屏式過熱器爆管原因分析

王 斌孫 麗

（1.江蘇省特種設備安全監督檢驗研究院，210003；2.中材裝備集團有限公司南京分公司，211000：南京）

屏式過熱器爆管原因分析

王 斌1孫 麗2

（1.江蘇省特種設備安全監督檢驗研究院，210003；2.中材裝備集團有限公司南京分公司，211000：南京）

采用宏觀分析、化學成分分析、機械性能試驗以及金相顯微分析等方法對爆管樣品進行了分析。結果表明，屏式過熱器爆管原因主要是長期超溫運行引起。并根據實際情況提出了預防措施。

鍋爐；屏式過熱器；超溫；爆管

鍋爐的關鍵部件爐管爆裂是常見事故之一。爐管爆裂易造成人員傷亡、停爐，給企業造成重大的經濟損失。盡管工程技術人員想方設法預防，但此類事故仍屢發生[1-2]。本文就一起最近發生的爆管事故進行分析，探討其事故起因并提出預防措施和建議。

某熱電廠4#爐是杭州某鍋爐廠生產的NG-220/9.8-M21型單汽包自然循環煤粉爐，蒸發量為220 t/h，出口過熱蒸汽壓力9.8 MPa、溫度540℃。鍋爐在爐膛上部分出口處布置了十屏屏式過熱器，規格為φ42 mm×5 mm，材質為12Cr1MoV。屏式過熱器出口處煙氣溫度為988.4℃，過熱器內工質溫度進口、出口溫度分別為361.1℃、430.0℃；壁管溫度為520℃。

4#爐屏式過熱器于2010年7月24日發生爆管，爆破點位于第4屏（從爐前往爐后看，從左向右數）爐后第1根管向火面、下彎頭處。該爐于2003年8月投入運行，至爆管時已累計運行了22 500 h。

1 檢驗項目與方法

將出現爆管的爐管和最外2圈直管段的1根（2個測點相距500 mm），用線切割的方法在破口及其他部位切取相關試件，制備成微觀分析樣品及力學性能試樣。用濕法化學分析方法測定鋼管的化學成分，用OLYMPUS BH型金相顯微鏡觀察各樣品的碳化物形態、組織形貌和斷口特征，金相組織采用質量分數4%的硝酸酒精溶液腐蝕，用CSS-2202電子萬能試驗機測定試樣的抗拉強度σb、屈服強度σs、延伸率δ。通過上述試驗分析，最終對該管的爆管原因作出綜合評判。

2 結果與討論

2.1 宏觀檢查

爆口位置及其爆口處的裂口形貌如圖1所示。

圖1 爆口位置及形貌Fig 1 Cracking position and morphology

爆口縱向長85 mm，橫向最寬處約為5 mm，斷裂面粗糙不平整，裂口邊緣較粗鈍，呈脆性斷裂特征。爆口處平均管壁厚為4.56 mm，平均管徑為42.63 mm，彎頭未爆處平均管壁厚為4.65 mm，平均管徑為42.57 mm，爆口處產生了約8.8%的減薄，脹粗約為1.5%，由此可見該爆口無明顯脹粗，僅有少量減薄。

2.2 化學成分

爆管的化學成分測試結果見表1。

表1 化學成分Tab 1 Chemical composition

表1結果顯示，爆管化學成分符合GB 5310—2008 要求[3]。

2.3 力學性能

在爆口的2側分別取樣，進行常溫力學性能測試，其測試結果如表2所示。

表2 常溫力學性能Tab 2 Mechanical property in room temperature

由表2可知，爆口2側的屈服強度和延伸率均符合標準要求，但2側的屈服強度有明顯差異，強度低的1側硬度也稍低，爆管的抗拉強度低于標準。

爆管2側的高溫短時拉伸試驗結果如表3所示。

由表3可知，爆管2側的抗拉強度和延伸率均低于標準參考值，且2側的抗拉強度存在一定的偏差。

2.4 金相分析

1）爆口處向火面和背火面的金相組織見圖2。

由圖 2（a）和（b）可見，組織為鐵素體+顆粒狀碳化物，珠光體區域形態完全消失，蠕變孔洞劇增，孔洞鏈有較強的方向性，蠕變裂紋較多。晶粒度為9級，球化級別為5級。由圖2（c）可見，組織和向火面一樣，珠光體區域中的碳化物大都分布于晶界上，仍有少量珠光體區域痕跡，未發現蠕變孔洞和微裂紋。晶粒度為10級，球化級別為4級。

表3 高溫短時拉伸性能（540℃）Tab 3 Short term tensile properties in high temperature

2）爆口2側直管段均未發現蠕變孔洞和微裂紋，但球化級別有差別，1側已達4.5～5級，另1側只有3～4級。

3）最外2圈直管段（鋼102）里側1根分析。2部位內壁氧化膜厚度差別不大，外壁有所差異，但厚度均較薄。金相組織為回火貝氏體，碳化物大部分沿晶界呈彌散或顆粒狀析出；但2個部位的碳化物析出程度有差異，1個球化級別為3級，1個為2級。

2.5 綜合分析

1）屏式過熱器出口工質溫度為430℃，運行時間近12.5×103h。但從爆口2側直管段的金相組織看，碳化物球化已達到嚴重球化。最外2圈直管段用鋼是鋼102，它的高溫性能要優于鋼12Cr1MoV，許用金屬壁溫也高，其受熱面管子的許用壁溫為600～620℃，而鋼102的碳化物球化已達到中度球化。以上說明該區域實際運行溫度遠遠超過設計溫度。

2）根據Larson-Miller壽命估算公式估算實際運行時爆管處的工質溫度：

式中，T為熱力學溫度，t為運行時間，c為參數（12Cr1MoV 為 20）。

12Cr1MoV設計工質溫度T1=540℃、運行時間t1=105 h，實際工質溫度 T2、運行時間 t2=12.5×103h，計算得實際工質溫度T2為570℃。而4#爐屏式過熱器的工質設計進口溫度為361℃，出口溫度為430℃。比較得出，4#爐屏式過熱器實際運行溫度大大超過設計的工質溫度。

3）金相結果也表明，該管爆口處的金相組織已完全球化，并有大量的蠕變孔洞和蠕變裂紋存在，說明該管長期處于高溫運行狀態，組織狀態已嚴重脆化，性能劣化，產生早期蠕變孔洞和蠕變裂紋。隨著裂紋的不斷擴大，最終導致斷裂失效。

4）爆管彎頭2側直管段和最外2圈直管段相距500 mm的2管段的碳化物球化物級別也存在明顯的差異，1個球化級別為3級，另1個為2級。說明在爐內屏式過熱器下部位置區域溫度較高，且溫度場分布不均。

3 結論

該屏式過熱器爆口處的化學成分及夾雜物等級均符合要求，爆口附近的常溫和高溫抗拉強度均低于標準參考值要求，該部位爐管性能均出現了明顯劣化。爆管的主要原因是長期超溫運行，引起早期蠕變孔洞及蠕變裂紋，運行中裂紋不斷擴展，最終導致開裂失效；屏式過熱器下部位置溫度場分布不均，在相距500 mm左右就存在明顯的溫度梯度。

針對上述情況，建議如下：

1）運行人員應嚴格按照鍋爐運行操作規程進行操作，加強對鍋爐運行溫度的控制，避免引起長時間超溫。同時應嚴格控制升降負荷的速度，避免受熱面管子承受額外的附加應力；

2）擴大4#爐屏式過熱器管取樣分析，根據分析結果決定是否需要對4#爐屏式過熱器管采取全部（或局部）更換措施；

3）通過熱力試驗，調整動力場分布，確保鍋爐各受熱面管壁溫符合設計要求；

4）加強燃煤質量控制，嚴格控制硫含量等成分指標，保證鍋爐受熱面管外壁不結渣、不易氧化結垢，確保鍋爐受熱面管有良好的傳熱性能，避免管壁超溫。

[1]王士能.20 t/h鍋爐水冷壁管爆裂原因探討[J].理化檢驗：物理分冊,2001,37 （1）：27-29.

[2]吳如慶,楊宇清.SHL10-13A鍋爐水冷壁管爆裂原因分析[J].理化檢驗：物理分冊,2000,36（11）：513-515.

[3]GB 5310—2008高壓鍋爐管[S].

Analysis of Platen Superheater Tube Cracking Reason

Wang Bin1,Sun Li2
（1.Special Equipment Safety Supervision Inspection Institute of Jiangsu Province,210003;2.Nanjing Branch of Sinoma Technology&Equipment Group Co.,Ltd,211100:Nanjing）

The tube cracking samples were analyzed through macroscopic,chemical composition,mechanical performance and metallographic microscopic analysis methods.The results showed that the tube cracking was caused by servicing in high temperature for long term.Therefore,corresponding preventive treatment measures were proposed according to the actual situation.

boilers;platen superheater;overheating;tube cracking

X928.3

B DOI10.3969/j.issn.1006-6829.2012.03.018

2012-03-07