淺析330 MW亞臨界鍋爐高溫過熱器的爆管原因

高清林，郭開勝

(1.福建電力職業技術學院，福建 泉州 362000；2.福建華電漳平火電有限公司，福建 龍巖 364400)

0 概 述

某型330 MW亞臨界汽輪發電機組配備的WGZ1004/18.34-1型燃煤鍋爐，為全鋼結構、露天島式布置、切向燃燒、平衡通風、 熱風送粉、一次中間再熱的亞臨界自然循環汽包爐。該鍋爐累計運行48 000 h，機組啟停數為25次。多次啟停后，在鍋爐 A側高溫過熱器的迎風面上發生爆管事故，爆管點在第一排距爐前入口管底部彎頭約2 m處。爆管段的管子材質，為SA213-T91，規格為?54×8 mm。

1 宏觀形貌分析

爆管后發現，被爆管子從爆口處折彎，并向爐后甩出約2 m。爆口沿縱向撕裂，呈喇叭口形，長度約90 mm，最寬處約100 mm。管子爆口的原始形貌，如圖1所示。在爆口處，管子有明顯脹粗狀態，在爆口沿圓周方向至爆口邊緣上，管壁的減薄均勻，爆口邊緣較為鋒利，呈現了明顯塑性變形，具有短期過熱后爆管的特征。

圖1 管子爆口原始形貌

2 管樣的化學成分

選取鄰近爆管處的同質管子作為對比管樣，將已發生爆管的管樣編為1號樣管，將鄰近爆管處的對比管樣編為2號樣管，分別檢測管材的化學成分。管樣的化學成分，如表1所示。分析結果表明，爆管管樣和對比管樣的主要化學成分，均符合ASTM SA-213標準中規定的成分要求，SA213-T91管子的材質與設計材質相符。

表1 管樣化學成分(%)

3 管樣的金相組織

爆管管樣和對比管樣的金相組織，如圖2所示。在圖2(a)、圖2(b)的1號管樣爆口附近的縱截面拋光態圖中，可見不同大小的點狀夾雜物，夾雜物等級被評定為2.5級，基本上符合標準的要求。觀察圖2(c)、圖2(d)的2號管樣背火面和向火面的顯微組織后，發現兩者金相組織無明顯的差異，均為回火索氏體+鐵素體組織，均有少量的碳化物析出，因此，將金相組織老化等級評為3級。圖2(e)為遠離爆口端1號管樣的金相組織，為回火索氏體+鐵素體的金相組織，也有少量碳化物析出。圖2(f)為爆口附近1號管樣的金相組織，碳化物顆粒有明顯的長大和析出，將金相組織劣化等級評為5級。在圖2(g)中，可發現1號管樣爆口附近的尖角處存在裂紋，且有明顯的纖維狀及順纖維方向被撕裂的現象。

分析金相組織后可知，1號爆管的爆口組織劣化嚴重，出現了長大的碳化物析出，在爆口附近，分布著密集的縱向細裂紋。同時還發現，在管子內外壁存有氧化皮。這些現象均為長期運行在高溫下所致，說明在爆管前，該處管子曾長期處于高溫運行的狀態下。因為2號樣管長期在高溫下運行，所以在管子的金相組織中出現了碳化物析出等老化現象，但并未出現相變組織。

(a)1號管樣爆口附近100×

(b)1號管樣爆口附近500×

(c)2號管樣的背火面 500×

(d)2號管樣的向火面 500×

(e)1號管樣遠離爆口處 500×

(f)1號管樣爆口處 500×

(g) 1號管樣爆口尖角處 100×

4 管材的力學性能指標

4.1 材料硬度上的差異

經檢測，1號、2號管樣的顯微硬度值，如表2所示。檢測結果表明，在1號管樣爆口處，管材硬度值偏低，可能與管材的金相組織已發生老化有關。在1號管樣爆口附近的尖角部位，管材的硬度值較高，可能是因此處的塑性變形最大，致使管材產生了加工硬化現象。2號管樣的硬度比1號管樣的硬度高，但管材的硬度值符合ASTM SA-213標準中該管材的硬度要求。

表2 管樣硬度(HB)

4.2 強度分析

對1號管樣和2號管樣進行常溫拉伸性能測試。管樣拉伸強度的測試數值，如表3所示。從表3可知，2號管樣的強度明顯高于1號爆管管樣的強度，1號管樣的強度有明顯的下降，向火面的抗拉強度及屈服強度最低，屈服強度已經不能滿足標準中的要求。

表3 管樣拉伸強度

5 結 語

經各項測試可知，爆管管樣的化學成分符合標準要求。在爆口處，管材發生了明顯的脹粗，管壁厚度有均勻減薄現象，爆口處的管壁邊緣較為鋒利，有明顯的塑性變形，具有短期過熱后產生爆管的特征。在隨后的清潔度檢查中，還發現管子內部存有異物，減小了管內冷卻介質的流量，造成管子壁溫上升，管子在高溫下的環向應力已超過了管材本身強度，從而發生了爆管，爆管的直接原因是短時過熱。同時，金相組織及力學性能分析的結果表明，爆管爆口處的金相組織劣化嚴重，有碳化物析出并長大。在爆口處附近的管子上分布著密集的縱向細裂紋，在高溫蒸汽及煙氣腐蝕的作用下，在管子內外壁有氧化皮生成，使管材的力學性能明顯下降，說明管子在爆管前，曾長期在高溫下運行。因此，該高溫過熱器爆管的原因，是長期超溫、長期過熱(異物堵管)的共同作用下所造成的。