火力發電廠鍋爐受熱面管泄漏原因分析

徐勃，趙海，高強

（1.華電電力科學研究院有限公司，浙江省 杭州市 310030；2.黑龍江華電齊齊哈爾熱電有限公司，黑龍江省 齊齊哈爾市 161000）

0 引言

鍋爐受熱面作為火力發電廠鍋爐中一個基本部位經常處于復雜、惡劣的環境之中[1]。鍋爐受熱面管包括省煤器管、水冷壁管、過熱器管和再熱器管。多年來，受熱面管的損壞泄漏一直是影響火力發電廠安全運行的一大因素。受熱面管的泄漏是造成電廠非正常停機(非停)的最普通、最常見的形式，一般占機組非停事故的50%以上，最高可達 80%[2]。受熱面管的失效嚴重影響了機組的安全性和經濟性，因而備受電廠重視。造成受熱面管泄漏失效的主要原因有磨損、過熱、應力、疲勞、腐蝕、焊接缺陷、材料原始缺陷等[3-5]。

1 事故經過

某電廠300MW鍋爐于2007年9月投產，是采用美國燃燒工程公司引進技術設計和制造的。鍋爐為亞臨界參數、一次中間再熱、自然循環汽包爐，采用平衡通風、四角切圓燃燒方式，設計燃料為煙煤。末級過熱器位于水冷壁排管后方的水平煙道內，一共有 90片，材質、規格分別為12Cr1MoV Φ 51×9mm 和 SA-213 T23 Φ 51×8 mm，以152.4 mm的橫向節距沿整個爐寬方向布置。此次泄漏位置為末級過熱器高溫段。

事故當天 19:00時，1號爐爐管泄漏監測測點“26”、“27”、“16”點發出報警，報警點位于尾部煙道后墻40～53 m標高處，機組運行參數未見異常。打開本體人孔門檢查，確認鍋爐發生泄漏，22:56時停止1號機組運行。入爐檢查發現1號爐末級過熱器泄漏，需將外部管割除才能處理漏點，共割管18根。對漏泄管以及臨近管取樣并進行失效分析。

2 試驗與分析

2.1 宏觀分析

進行試驗的 3段末級過熱器管，材質為12Cr1MoV，規格為Φ51×9mm。其中有一段過熱器管為泄漏管段，編號25-6，其余2段過熱器管為與泄漏管段相鄰的未泄漏管段(分別編號 24-6和26-6)，各管段位置編號及位置關系見表1。

表1 管段位置關系一覽表Tab. 1 Position relationship list

宏觀檢查中未發現編號24-6和26-6的試樣有明顯脹粗，但管段迎煙氣側均有不同程度的氧化；編號25-6的試樣存在明顯異常，圖1(a)為該管段迎煙氣面的宏觀形貌，可觀察到管段中上部有爆口，管徑有明顯的脹粗，測量后發現爆口處脹粗量為5.9%，其他位置脹粗量為3.5%。圖1(b)是圖 1(a)中爆口處的局部形貌，可以看到爆口邊緣是不平整鈍邊，爆口處管壁厚度減薄不明顯，爆口及附近管外壁氧化皮較厚，且有部分已經脫落，如圖 1(c)所示，這說明氧化皮很脆，爆口呈較明顯的長時過熱特征。

圖1 25-6號樣品沿長度方向及局部宏觀照片Fig. 1 Macrophotograph of sample No. 25-6

2.2 化學成分分析

從編號25-6的樣品上鉆取金屬屑，分別采用CS230對C、S，采用 Optima 8300DV對 Cr、Mo、V、Mn，采用7230G分光光度計對P進行化學成分測定分析；采用合金分析儀對編號24-6、26-6的樣品進行化學成分測定分析，其結果見表 2。根據GB 5310—2008《高壓鍋爐用無縫鋼管》對12Cr1MoV化學成分的要求，3根管材的化學成分基本滿足標準要求。其中編號25-6的樣品中S、P元素略高于標準成分要求。

表2 末級過熱器化學成分分析結果Tab. 2 Analysis of the chemical composition of final superheater %

2.3 力學性能試驗

分別從3個樣品上沿管長度方向切取拉伸試樣，拉伸試樣尺寸如圖2所示，每個管上切取2根平行試樣。采用AG-Xplus 100 kN萬能材料試驗機進行拉伸試驗，試驗結果見表 3，各樣品編號后的數字1代表迎煙氣側，數字2代表背煙氣側。將各樣品的強度及延伸率與GB 5310—2008《高壓鍋爐用無縫鋼管》中規定12Cr1MoV的力學性能進行比較：編號24-6和26-6的樣品的屈服強度、抗拉強度以及延伸率均完全符合標準，但25-6號樣品的屈服強度、抗拉強度均明顯低于標準下限，尤其是迎煙氣側更為嚴重。

圖2 力學性能試樣尺寸示意圖Fig. 2 Sample size diagram

表3 試樣力學性能試驗結果Tab. 3 Test results of mechanical properties

2.4 金相觀察

采用OLYMPUS GX71金相顯微鏡進行氧化皮厚度測試。圖3為25-6號樣品氧化皮厚度測試面宏觀照片，分別在管周圍所示8個位置觀察氧化皮厚度。圖4(a)、(b)依次為25-6號樣品泄漏位置附近g、h兩處(對照圖3)測厚位置的顯微形貌，其中灰色區域為氧化皮區域，亮白色區域為母材區域。對測量結果對比發現，管內壁的氧化程度比外壁嚴重，且爆口處附近(位置g)的氧化皮厚度最大，達到0.7255 mm。

在3段管橫截面上分別取樣，并依次在200倍和1000倍下進行金相顯微組織觀察，觀察位置分別為管內壁、管壁厚中部和管外壁。觀察后發現編號24-6和26-6的試樣顯微組織均為鐵素體+珠光體，珠光體球化3.5級和3級。

對25-6號試樣泄漏處附近進行觀察，如圖5所示。圖5中(a)、(b)、(c)是200倍下的顯微組織形貌，圖5中(d)、(e)、(f)是1000倍下的顯微組織形貌，可見泄漏處附近的金相組織為鐵素體+碳化物，組織中珠光體已經完全球化，球化5級。在晶界處存在大量蠕變孔洞以及由蠕變孔洞連通形成的蠕變微裂紋，裂紋均沿晶分布。

圖3 25-6號樣品氧化皮厚度觀察位置示意圖Fig. 3 Observation position of oxide skin of sample No.25-6

圖4 25-6試樣的不同氧化皮測試位置處顯微組織Fig. 4 Microstructure of sample No. 25-6 at different positions of the oxide skin

3 討論

宏觀檢驗中發現編號24-6和26-6的樣品管徑未見明顯脹粗，管外徑有比較厚的氧化皮。而25-6號樣品管徑有比較明顯的脹粗，爆口處脹粗量最大達 5.9%，其他位置脹粗量 3.5%，在迎煙氣側存在沿管徑方向的爆口，爆口邊緣是不平整的鈍邊，爆口處壁厚無減薄，爆口及其附近的管子外壁存在較厚的氧化皮。從宏觀形貌來看，25-6號樣品具有明顯的長時過熱的特征。

化學成分分析結果表明樣品 24-6號、25-6號和26-6號的化學成分基本滿足標準GB 5310—2008《高壓鍋爐用無縫鋼管》對12Cr1MoV的要求。其中25-6號樣品中的元素S、P含量略高于標準要求，但不是此次過熱器泄漏的主要原因。

力學性能試驗結果表明，編號 24-6和 26-6的樣品的屈服強度、抗拉強度以及延伸率均完全符合標準GB 5310—2008《高壓鍋爐用無縫鋼管》中對12Cr1MoV材料的要求，但25-6號樣品的屈服強度、抗拉強度均明顯低于標準下限，尤其是迎煙氣側較嚴重。這說明此次過熱器的泄漏與強度不足有直接關系。

對 24-6、25-6和 26-6號樣品進行金相組織試驗，并重點對爆口區附近的金相組織進行觀察，結果表明，樣品24-6和26-6的金相組織均為鐵素體+珠光體，但珠光體已部分球化，球化分別為3.5級和3級；而25-6號樣品的金相組織為鐵素體+碳化物，珠光體已完全球化，球化 5級，并存在大量的沿晶分布的蠕變孔洞和由此產生的裂紋，金相組織明顯異常。

綜合以上試驗結果分析，該廠末級過熱器的泄漏是長時過熱所致。長時過熱是指管子長時超溫而發生蠕變破裂的現象[6-7]。造成超溫的原因有很多，如燃燒不穩、局部積灰、結焦、內壁氧化皮脫落堵塞、啟停及事故處理不當等[8-11]。受熱面管在高溫下運行時所受的應力主要是管中介質內壓力對其產生的切向應力，在這種應力作用下，管子會以相當于 10-7mm/h的蠕變速度進行正常的徑向蠕變[12-13]。但當管子由于超溫而長期過熱時，即便所受的應力不變，也會加速蠕變而發生脹粗現象[14-15]。隨著脹粗量的不斷增大，蠕變孔洞連通形成蠕變裂紋并沿晶分布，裂紋繼續聚集、擴大形成宏觀軸向裂紋，最終發生漏泄。此外，高溫引起珠光體的球化和碳化物的聚集，會使得鋼的抗蠕變能力和持久強度下降，高溫性能下降，也會進一步加速蠕變失效的過程。

圖5 泄漏位置附近金相組織形貌Fig. 5 Metallographic structure near the leakage position

4 結論

此次末級過熱器的泄漏是長時過熱所致，是一個由于管子長期超溫而發生蠕變破裂最終導致失效的過程。建議查明末級過熱器超溫原因，并采取有效措施避免類似事故再次發生。