過熱器爐管爆管原因分析

竇瑩婷，李 君，張 崢

（北京航空航天大學 材料科學與工程學院，北京100191）

過熱器爐管爆管原因分析

竇瑩婷，李 君，張 崢

（北京航空航天大學 材料科學與工程學院，北京100191）

12Cr1MoV是火電廠管道優良用材之一，580℃時仍具有較高的熱強性和抗氧化性能，且具有較高的持久塑性。因此，廣泛應用于高壓、超高壓、亞臨界電站鍋爐過熱器、集箱和主蒸汽導管等。某過熱器爐管使用3個月后在靠近蛇形管出口端的位置發生爆管，材料為12Cr1MoV，規格為φ42mm×3.5mm，爆管時管內蒸汽溫度440℃，壓力3.7MPa，管外煙氣溫度1100℃左右。

1 宏觀形貌及脹粗測量

1.1 爆口宏觀形貌觀察

爆口遠離焊接點，軸向略有折彎，可以認為爐管的爆破與焊接質量無關。爆口處于向火面，張開呈喇叭形撕裂狀，長軸120mm，短軸90mm，周長345mm，如圖1所示。管道內外壁均覆蓋一層較厚的層狀物，且內壁層狀物與管壁結合較致密，均勻分布，無脫落跡象，表明爆管不是由于內部阻塞造成的；外壁層狀物與管壁結合較疏松，呈樹皮狀特征，部分區域已脫落，宏觀形貌如圖2（a）所示。爆口一側嚴重減薄，最薄處僅有0.52mm，如圖2（b）；爆口周圍變形較大，斷口整體形貌在爆破時發生二次破壞。

圖1 爆管宏觀照片形貌Fig.1 Macrograph of burst tube

1.2 爆管脹粗及壁厚測量

圖3為微觀分析和力學性能取樣部位示意圖。距爆口10mm的管樣記為1＃，距爆口150mm的管樣記為2＃，均用作宏觀脹粗測量和微觀金相檢查；在圖3中箭頭所指的管段向火面、背火面各截取2個拉伸性能測試板狀試樣，用作力學性能分析。

圖2 爆口宏觀形貌（a）爐管內外壁層狀物；（b）爆口最薄處Fig.2 Macrograph of burst spot（a）stratiform layer；（b）thinnest place of tube wall

圖3 微觀分析和力學性能取樣部位示意圖Fig.3 Sampling site for microanalysis and mechanical testing

對1＃，2＃管樣進行脹粗測量，測量位置如圖4所示，其中d1，d2是相互垂直的管徑，b1，b2，b3，b4是不同位置的壁厚，測量結果如表1所示。

圖4 脹粗測量位置示意圖Fig.4 Measuring position for inflation

表1 壁厚及管徑測量結果Table 1 Wall thickness and tube diameter measurement

由表1可知，管壁上的層狀物平均厚度約為0.70mm。管壁不均勻減薄，向火面壁厚小于背火面，爆口附近減薄較遠端嚴重，減薄非常明顯，減薄程度平均可達28.8%。爆管段脹粗率最高達9.0%，即使是從距離斷口較遠的位置截取的2＃試樣，其脹粗率也達到了7.8%，遠遠超過了合金鋼過熱器管外徑脹粗率不得高于5%的規定［1］。

2 微觀組織成分分析

2.1 金相組織檢查

采用5%的硝酸酒精溶液腐蝕1＃，2＃管樣橫截面金相樣品，在OLYMPUS BX51M光學顯微鏡下進行金相組織觀察，并進行珠光體球化和晶粒度評級，結果如表2所示。圖5為爆口附近及遠端金相組織照片。可見1＃樣品向火面外壁組織由外到內晶粒大小逐漸減小，珠光體/鐵素體比例逐漸增大（圖5（a））。采用比較法給圖5（b），（c）的組織進行珠光體球化評級［2］：圖5（b）組織中幾乎看不到珠光體，碳化物分布在鐵素體晶界上，爆口附近向火面外壁組織珠光體球化達五級［3］，而內壁組織（圖5（c））可見較少的珠光體組織形態，碳化物球化嚴重，聚集在三角晶界上，珠光體球化達三級。圖5（d），（e）1＃樣品的背火面組織也發生了嚴重的珠光體球化，碳化物都分布于鐵素體晶界上。爆口遠端的2＃樣品金相組織也發生了中度以上的珠光體球化，組織中很少見珠光體組織（圖5（f））。

表2 爆管段珠光體球化評級及晶粒度評級結果Table 2 Pearlite spheroidization and grain size rating

圖5 爆口附近（1＃）及遠端（2＃）金相組織Fig.5 Microstructure of sample 1＃（near the burst spot）and 2＃（the distant one）

可以看出，爆管內外壁組織均發生了不同程度的珠光體球化和晶粒長大。所取管樣組織中，外壁晶粒較內壁大，向火面晶粒較背火面大，爆口附近晶粒較遠端大；大部分珠光體組織的形態正在消失，碳化物石墨化，在晶界上析出聚集，這是組織過熱的典型特征，過熱后會引起材料性能的下降。

2.2 管壁層狀物分析

對管內外壁較厚的層狀物做能譜成分分析，可知其均為氧化皮，結果如表3所示。氧化皮在體視顯微鏡下觀察的形貌如圖6所示，厚度測量結果如表4所示，內壁氧化皮最厚處可達0.73mm，外壁最厚為0.59mm。

表3 管內外壁層狀物中各合金元素的原子分數（%）Table 3 Atomic percentage of alloy elements in oxide scale（%）

3 力學性能測試和強度校核

3.1 常溫力學性能測試

從有爆口的管段上端切取如圖7所示的室溫標準拉伸試樣，分別編號3－1，3－2，3－3，按《金屬材料室溫拉伸試驗方法》（GB/T 228—2002）進行室溫拉伸實驗。

實驗在MTS－880材料試驗機上進行，實驗溫度為室溫，實驗速率2mm/min，結果如表5所示。

圖6 體視顯微鏡下內壁氧化層形貌Fig.6 Morphology of inner wall oxide under stereomicroscope

表4 管內外壁氧化物厚度測量Table 4 Thickness of the tube wall oxide

圖7 拉伸試樣示意圖Fig.7 Tensile sample diagram

表5 拉伸實驗結果Table 5 Results of tensile testing

文獻［4］表明，當12Cr1MoV鋼嚴重球化時，強度下降表明管材性能明顯退化。綜合比較實驗數據和相關標準規定的12Cr1MoV鋼管力學性能值（表6），向火面力學性能明顯低于背火面，爆管段材料常溫拉伸實驗測試的屈服強度和抗拉強度已明顯低于國標規定值，屈服強度比國標規定值降低了42%，抗拉強度比國標規定值降低了34%，材料性能退化明顯。

表6 12Cr1MoV鋼管力學性能Table 6 Mechanical property of 12Cr1MoV steel tube

3.2 應力校核

管子的原始壁厚為3.5mm，為了估計管子的應力大小，應用薄壁壓力容器環向應力計算公式（1）對管道的應力狀態進行校核：

式中：σ是管道環向所受的應力（MPa）；P是管道所受壓力（MPa）；D是管道外徑（mm）；t是管道壁厚（mm）。

當保持薄壁管道內壓力P不變，如3.7MPa，而管道外徑D由于脹粗等原因增大，壁厚t減小，就會使得管壁所受的實際環向應力σ大幅提高。若用距爆口10mm處管樣相關數據（P＝3.7MPa，D＝45.86mm，t＝2.54mm）按公式（1）估算，對管段的應力狀態進行校核，管壁所受的環向應力比設計應力升高了50%，即由于爐管的脹粗和實際壁厚的減薄，爆管段承受的實際環向應力大幅度提高。當管壁實際所受的環向應力σ超過材料強度時，就可能發生斷裂。

4 爆管原因分析

在火電廠事故中，爐管爆破是較常見的失效模式［5，6］，而過熱導致的失效事故占很大的比例，在相關的文獻中多有報道［7］，而本次失效事故具有典型性。

（1）由宏觀分析可知，爆口附近、遠端均發生了明顯的脹粗和壁厚減薄現象，管段處于長期過熱運行狀態。爆管內外壁均覆蓋較厚的氧化層，一旦脫落就會造成管道堵塞而發生爆破，許多學者對此類事故做了深入研究并提出了相關的預防措施［8，9］。而相關研究表明，一方面，12Cr1MoV鋼管內壁的氧化皮與基體結合較致密，不易脫落，因此一定程度上減少了因管道堵塞而發生的爆破事故。但這種由于長期運行而形成的主蒸汽管道內壁氧化皮，其導熱系數僅為母材金屬的十幾分之一，惡化了管子的傳熱性能，極易導致超溫現象，而過熱運行管道中的水蒸氣又會進一步加速合金的高溫氧化，從而惡化超溫現象。另一方面，氧化皮的生成使得管道內流量減小，而流量偏小的環路，介質吸熱量小，管壁溫度也會有所升高，也會惡化管道過熱情況，促進了過熱組織的生成，導致材料性能退化，最終爆管。

（2）管壁可能承受的實際應力遠大于安全許用應力。當管道的工作壓力一定時，過熱運行所引起的脹粗使得管道外徑不斷增大，減薄和氧化皮的生成、增厚也使得實際用于承載的壁厚不斷減小，根據薄壁壓力容器環向應力公式σ＝PD/2t可知，這些因素都會導致管道所受的實際環向應力增大，甚至超過設計工況的安全許用應力。宏觀上也可觀測到爆口處邊緣減薄嚴重，最薄處僅為0.52mm，呈現出過載斷裂模式下的撕裂形貌。

（3）從顯微金相組織觀察，發現爆管段的金相組織珠光體球化較嚴重，導致材料性能大幅下降。12Cr1MoV鋼屬于珠光體低合金熱強鋼，具有較高的熱強性能和持久塑性，常用于制造壁溫≤570℃的受熱面管子和壁溫≤555℃的集箱、蒸汽管道，以及鍋爐大型鍛件。在980～1020℃正火＋720～760℃回火的熱處理工藝下，使用組織為鐵素體＋層片狀珠光體。層片狀珠光體是一種亞穩組織，當長期在高溫下工作時，珠光體中的片狀碳化物會自發地向顆粒狀轉變，即造成珠光體球化，若管線長期過熱運行，組織中會發生嚴重的珠光體球化［10］。由于在成分相同的情況下，球狀珠光體具有較少的相界面，其強度、硬度較片狀珠光體低，故球化的組織會引起鋼材常溫和高溫強度指標值的降低。由表2可知，實驗測試爆管段的組織已發生了不同程度的珠光體球化現象，對在高溫、高壓條件下和油氣介質中長期工作的爐管，當其材質顯微組織發生輕度至中度球化時，對持久強度影響不大，但完全球化的組織會顯著降低鋼的熱強性，即球化程度越嚴重，其常溫和高溫強度指標值降低得愈顯著。而爆口附近的珠光體球化程度已達國標中規定的四級完全球化及以上，從力學性能測試的結果看，材料在服役一段時間后，其性能確實發生了明顯的退化。本實驗中的測量值與GB5310—85相比，屈服強度最高下降42%，抗拉強度最高下降34%，此時應及時更換管線。

綜上分析，過熱運行的爐管由于宏觀形貌和微觀組織上的變化，使得管壁實際承受應力的增大，而自身強度又在降低，最終導致了爐管發生了過載斷裂模式下的失效。

5 結論

（1）爐管失效模式為過載斷裂。主要是由于長期運行的爐管發生過熱，管道脹粗和壁厚減薄明顯，使管子實際承受的環向應力遠高于安全許用值；同時過熱運行也促使組織發生珠光體球化，導致性能退化，最終使得屈服強度和抗拉強度都低于國標規定值30%～40%，導致過載斷裂；另外，內外壁均生成較厚的氧化層，影響管道傳熱性能，使管壁溫度升高，惡化了管道超溫情況。

（2）建議加強管道檢查，定期檢查管道的氧化腐蝕、脹粗、表面微裂紋情況，以減少事故的發生。檢查高溫區管的氧化皮厚度情況，當氧化皮厚超標時，及時換管；檢查高溫區向火面高溫腐蝕情況，發現有嚴重腐蝕部分，打磨測厚，當厚度不能滿足強度要求時更換管子；做直管段脹粗測量，合金鋼管脹粗不能大于原有直徑的2.5%，碳素鋼管脹粗不能大于原有直徑的3.5%［11］；檢查管表面是否有微裂紋，有裂紋時及時找專家評定，做到及時更換。

（3）機組應盡量避免快啟、快冷，使用合適的減溫水；機組停用后，及時做好保養工作，減少和減緩氧化現象。

（4）在不影響使用的前提下，做好過熱器管的壽命預測工作。每隔2～5萬小時，對過熱器監視段割管鑒定，進行金相組織分析和力學性能實驗。當發現珠光體球化嚴重（4～5級），力學性能實驗結果低于標準要求時，及時進行更換。

［1］DL/T 438—2009，火力發電廠金屬技術監督規程［S］.

［2］YB/T 5148—93，金屬平均晶粒度測定法［S］.

［3］DL/T 773—2001，火電廠用12Cr1MoV鋼球化評級標準［S］.

［4］侯峰，徐宏.制氫裝置高溫蒸汽管線材料損傷試驗與可用性分析［J］.2005，（5）：39－43.

［5］史青君，吳素君，劉翊之，等.對流加熱爐管的失效分析［J］.失效分析與預防，2006，（4）：46.

［6］丁曉非，謝忠東，林艾光，等.裂解爐管焊縫開裂原因分析［J］.失效分析與預防，2008，（10）：48.

［7］周雪松.鍋爐“四管”泄漏的預防與控制［J］.華電技術，2008（30）：3.

［8］鈕建新.預防爐管氧化皮的生成、剝離的探討［A］.全國火電大機組（600MW級）技術協作會第十三屆年會論文集［C］.北京：全國火電機組技術協作會，2009.

［9］朱煜.超臨界鍋爐高再管氧化皮脫落分析與解決措施［J］.中國特種設備安全，2008，（7）：64.

［10］劉保國，楊必應.電站鍋爐幾種常見鋼材的金相組織分析［J］.廣西輕工業，2009，（5）：19.

［11］張洪瑜，宋紹河.鍋爐壓力容器檢驗中的安全、技術、焊接工藝措施［J］.電力安全技術，2002，（5）：23.

Analysis of Tube Bursting at Superheater

DOU Ying－ting，LI Jun，ZHANG Zheng
（School of Materials Science and Engineering，Beihang University，Beijing 100191，China）

通過宏觀檢查、脹粗測量、金相組織檢查、室溫拉伸力學性能測試及應力校核，對過熱器爐管爆管原因進行了分析。結果表明：長期運行的爐管內外壁氧化嚴重，影響管道傳熱，加劇了管道過熱運行情況，脹粗、減薄明顯，金相組織已完全珠光體球化，使材料強度低于實際承載應力而發生過載失效。建議加強脹粗和氧化測量，并定期進行金相檢查，及時發現問題，更換管道。

爆管；過熱；應力校核；過載

The failure causes of tube bursting at superheater were analyzed by many tests and several research methods，such as macro inspection，dimensional measurement of tube perimeter change，microstructure examination，mechanical testing and stress check.The results show that the tube is severely oxidized and overheated，which intensifies the situation of overheating operation.Inflation of the tube，thinning of the tube wall and fully pearlite spheroidized microstructure can be observed，and the strength of the material deteriorates significantly.It is concluded that the tube failure mode is overloading.At the same time，some useful suggestions such as periodic measurement of tube perimeter and metallographic examination are proposed，which can be a reference for operation and maintenance.

burst；overheating；stress check；overloading

TK223.3；TG113.25；TG113.12

A

1001－4381（2012）04－0012－05

2011－08－15；

2012－01－06

竇瑩婷（1987—），女，碩士研究生，主要從事壓力管道失效分析工作。

張崢，教授，主要從事材料的失效分析預測預防研究工作，先后承擔多個重大事故的失效原因分析診斷工作，獲得部級科技進步一等獎2項、二等獎1項、三等獎5項，聯系地址：北京市海淀區學院路37號北京航空航天大學材料學院（100191），E－mail：zhangzh@buaa.edu.cn