鍋爐過熱器超溫爆管的案例分析

陳左亮

摘 要：在電廠設(shè)備中，鍋爐四管中的過熱器泄露導(dǎo)致機(jī)組停運(yùn)的頻率越來越高。本文首先分析了過熱器在超溫下管子材料發(fā)生蠕變的機(jī)理;并對某電廠過熱器爆管案例從宏觀形貌、化學(xué)成分、力學(xué)性能和金相組織進(jìn)行分析，得出爆管的原因為管子長期超溫和短時超溫共同作用，使在高溫下管子的圓周應(yīng)力超過材料許用應(yīng)力而發(fā)生爆管。建議對集箱及受熱面管子的清潔度進(jìn)行檢查，嚴(yán)格對啟停爐的速率進(jìn)行控制，嚴(yán)禁使受熱面管子超溫運(yùn)行。

關(guān)鍵詞：過熱器泄露;爆管;失效機(jī)理;原因分析

0 引言

鍋爐作為電廠的主要設(shè)備，其運(yùn)行一直是電廠極為關(guān)注的重點(diǎn)，在我國火電機(jī)組中，鍋爐導(dǎo)致非停事故約占全廠非停事故的70%左右[1-2]。此外，從圖1可知，在鍋爐導(dǎo)致的非計劃停運(yùn)中，由水冷壁、省煤器、過熱器和再熱器組成的四管，其泄露造成的停運(yùn)占了總鍋爐停運(yùn)的47%。

而從圖1～2可知，四管中過熱器泄露的次數(shù)普遍高于其他受熱面。綜上所述，過熱器泄露是影響機(jī)組經(jīng)濟(jì)安全運(yùn)行的重要原因。特別是隨著大型煤電向大容量、高參數(shù)、大電廠方向發(fā)展，過熱器泄露事故愈發(fā)嚴(yán)重[3-4]。因此有效的預(yù)防過熱器泄露，對提高電廠鍋爐運(yùn)行的可靠性有重要作用。

1 鍋爐過熱器超溫機(jī)理分析

過熱器是鍋爐四管中受熱面工作溫度最高的部件，影響其失效的主要因素就是超溫導(dǎo)致的管子材料發(fā)生蠕變。因此對過熱器進(jìn)行超溫機(jī)理的分析將有助于指導(dǎo)預(yù)防過熱器泄漏。

蠕變指的是金屬材料長期處在恒溫恒應(yīng)力環(huán)境下發(fā)生連續(xù)且緩慢的塑性變形過程，且這種變形不能被恢復(fù)。受熱面管子的蠕變表現(xiàn)為在高溫高壓的工作條件下，耐熱鋼的組織會隨著時間逐漸發(fā)生變化，從而降低鋼的強(qiáng)度和屈服點(diǎn)，降低其蠕變極限和強(qiáng)度，并增加脆性。主要失效現(xiàn)象表現(xiàn)為在長期超溫下狀態(tài)下，形成蠕變孔洞、老化材質(zhì)、降低強(qiáng)度和韌性，最終造成管子失效。

總的來說，碳素鋼的工作溫度達(dá)到300℃以上、合金鋼工作溫度達(dá)到400℃以上就要考慮蠕變對管子失效的影響。當(dāng)珠光體耐熱鋼通過正火+高溫回火的熱處理方式后，鋼的金相組織就會變成鐵素體+片狀珠光體的晶體形式。經(jīng)過長期高溫高壓的運(yùn)行，管子珠光體中的片狀碳化物會慢慢地發(fā)生球化現(xiàn)象，并聚集在晶界長大。溫度和應(yīng)力會極大影響珠光體耐熱鋼的球化與碳化物聚集，溫度和應(yīng)力越大，珠光體球化程度就會越加嚴(yán)重，性能下降的就會越快，爆管的可能性就會越大。

2 鍋爐過熱器爆管案例分析

2.1 案例概述

某發(fā)電公司#1鍋爐為WGZ1004/18.34-1型，露天島式布置的全鋼結(jié)構(gòu)、四角布置直流式百葉窗水平濃淡燃燒器、切向燃燒、平衡通風(fēng)、熱風(fēng)送粉、一次再熱、亞臨界自然循環(huán)汽包爐。該機(jī)組容量為330 MW，于2012年6月投產(chǎn)，截至2020年2月7日，累計運(yùn)行48 000小時，啟停25次。

2020年2月7日上午10：00，#1機(jī)組的功率為295 MW，溫度為540℃;壓力為15.8 MPa，機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行過程中，發(fā)生爐內(nèi)的高溫過熱器A側(cè)處發(fā)出異常的噪聲，鍋爐管子泄漏檢測裝置發(fā)出報警，通過檢查確認(rèn)了高溫過熱器爆管，并緊急采取停機(jī)處理，檢查發(fā)現(xiàn)A側(cè)第一排從外圈至第五圈的爐前入口管，距離底部彎頭約2 m處的迎風(fēng)面呈現(xiàn)出明顯的喇叭狀爆口，如圖3所示。該管從爆口處折彎并向爐后移動2 m，將內(nèi)側(cè)第6、7、8圈底部彎頭上方擠壓變形，爆口附近約四根管子表面被吹損減薄。該管段材質(zhì)為SA213-T91，規(guī)格為Φ 54×8 mm。

2.2 爆管原因分析

取該管及相鄰第六圈入口管共2根管子，做材料檢驗分析，管樣的情況及檢驗編號如表1所示。

2.2.1 形貌宏觀分析

過熱器爆口邊緣比較鋒利，爆口為喇叭口的形狀，爆口處有明顯脹粗現(xiàn)象，并沿縱向發(fā)生撕裂，爆口長度約為90 mm，最寬處約為100 mm。爆口邊緣的管壁厚度減薄嚴(yán)重，塑性變形嚴(yán)重，是短時超溫爆管的明顯特征。

2.2.2 化學(xué)成分分析

通過化學(xué)成分分析，得到爆管管樣和對比管樣的主要成分符合ASTM SA-213標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的T91成分要求，材料與設(shè)計材質(zhì)相符，如表2。

對#5和#6管樣進(jìn)行了顯微硬度檢驗，檢驗結(jié)果見表3。結(jié)果表明，由于#5管樣金相組織發(fā)生老化，其爆口處的硬度較#6管樣偏低，然而由于其爆口附近的尖角部位塑性變形產(chǎn)生了加工硬化，導(dǎo)致其爆口附近的尖角部位硬度相對于#6管樣反而較高。#6管樣的硬度值符合ASTM SA-213對T91材質(zhì)硬度的要求。

表4為#5和#6管樣常溫下拉伸性能的試驗結(jié)果。結(jié)果表明#6管樣的強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于#5爆管管樣的強(qiáng)度，#5管樣的強(qiáng)度下降嚴(yán)重，向火面的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度最低，屈服強(qiáng)度值已無法達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)的要求。

2.2.4 金相組織分析

圖4（a）和圖4（b）分別是#5管爆口附近試樣不同放大程度的縱截面拋光態(tài)圖，從圖中可以發(fā)現(xiàn)，樣品存在點(diǎn)狀夾雜物，夾雜物等級為2.5級，符合標(biāo)準(zhǔn)要求。圖4（c）和圖4（d）顯示#6管樣的背火面和向火面顯微金相組織無太大的差異，都為回火索氏體+鐵素體，且伴隨有少量的碳化物析出，組織老化等級評定為3級。圖4（e）是#5爆管遠(yuǎn)離爆口端的金相組織，為回火索氏體+鐵素體，并伴隨有少量碳化物析出。圖4（f）為#5爆管管樣爆口附近的金相組織，其中碳化物顆粒明顯析出并已長大，組織劣化等級評定為5級。從圖4（g）看出爆口附近尖角處的金相組織呈現(xiàn)出明顯的纖維狀并有沿著纖維狀方向撕裂的裂紋。

從金相組織的分析來看，長大的碳化物在爆口處析出，并且組織的裂化非常嚴(yán)重。爆口附近分布的致密裂紋以及管內(nèi)壁和外壁上的氧化皮的存在是長期過熱的特征，表明過熱器曾出現(xiàn)過長時的超溫運(yùn)行情況。由于#6管長時間在高溫下運(yùn)行，該管的金相組織出現(xiàn)了碳化物析出的老化現(xiàn)象，該組織的老化等級評定為3級。

3 結(jié)論

綜上所述，管子的樣品化學(xué)成分達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)要求。爆口邊緣部分較為鋒利，爆口出發(fā)生明顯的脹粗現(xiàn)象。管壁的厚度從環(huán)向方向到爆口的邊緣均勻變薄，塑性較為明顯，這和短期過熱爆管特征相符。從金相組織和力學(xué)性能的角度進(jìn)行分析得出，爆口的組織老化比較嚴(yán)重，長大的碳化物在爆口處析出，且在爆口附近有致密的縱向裂紋。在高溫蒸汽和煙氣的作用下，管道的內(nèi)壁和外壁被氧化，形成了氧化皮。并且力學(xué)性能顯著降低。這些都是長期高溫運(yùn)行的特征，表明該管在爆管之前進(jìn)行了長期的高溫運(yùn)行。

在清潔檢查中，發(fā)現(xiàn)管道內(nèi)部存在異物，從而導(dǎo)致管道中的介質(zhì)流量變小，以及管壁溫度升高，使得在高溫下管子的圓周應(yīng)力超過材料許用應(yīng)力而發(fā)生爆管。管子爆管的直接原因為短期過熱。建議對集箱及受熱面管子的清潔度進(jìn)行檢查，嚴(yán)格對啟停爐的速率進(jìn)行控制，嚴(yán)禁使受熱面管子超溫運(yùn)行。

參考文獻(xiàn)：

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