉伸过程，材料强度不足
以抵抗管子的工作应力而发生爆管。电厂方现场检验证实该管样内壁存在着异物堵
管，使得该部位气流不畅，管壁热量不能及时带走，导致了该管段材料短时过热。
另外，爆口及严重涨粗部位均位于下弯头起弧部位，说明超温后优先在管子强度最
薄弱部位发生开裂。
1)后屏过热器T92钢管段因堵管(厂方现场检验证实)发生短时过热，强度大幅度下
降，使得材料强度不足以抵抗管子的使用应力而爆管。爆管及涨粗管的最高温度介
于Ac1～Ac3。
2)通过检验获得了不同状态下T92钢的组织与性能的对应关系，有利于长期运行
中的金属监督检验：
(1)T92钢的正常组织为回火板条马氏体组织，马氏体位向特征明显，碳化物在马
氏体组织中均匀析出；其硬度值在201～210HB，219～226HV100；Rp0.2为
505MPa，Rm 为700MPa左右，A为27％。依据V＆M公司T/P92钢材料手
册，此种组织状态可达到高的蠕变断裂强度、有限的硬度和好的韧性状态的最佳组
合。
(2)Ac1以上形成的过热组织为细碎的白亮铁素体＋碳化物＋灰色岛状组织(珠光体
或贝氏体)；硬度处于180～190HB，190～200HV100，Rp0.2为445MPa，Rm
为645MPa左右，A为27％。
(3)短时过热爆口尖端组织为拉长的铁素体＋碳化物，并伴随有大量的拉长空洞，
爆口尖端的维氏硬度最低值下降到162HV100。
【相关文献】
[1] 吴非文.火力发电厂高温金属运行[M].北京：水利电力出版社，1979.
[2] 姜求志，王金瑞.火力发电厂金属材料手册[M].北京：中国电力出版社，2001.
[3] 黄颖.T91/P91钢管在电站锅炉上的应用[J].发电设备，1998(3)：26-30.