鍋爐減溫水管道破裂原因分析及預(yù)防

楊 波 劉獻(xiàn)良 賴云亭 夏咸喜

（1. 山西魯能河曲發(fā)電有限公司，山西 忻州 036500；2. 蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215004）

0 引言

火電鍋爐系統(tǒng)作為最復(fù)雜的工業(yè)系統(tǒng)，其承受高溫高壓的管道或部件眾多，部件的失效種類和形式也多種多樣，其中最為常見的是鍋爐“四管”（水冷壁、省煤器、過熱器、再熱器）失效[1-3]。“四管”失效常發(fā)生在鍋爐啟機(jī)或運(yùn)行期間，會導(dǎo)致機(jī)組非停，直接影響電廠的經(jīng)濟(jì)效益。但鍋爐四管基本均位于爐膛內(nèi)部，對電站工作人員的人身安全威脅相對較小，而爐外汽水管道的破裂，則會嚴(yán)重威脅到人的生命安全。因此，對爐外管道的破裂失效模式能夠準(zhǔn)確識別，并形成一定的防范措施，對電廠的經(jīng)濟(jì)效益和社會效益具有重大意義。

某600MW燃煤發(fā)電機(jī)組為凝汽式汽輪發(fā)電機(jī)組，鍋爐型號為HG-2028/17.4-YM7，一次再熱、墻式切圓燃燒、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)Π型鍋爐。機(jī)組運(yùn)行期間，汽機(jī)房A側(cè)過熱汽一級減溫水母管調(diào)節(jié)閥后大小頭（又稱異徑管）發(fā)生破裂，現(xiàn)場聲響巨大，確幸無工作人員在場，未造成人身安全事故。大小頭設(shè)計材質(zhì)為20G，運(yùn)行溫度183.5℃，運(yùn)行壓力23MPa，設(shè)計壁厚11mm，至管道破裂時，已累計使用時間約10萬小時。破裂大小頭所在位置結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。通過對破裂大小頭取樣進(jìn)行理化試驗(yàn)，對大小頭的破裂原因進(jìn)行了分析。

圖1 破裂大小頭結(jié)構(gòu)及破裂點(diǎn)位置示意圖

1 理化檢驗(yàn)

1.1 宏觀檢查

圖2為破裂大小頭整體及縱向剖開后的宏觀照片。爆口處有明顯的塑性變形，且爆口邊緣壁厚減薄嚴(yán)重，實(shí)測厚度1.8～2.0mm；大頭端實(shí)測壁厚11.2～11.6mm，與設(shè)計壁厚11.0mm接近。采用體式顯微鏡對破口附近內(nèi)壁觀察如圖3所示，內(nèi)壁呈現(xiàn)出密密麻麻的馬蹄形小凹坑，未發(fā)現(xiàn)點(diǎn)蝕、微裂紋等其它異常。

圖2 整體及剖開后內(nèi)壁宏觀形貌

圖3 體式顯微鏡下的內(nèi)壁形貌（左-10×；右-50×）

1.2 化學(xué)成分分析

表1為破裂大小頭取樣化學(xué)成分分析結(jié)果，表中同時列出了采購標(biāo)準(zhǔn)GB 5310-2008對20G鋼化學(xué)成分要求。結(jié)果可見，破裂大小頭化學(xué)成分滿足上述標(biāo)準(zhǔn)要求。

表1 化學(xué)成分分析結(jié)果及標(biāo)準(zhǔn)要求（w%）

1.3 硬度測試

GB 5310-2008對20G的抗拉強(qiáng)度規(guī)定范圍為410～550MPa，而未規(guī)定其硬度值，但由于大小頭尺寸限制未能取拉伸試樣，因此僅對大小頭取樣進(jìn)行硬度測試，并依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)GB/T 33362-2016《金屬材料 硬度值的換算》，將硬度值換算為抗拉強(qiáng)度值。硬度測試結(jié)果及換算的抗拉強(qiáng)度值如表2所示。硬度測試時，分別在靠近爆口附近但未發(fā)生明顯塑性變形的區(qū)域，及遠(yuǎn)離爆口的大頭端分別取樣測試。結(jié)果可見，由硬度換算的抗拉強(qiáng)度值滿足GB 5310-2008標(biāo)準(zhǔn)要求。

表2 硬度測試結(jié)果及換算的抗拉強(qiáng)度值

1.4 金相檢驗(yàn)

在爆口附近及大頭端分別取樣進(jìn)行金相檢驗(yàn)，如圖4所示。爆口邊緣晶粒有輕微的塑性變形，斷面呈穿晶斷裂，斷口附近及大頭端顯微組織均為鐵素體+珠光體，平均晶粒度約7級，為20G正常的顯微組織。

圖4 不同位置取樣的金相組織形貌

1.5 斷口微觀分析

在大小頭破口位置取樣，將破口斷面置于掃描電子顯微鏡下觀察，其電鏡微觀形貌（SEM）如圖5所示。破口斷面微觀上呈拉伸韌窩形貌，為典型的韌性撕裂特征。

圖5 破口SEM微觀形貌

1.6 能譜分析

通過宏觀檢查可以看出，大小頭壁厚出現(xiàn)了明顯減薄，且減薄面為內(nèi)壁面。采用TESCAN VEGA TS5136XM掃描電子顯微鏡＋EDAX GENESIS2000X-Ray能譜儀對內(nèi)壁表面進(jìn)行能譜分析，結(jié)果如表3所示。減薄區(qū)內(nèi)壁表面主要元素為Fe和O，且氧含量較低，原子質(zhì)量比Fe∶O≈4∶1。

表3 破口附近內(nèi)壁表面能譜分析結(jié)果

2 失效原因分析

通過上述理化試驗(yàn)可以看出，大小頭金相組織正常，化學(xué)成分、力學(xué)性能均符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，可排除材料本身的問題。

大小頭壁厚出現(xiàn)明顯減薄，導(dǎo)致其強(qiáng)度不足是導(dǎo)致大小頭發(fā)生破裂的直接原因。破口宏觀上存在明顯的塑性變形，電鏡下微觀形貌為具有方向性的拉伸韌窩特征，也表明大小頭發(fā)生破裂為強(qiáng)度不足導(dǎo)致的韌性撕裂。大小頭內(nèi)壁表面呈現(xiàn)為密密麻麻的馬蹄形凹坑（或魚鱗狀）形貌，具有碳鋼管道流動加速腐蝕的典型特征[4,5]。

流動加速腐蝕（FAC）是在碳鋼或低合金鋼管道中，由于單相流體或汽液雙相流體的流動而引起的一種管壁減薄現(xiàn)象[6]。其發(fā)生過程可以簡單概述如下：碳鋼基體在流體中微量溶解氧的作用下發(fā)生氧化腐蝕，生成疏松多孔的Fe3O4氧化膜，由于溶液中存在H+，氧化膜與水溶液接觸的部分會發(fā)生局部溶解，溶解的Fe2+在擴(kuò)散驅(qū)動力下會逐漸擴(kuò)散到主體溶液當(dāng)中，并隨溶液流動被帶走。Fe2+作為上述化學(xué)反應(yīng)的生成物，隨著流體的流動，濃度降低，因此，氧化膜的溶解與生成會持續(xù)進(jìn)行下去，結(jié)果就形成了內(nèi)表面出現(xiàn)馬蹄坑狀（或魚鱗坑狀）、壁厚發(fā)生減薄的現(xiàn)象[7,8]。結(jié)合大小頭內(nèi)壁表面減薄區(qū)域表面能譜分析結(jié)果，表面層化學(xué)成分主要為Fe和O元素，且O元素含量較低，原子質(zhì)量比Fe∶O≈4∶1，表明發(fā)生減薄的內(nèi)壁表面層鐵的氧化層很薄，這與FAC的特征符合。由此可以看出，本次大小頭內(nèi)壁發(fā)生顯著減薄的原因?yàn)樘间摴艿腊l(fā)生FAC所致。

3 FAC的影響因素及預(yù)防

對于火電鍋爐而言，流動加速腐蝕（FAC）通常發(fā)生在超/超臨界鍋爐的給水和疏水系統(tǒng)。預(yù)防FAC的發(fā)生，應(yīng)從影響FAC速率的主要因素著手，主要包括材料因素、流體動力學(xué)因素和環(huán)境因素等[9-12]。

3.1 材料因素

流動加速腐蝕（FAC）主要發(fā)生在碳鋼管道及合金含量較低的低合金鋼管道內(nèi)，對容易發(fā)生FAC的彎頭、三通、變徑管等流量突變的管件，選用含Cr的低合金鋼材料管道，可以在一定程度上減緩FAC的發(fā)生。文獻(xiàn)[5]指出，當(dāng)碳鋼材料中Cr含量大于0.1%時，能大大降低單相流體的FAC速率；當(dāng)Cr含量達(dá)到1%時，F(xiàn)AC的速率極低，可以忽略不計。可見，對容易發(fā)生FAC的彎頭、三通、變徑管等流量突變的管件，采用含Cr量大于0.1%的低合金鋼替代碳鋼管道，可以減緩或抑制FAC的發(fā)生。

3.2 流體動力學(xué)因素

影響FAC的流體動力學(xué)因素包括流體流速、管道粗糙度、管道幾何形狀等。在低流速和高流速時，管壁減薄的速率與流速成線性關(guān)系；在中等流速時，管壁減薄的速率與流速的立方成線性關(guān)系。在同樣流體的流速中，管壁粗糙度越大，管壁的FAC速率越高[4]。管道幾何形狀對FAC也有較大影響。管道中的彎頭、三通、閥門、孔口及變徑管等流體截面突變的區(qū)域，流速加大、紊流加劇，對管道的剝離作用也增大，相對于流體穩(wěn)定的直管段更容易發(fā)生FAC[13,14]。在機(jī)組檢修過程中，對上述容易出現(xiàn)FAC的部件進(jìn)行超聲波測厚，并將不同時期內(nèi)的測厚數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析，可以計算出該位置FAC的腐蝕速率，結(jié)合最后的測厚結(jié)果，提前做好對減薄嚴(yán)重部件進(jìn)行更換的準(zhǔn)備。

3.3 環(huán)境因素

水溶液的pH值、含氧量、溫度、壓力都會影響到FAC的速率。當(dāng)鍋爐給水的pH小于某一臨界值時，給水中的H+含量顯著增加，會加速了Fe3O4保護(hù)膜的溶解，F(xiàn)AC速率急劇增大；給水中氧含量增加時，疏松多孔的Fe3O4保護(hù)膜會被氧化為致密的Fe2O3保護(hù)膜，F(xiàn)AC速率減小；FAC通常發(fā)生在90～230℃之間，在150～175℃時，F(xiàn)AC的速率達(dá)到最大[15]；在一定的PH、含氧量和溫度下，壓力增大，F(xiàn)AC的速率增大。FAC速率增大時，給水系統(tǒng)中Fe離子濃度增加，因此可以對系統(tǒng)中Fe離子含量變化進(jìn)行實(shí)時監(jiān)測，以對系統(tǒng)的FAC的發(fā)生速率進(jìn)行預(yù)測。

對于鍋爐管道而言，內(nèi)部介質(zhì)（溶液）的溫度、壓力與鍋爐設(shè)計有關(guān)，在溫度和壓力不變的正常工況下，則主要通過控制溶液的pH值和含氧量來控制FAC的速率。通常采用的方法為，在給水中加氨以提高給水的pH在9.0以上，再向給水中加氧以提高含氧量。全自動加氧處理（Fully Protected Oxygen Treatment，F(xiàn)POT）技術(shù)是目前較為先進(jìn)的控制給水含氧量的技術(shù)[16-19]。FPOT技術(shù)通過精準(zhǔn)控制加氧量使得加入的氧氣僅存在于給水側(cè)，而蒸汽側(cè)無氧，在有效解決給水系統(tǒng)FAC問題的同時，又避免了多余的氧氣進(jìn)入蒸汽側(cè)帶來的氧化皮脫落的問題。

4 結(jié)論及建議

通過對破裂大小頭取樣進(jìn)行試驗(yàn)分析，得出如下結(jié)論：

（1）失效大小頭的金相組織正常，化學(xué)成分和硬度值均滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求，大小頭發(fā)生失效與材料本身無關(guān)；

（2）大小頭失效的原因?yàn)榱鲃蛹铀俑g（FAC）導(dǎo)致壁厚減薄，使得其強(qiáng)度不能滿足管道內(nèi)壓力要求，最終導(dǎo)致了其在高溫高壓下強(qiáng)度不足而破裂。

基于對大小頭失效原因的分析，以及對FAC影響因素及預(yù)防的分析，建議：

（1）對容易發(fā)生FAC的彎頭、三通、變徑管等流量突變的管件，可采用含Cr量大于0.1%的低合金鋼替代碳鋼管道，以減緩或抑制FAC的發(fā)生；

（2）改善給水品質(zhì)，對給水的pH值、含氧量、Fe離子等進(jìn)行實(shí)時監(jiān)測，控制其數(shù)值處于正常區(qū)間，同時通過Fe離子含量的變化來預(yù)測FAC的速率；

（3）每次機(jī)組檢修時，對彎頭、三通、閥門、孔口及變徑管等FAC容易發(fā)生的部件進(jìn)行超聲波測厚，并將不同時期內(nèi)的測厚數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析，估算FAC的腐蝕速率，結(jié)合最后的測厚結(jié)果，提前做好對減薄嚴(yán)重部件進(jìn)行更換的準(zhǔn)備。