末級過熱器爆管失效分析

摘要：經分析發現，末級過熱器鋼管爆口處金相組織老化，爆口內壁氧化物為飽和狀態，因此管子中異物或氧化物脫落堵塞導致的短時超溫過熱是鍋爐末級過熱器爆管的主要原因。應查找堵管異物，檢測鍋爐在啟機過程中的溫升速率及停機過程中的冷卻速度，避免類似事故再次發生。

關鍵詞：末級過熱器；爆管；長期過熱；高溫蠕變；鍋爐檢測 文獻標識碼：A

中圖分類號：TK22 文章編號：1009-2374（2016）03-0059-03 DOI：10.13535/j.cnki.11-4406/n.2016.03.030

1 概述

2012年9月4日上午10時，佛山市南海京能發電有限公司3#爐發生爆管事故導致緊急停爐，給該廠的正常運行帶來較大影響，所幸未造成人員傷亡。

該鍋爐為哈爾濱鍋爐廠有限公司生產的HG-1100/17.5-YM33型亞臨界參數、一次中間再熱、倒U型布置的自然循環汽包爐，采用煤粉室燃、平衡通風、四角切圓燃燒方式，設計燃料為煙煤。鍋爐前部為爐膛，四周布滿膜式水冷壁。鍋爐尾部豎井為單煙道，噴水減溫控制過熱汽溫及再熱汽溫，連續固態排渣，鋼管式空氣預熱器，全鋼架構，高強螺栓連接，露天布置。尾部豎井煙道中交錯布置低溫過熱器、單級省煤器和空氣預熱器。該爐于2010年1月投入運行，至今已運行約1.5萬小時。經檢查發現，發生爆管事故的管子為末級過熱器管。由于本次爆管造成過熱器損壞面積較大，為確定末級過熱器發生爆管事故的原因，以便采取有效措施避免再次發生同類事故，廣東省特種設備檢測院佛山分院對爆管的末級過熱器管進行取樣，通過對樣品進行爆口宏觀分析、壁厚測定、化學成分分析、力學性能檢測、金相檢驗等檢測技術，結合該爐安裝資料和運行記錄等資料，得出了末級過熱器發生爆管失效的原因，提出了導致末級過熱器爆管的三種可能性，并給使用單位提出了相應的意見和建議。

2 事故概況

2012年9月4日上午10點，運行部告知#3爐可能有地方爆管，經現場聽響聲確認為末過或末再位置，11點通知運行停爐，運行申請中調停爐，11點40分中調同意停爐，#3爐開始滑參數停機，13點11分#3機缸溫400℃，打閘停機，悶爐8小時，當晚9點開人孔冷卻。經現場檢查發現，發生爆管事故的管子為末級過熱器管。

3 檢驗內容和分析

本次爆管造成多根末級過熱器管損壞，維修時從23、24、25排迎火面向里每排割8根1m長的管子，其中25排第7根割了9100mm長進行了更換。割下來的管子外觀見圖1（a），從圖中可以看出，25-7管的破口最大，位于管排左側面（屬于向火面），管壁未見明顯減薄跡象。其余管外壁有明顯吹損減薄，管壁減薄最嚴重的部位有小破口，破口均位于管排右側面向25-7管大破口位置，由此可判定25-7管破口為主爆口，其余管減薄嚴重部位出現的小破口均為由主爆口吹損減薄造成的。

為查清主爆口爆管原因，我們截取了主爆口及附近減薄嚴重的4根1m長的過熱器管進行失效分析，根據管排位號對4根管進行編號，分別標記為25-7、25-6、25-8、24-5。

我們對上述送檢樣品管分別進行了爆口宏觀形貌分析、壁厚測定、脹粗量檢測、化學成分分析、力學性能檢測、硬度測定、金相檢驗等檢測技術，并對該鍋爐安裝資料、鍋爐運行記錄等相關資料進行了核查。

3.1 爆口宏觀形貌分析

25-7主爆口宏觀形貌見圖1（b）～1（d），破口部位管壁沒有明顯減薄特征，破口附近的管徑有明顯的漲粗跡象，管外壁有一層厚度約為0.8mm的堅硬致密的黑色樹皮紋氧化皮，破口周圍的氧化皮已部分剝落，表面有多條與破口平行的縱向皺褶。破口尺寸為105mm×37mm，呈脆性厚唇式形貌，破口斷面粗糙而不平整，邊緣是鈍邊且不鋒利，管內壁光滑。從主爆口宏觀形貌來看，呈現脆性開裂，具有典型的長期過熱爆管特征。

3.2 壁厚測定

經對送檢樣管外壁進行壁厚測定，測厚結果見表1。從測厚結果可以看出，25-6、25-8、24-5三根管未吹損部位的最薄壁厚為8.4mm，未發現明顯減薄，實測最小壁厚滿足強度計算中最小理論計算壁厚的要求。25-7管破口附近管段最薄壁厚為7.5mm，爆口部位最薄處為6.2mm，實測最小壁厚已不滿足強度計算中最小理論計算壁厚的要求。

另外根據廣州帕理檢測技術有限公司對22排～26排管前起1～4根管的測厚結果顯示，所測末級過熱器管壁均未發現明顯減薄。

3.3 力學性能分析

通過對25-7、25-6兩根樣管進行室溫力學性能檢測，檢測結果見表2：

從檢測結果我們可以看到，發生爆管的25-7樣管屈服強度值已明顯降低，且接近標準要求的下限；其抗拉強度比標準最低值低16%，已不滿足標準要求，硬度值也比標準要求最小值低21HB，已不滿足DL/T438-2009中的相關要求，材料性能退化明顯。25-6樣管力學性能未發現異常。

3.4 金相分析

通過對25-7管爆口橫截面、25-6管橫截面進行金相組織分析，金相圖分別見圖2（a）～2（c）和圖2（e）～2（f）。

25-7管爆口橫截面外表面未見蠕變裂紋，但有明顯可見的蠕變孔洞，內表面未見蠕變空洞，見圖2（a）；破口部位金相組織為鐵素體+析出碳化物，蠕變損傷已達到方向性蠕變孔洞級別，破口外表面呈等軸狀晶粒，見圖2（b）、2（c）；遠離爆口位置未見蠕變孔洞，珠光體球化級別為5級，見圖2（d）；由金相組織分析結果可知25-7管材質已嚴重劣化。

25-6管橫截面金相組織為鐵素體+珠光體，其球化級別2.5級，晶粒度7級，見圖2（e）；內表面邊緣呈半脫碳狀，半脫碳層厚約0.17mm，見圖2（f）。從金相分析可知25-6管金相組織正常，材質未發現劣化。

4 末級過熱器爆管機理分析

綜合上述分析我們可知，25-7管爆管是由于長時過熱致使管材材質劣化并最終導致爆管。長時過熱導致爆管的機理如下：

長期過熱是指管壁溫度長期處于設計溫度以上而低于材料的下臨界溫度AC1，超溫幅度不大但時間較長，管子發生碳化物球化，持久強度下降，蠕變速度加快，使管徑均勻脹粗，最后在管子的最薄弱部位導致脆裂的爆管現象。

長期超溫爆管主要發生在高溫過熱器的外圈和高溫再熱器的向火面。在不正常運行狀態下，低溫過熱器、低溫再熱器的向火面均可能發生長期超溫爆管。

末級過熱器管壁在長期超溫過熱情況下，管子母材中的碳化物及合金元素向晶界等高能量區域轉移，導致大量碳化物的析出和聚集長大，并呈鏈狀分布及碳化物的球化現象。晶界上析出的碳化物和其他雜質促進蠕變孔洞的形成，并最終形成蠕變裂紋，與高溫氧化共同作用，使鋼管的高溫強度和韌性迅速下降，在管內亞臨界的過熱蒸汽壓力下導致鋼管脆性爆管。從蠕變空洞和晶粒變形特征可判斷裂紋起源于管外壁的蠕變空洞擴展形成的縱向蠕變裂紋和高溫氧化裂紋，并進一步向內表面擴展，材質已嚴重劣化的管子在管內蒸汽壓力作用下拉伸脹粗，導致管內壁晶粒的拉伸變形，當無法承受內部蒸汽壓力時最終產生脆性爆管。

長時超溫爆管根據工作應力水平可分為三種：高溫蠕變型、應力氧化裂紋型、氧化減薄型。根據爆口特征可知本次末級過熱器爆管符合高溫蠕變型爆管特征。

5 末級過熱器25-7管長期過熱原因分析

長時過熱的根源在于長期超溫運行，過熱器管的長時過熱是由于冷卻工質循環不夠充分，煙溫過高或材料性能不適應實際工況等原因逐漸形成的，這些不正常條件通常是由下列狀況所造成的：（1）異物堵塞管子；（2）管內汽水流量分配不均；（3）鍋爐煙道堵阻造成局部熱負荷偏高；（4）管子內部結垢、雜質而限制管內的冷卻工質流量并降低傳熱能力；（5）錯用材料；（6）最初設計不合理。

通過上述分析可以發現本次末級過熱器爆管有以下五個特點：（1）本次末級過熱器爆管位置為從左往右數第25排，從前向后數第7根管側面爆管，爆管位置不在工況最差的最外圈管向火面；（2）爆口宏觀形貌符合長時過熱斷口特征，再加上管外壁厚度達0.8mm的黑色氧化皮，說明該處的末級過熱器管長期在高溫下運行，存在較嚴重的過熱氧化現象；（3）從壁厚檢測數據可知，25-7管外壁無磨損減薄跡象而只是由于蠕變脹粗導致管壁減薄，附近的管子除吹損部位外壁厚均未發現明顯的減薄；（4）發生爆管的25-7管的力學性能已下降至不能滿足標準要求，而其余管的力學性能則未發現異常，符合標準要求；（5）25-7管金相組織顯示珠光體已嚴重球化，管外壁出現方向性蠕變空洞，材料劣化嚴重，其余管的金相組織均未發現異常。

從上述特點可以確定，出現長時過熱的只有25-7管，其余管均未發現明顯的長時過熱跡象。爆管管位具有一定的偶然性，由此可判斷導致25-7管爆管的原因應為25-7管過熱蒸汽流量較少所致。

6 結語

綜上所述，本次末級過熱器管25-7發生爆管是由于長時過熱引起的，屬于高溫蠕變型長時過熱。引起25-7管長時超溫過熱最有可能的原因是由于25-7管下彎頭存在異物或彎管圓度超標造成管子彎頭處通流面積變小，過熱蒸汽流量變小導致壁溫升高，產生長期超溫過熱，最終在管子薄弱部位產生泄漏，造成長時過熱爆管。

作者簡介：陳祥龍（1973-），男，廣東省特種設備檢測研究院佛山檢測院工程師，研究方向：電站鍋爐。

（責任編輯：陳 潔）