火電鍋爐末級再熱器管開裂原因分析

楊 波

（國能山西河曲發電有限公司，山西忻州 036500）

0 引言

我國的能源結構大體為“富煤、貧油、少氣”，決定了我國長期以來以煤電為主的電力結構組成的情況。近年來，國家大力推動綠色發展，并提出了力爭在2030年前實現碳達峰，努力爭取2060 年前實現碳中和的“雙碳目標”，加速了能源結構轉型，煤電所占比重逐步下降，風電、光伏等新能源裝機量增長顯著［1－2］。新能源裝機容量增加導致系統調峰需求越來越大，目前電網調峰仍以火電為主［3－4］，深度調峰造成了火電鍋爐運行不溫度，降低了機組的使用壽命。火電鍋爐受熱面管處于內部高溫高壓、外部高溫煙氣的惡劣條件下，受熱面管開裂失效事件時有發生，機組調峰導致的溫度驟變、燃燒不穩定等進一步增加了火電鍋爐失效事件的發生，對機組的安全運行造成隱患，也降低了機組運行的經濟性［5－7］。因此，有必要對鍋爐受熱面管失效原因進行分析，以便提出合理的防范措施，消除隱患，提高經濟性。

某火力發電廠＃4 鍋爐為某公司設計生產的超臨界直流爐，是一次再熱、墻式切圓燃燒、平衡通風、緊身封閉、固態排渣、全鋼構架、全懸吊結構Π 型鍋爐，鍋爐型號為HG－2141－25.4－YM16。鍋爐主要參數為：主蒸汽流量2 141 t／h，主蒸汽出口溫度571 ℃，主蒸汽出口壓力25.40 MPa；給水溫度293 ℃，給水壓力28.87 MPa；

再熱蒸汽流量1 744 t／h，再熱蒸汽出口溫度569 ℃，再熱蒸汽出口壓力4.8 MPa。4號鍋爐末級再熱器出口集箱材質及規格：SA－335P91，φ697×65 mm。管接頭材質及規格為：SA－213T91，φ70×5 mm；SA－213T91，φ60×5 mm；SA－213T91，φ54×6 mm。＃4 機組于2013 年投產運行，累計運行超過67 000 h。

2022年6 月22 日，4 號機組A修鍋爐再熱器系統進行水壓試驗，鍋爐大包內末級再熱器出口集箱出現泄漏。通過排查確認，泄漏點有兩處，分別位于：末再出口集箱右數第二排（爐后側），上數第一根管管座角焊縫處（管子側熔合線部位），管接頭規格φ70×5 mm，材質T91；末再出口集箱左數第16 排（爐后側），下數第一根管管座角焊縫，管接頭規格φ54×6 mm，材質T91。泄漏位置如圖1 所示，圖中圓圈內標注處為泄漏點；圖2 為兩處泄漏點現場照片。為了防止管子再次泄漏，消除安全隱患，對泄漏點位置取樣進行了試驗分析，以確定泄漏原因。由于現場條件限制，只取下右數第二排（爐后側），上數第一根管取樣進行試驗分析。

圖1 泄漏位置示意圖

圖2 兩處泄漏點現場照片

1 分析方案

對現場取下的開裂管段斷口宏觀檢查，初步判斷其開裂性質。之后對管子取樣進行斷口微觀分析、化學成分分析、力學性能測試、金相組織檢驗等，根據檢驗結果，判斷管子材質是否正常，顯微組織是否老化，結合管子的服役工況，對管子開裂原因進行分析。取樣方案如圖3 所示。

圖3 取樣方案

2 試驗內容

2.1 宏觀檢驗

現場取樣的開裂管段宏觀檢查照片如圖4 所示。裂紋位于管座環狀角焊縫下部T91 管側熔合線附近，裂紋在圓周方向擴展約一半區域，中間較寬，兩端較細。管段沿裂紋取下后觀察，管壁無明顯脹粗和減薄。斷口中部為正斷，屬早期開裂區域，斷面垂直管軸線，起源于外壁，由外而內擴展，擴展斷面顏色為黑色和紅褐色，紋路為清晰的橫紋。根據斷口宏觀形貌，初步判斷其開裂性質為疲勞開裂［8－9］。

2.2 斷口微觀分析

掃描電鏡下觀察，斷口正斷區域呈清晰的擠壓紋理條帶，斷面上覆蓋有較多的腐蝕產物，擴展區表面也有明顯氧化，細節不可分辨。能譜分析顯示擴展區表面氧化物主要為O、Fe、Cr等元素。如圖5 所示。

圖5 斷口表面形貌及能譜分析結果

2.3 化學成分分析

表1 所示為ASME SA—213《鍋爐過熱器和換熱器用無縫鐵素體和奧氏體合金鋼管子》對T91 材料的化學成分要求。在管子金相試樣旁取樣進行化學成分分析，結果如表2 所示，與表1 中標準要求對比可知，管子除Nb含量略低于標準要求外，其余的化學成分滿足ASME SA—213 標準要求。

表1 標準ASME SA—213 對T91 化學成分要求%

表2 取樣管化學成分分析結果%

2.4 拉伸性能測試

在直管位置取樣，加工成條狀試樣，按照標準GB／T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗第1 部分：室溫試驗方法》進行室溫拉伸試驗，結果如表3 所示。表中同時還列出了標準ASME SA—213《鍋爐過熱器和換熱器用無縫鐵素體和奧氏體合金鋼管子》對T91 鋼管室溫拉伸性能要求。從拉伸性能的試驗結果可以看出，除一個試樣的延伸率略低于標準要求，管子的其他拉伸性能指標滿足ASME SA—213 標準要求。

表3 室溫拉伸性能測試結果

2.5 金相檢驗

圖3 分別在斷口處（1 號）、彎管處（2 號）、直管段（3 號）取金相環樣，其中1 號環縱向剖開1－1 為啟裂處，1－2 為未開裂部分，對試樣預磨、拋光、浸蝕、無水乙醇清洗吹干后在顯微鏡下觀察，結果如圖6 所示。

圖6 金相檢驗照片

結果可見，各試樣管壁中心金相組織均為回火馬氏體，依據DL／T 2219—2021《火力發電廠用10Cr9Mo1VNbN鋼顯微組織老化評定》標準，組織老化級別約2 級，老化情況較為輕微。斷口處取樣1－1 靠近外壁附近組織老化級別約5 級，組織為鐵素體＋碳化物，老化較為嚴重。斷口附近取樣1－1 內壁氧化皮厚度約193 μm，未開裂位置取樣1－2 內壁氧化皮厚度約136 μm，而遠離斷口取樣2和3內壁氧化皮厚度較薄分別僅約71 μm和34 μm。由，于內、外壁氧化皮均有不同程度的脫落且氧化皮分布不均勻，氧化皮厚度測量值存在一定的誤差，但整體來看，管段內壁氧化皮厚度在穩定工況下的脫落風險較小［10］。

3 結果分析

3.1 材料方面

末再管化學成分除Nb 含量略低于標準要求，其他的化學成分滿足ASME SA—213 標準的要求，對鋼管性能影響較小。力學性能強度合格，延伸率單根值偏低，鑒于條形拉伸試樣通常均會低于圓試樣［11－12］，分析認為，延伸率不宜判為不合格。金相組織方面管段整體上老化級別約2 級，老化較為輕微，僅在起裂源處的外壁有較薄的一層嚴重老化區域，但該層厚度較薄，對管段整體性能影響較小。由上可見，本次管子發生開裂與管子本身材質無關，且排除了長時或短時超溫的情況［13－15］。

3.2 結構受力方面

集箱各末再管間不同程度、不同方位均出現環狀角焊縫開裂現象，說明其開裂具有一定的共性原因。

應力來源方面：末再聯箱與末再管采用環狀角焊縫連接，在服役過程中整個管系由于機組啟停和調峰過程中末再集箱與末再管存在溫度響應梯度，均會引入熱應力和機械應力，造成二者熱膨脹不同步［16－17］。

應力集中方面：斷裂位置為環狀角焊縫管子T91 熔合線側，此處在空間結構上形成了變截面處，也即應力提升源區域［18］。

3.3 開裂原因分析

根據斷口宏觀檢查結果，斷口附近無宏觀塑性變形，斷口表面存在具有明顯的貝紋線特征，判斷其開裂性質為疲勞開裂。服役過程中，末再管環狀角焊縫熔合線附近，由于應力偏大或結構產生應力集中等因素，首先以韌性擠壓或疲勞等方式開裂。正斷區域開裂后，應力松弛，該區域擴展減緩或停止。與此同時，兩端區域應力提升，新的裂紋源產生，在拉應力下剪斷并沿圓周擴展。擴展過程持續時間較長，早期開裂的斷口面高溫氧化，形成厚厚的氧化物覆蓋。裂紋由外而內逐步擴展，隨著機組停機承受因溫差產生的嚴重熱交變應力而導致裂紋進一步擴展加劇，但尚未穿透管壁，在水壓試驗過程中裂紋臨界瞬間擴展致管接頭開裂。

4 結束語

末再管開裂斷口附近無宏觀塑性變形，斷口存在具有明顯的貝紋線特征，判定其為疲勞開裂失效。由于開裂位置處于結構上的應力集中位置，而鍋爐工況又較為復雜，引起疲勞開裂的可能原因較多，主要有以下幾個方面。

（1）設計方面：是否存在管壁偏薄，承載力弱可能性。結構設計方面建議復核環狀角焊縫根本強度或采用加強型管座，是否滿足出現偏載、振動等極端情況。

（2）制造方面：環狀角焊縫焊接及熱處理工藝，焊接拘束應力及殘余應力過大。

（3）安裝方面：集箱下沉或末再管服役過程中受向上力抬起。末再管另一端焊接連接時，是否存在湊距離現象，過長將管抬起，或過短將管壓下，呈承受附加裝配應力。支座吊架形式對聯箱膨脹產生明顯約束。

（4）運行方面：機組頻繁啟停、機組調峰負荷大幅度變化造成溫度變化以及溫度分布不均導致聯箱管接頭根部產生熱交變應力，造成疲勞損耗。