電站鍋爐超溫爆管原因分析及預防

2018-03-09 08:32:09蘇州熱工研究院有限公司郭曉彬劉獻良彭學文中國特種設備檢測研究院徐光明

電力設備管理 2018年1期

蘇州熱工研究院有限公司郭曉彬劉獻良彭學文中國特種設備檢測研究院徐光明

某電廠1#機組由日本三菱重工株式會社于1997年12月制造并交付，鍋爐采用單爐膛π型露天布置，強制循環方式，四角切圓室燃燃燒方式，設計燃料為BFG、煤粉、油，固態出渣，化學除鹽補給水處理。主蒸汽流量最大連續蒸發量為1210t/h，過熱器出口工作壓力17.24MPa，工作溫度541℃。再熱蒸汽流量為869t/h，再熱器入口工作壓力4.8MPa，工作溫度323℃，再熱器出口工作壓力4.4MPa，工作溫度541℃。

1 背景介紹

機組1999年2月28日投運，累積運行時間大于10萬小時。2017年機組改造后運行中發生爆管。爆管位置為末級過熱器左數第18、19屏夾管下彎頭附近出口段（前往后數第18根），該夾管為SA-213T91與SA-213TP347H對接，規格Φ48.3×8mm，爆漏點位于T91側管子上，具體位置如圖1所示。另外，左數第20屏夾管在與18、19屏爆管同高度位置管段有明顯脹粗。為了對比分析，割取第20屏夾管脹粗段（編號20-18-1，T91）、中間高度段（編號20-18-2，T91）、靠近頂棚段（編號20-18-3，T91），取樣管段見圖2。

圖1 爆漏位置

圖2 取樣管段

2 試驗與分析

2.1 宏觀檢查

兩爆管爆口位置均位于T91側，爆口附近T91管段已明顯脹粗（圖2）。18-18爆口中心距離焊縫邊緣約540mm，19-18爆口中心距離焊縫邊緣約250mm，20-18脹粗管脹粗最大位置距離焊縫邊緣約300mm，測量外徑約61.5mm。兩爆口形貌相似，呈喇叭狀，開口較大，爆口唇部減薄較多，從其爆口形貌來看，爆管具有短時過熱特征。

管段設計規格為φ48.3×8mm，計算得上述三根T91管段的最大脹粗量（不含爆口處）分別約為29.6%、35.0%和27.3%。截取20-18-1、20-18-3部分管段縱向剖開，對管內壁進行檢查，如圖3。20-18-1管段TP347H側內壁氧化皮均勻脫落；20-18-1和20-18-3管段T91側內壁氧化皮均有大面積脫落，氧化皮出現分層。

圖3 部分管段內壁氧化皮脫落情況

2.2 化學成分分析

各管段經化學成分分析，其化學成分見表1，均滿足GB 5310-2008《高壓鍋爐用無縫鋼管》對10Cr9Mo1VNbN（T91）鋼化學成分要求。

2.3 力學性能試驗

2.3.1 室溫拉伸試驗

各管段室溫拉伸試驗結果見表2，爆管18-18爆口附近T91管段及脹粗管20-18-1抗拉強度和屈服強度顯著高于GB 5310-2008對T91相應鋼種10Cr9Mo1VNbN要求，斷后伸長率則低于該標準要求的下限值。其余管段室溫拉伸性能符合GB 5310-2008對相應鋼種規定。

表1 化學成分分析結果

表2 室溫拉伸試驗結果

2.3.2 硬度測試

表3為送檢管段布氏硬度測試結果。硬度測試在金相試面上進行，其中爆管18-18和19-18在遠離爆口的金相1#試樣橫截面進行。爆管18-18、19-18和脹粗管20-18-1均布測試6點，其余管段均布測試4點。

表3 硬度測試結果

由測試結果可見，爆管18-18（硬度均值286.8 HBW）和脹粗管20-18-1（硬度均值311.3HBW）整體硬度值較高，顯著超出DL/T 438-2016對T91鋼管硬度要求（185～250HB），且硬度值分散性較大；爆管19-18硬度較為均勻，平均硬度值156.2HBW，顯著低于DL/T 438-2016規定的下限值185HB；20-18-2硬度均值210.3HBW，20-18-3硬度均值212.1HBW，硬度值均符合DL/T438-2016對相應鋼種硬度要求。

2.4 金相檢驗

（1）爆口金相檢驗

圖4～6為爆管18-18爆口位置金相檢驗結果。由圖可見，裂紋尖端擴展形式為穿晶擴展。爆口附近組織為鐵素體+少量馬氏體+碳化物，組織老化明顯，爆口邊緣鐵素體晶粒明顯拉長變形，有較多沿變形方向形成的微裂紋。爆口對面4#試樣金相組織為馬氏體+少量鐵素體，晶粒度約9～10級。

圖7～9為爆管19-18爆口位置金相檢驗結果。由圖可見，裂紋尖端擴展形式為穿晶擴展。爆口附近金相組織為馬氏體+鐵素體，鐵素體晶粒有拉長變形，并有較多沿變形方向形成的二次微裂紋。爆口對面金相組織為鐵素體+少量馬氏體+碳化物，組織有明顯老化，晶粒度約10～11級。

（2）爆管脹粗段及其他管段金相檢驗

圖10為爆管18-18脹粗段1#試樣硬度最高位置（測點2）及最低位置（測點4）金相檢驗結果。由圖可見，測點2位置金相組織為鐵素體+馬氏體，晶粒度約9～11級；測點4位置金相組織為鐵素體+少量馬氏體+碳化物，組織老化明顯，晶粒度約9～11級。爆管19-18脹粗段金相結果與18-18脹粗段相似。

脹粗管20-18-1硬度最高位置（測點5）及最低位置（測點1）金相檢驗結果：兩測點位置金相組織均為鐵素體+馬氏體，晶粒度約10～11級，測點5位置組織中鐵素體含量略少于測點1。對比管20-18-2、20-18-3和進口段20-17金相檢驗結果：其20-18-2、20-18-3金相組織為回火板條馬氏體，晶粒度約9～11級；10CrMo910材質的進口段金相組織為鐵素體+碳化物，依據標準DL/T 999-2006《電站用2.25Cr-1Mo鋼球化評級標準》，組織球化級別評為4級。

2.6 氧化皮能譜分析

取脹粗管屏20-18-1彎頭處堆積的氧化物置于掃描電鏡下進行能譜分析，大塊狀不含Ni元素的氧化皮應為T91管內壁脫落，細碎狀含Ni元素的氧化皮應為TP347H材質管內壁脫落，詳見圖11～12。因此，TP347H及T91側管段均有氧化物脫落，與宏觀檢驗時發現的內壁氧化皮脫落情況相吻合。

3 原因分析

通過對送檢管段各項理化性能試驗，對試驗結果進行分析：

（1）兩爆口管爆口位置均位于T91一側，爆口附近T91管段已明顯脹粗，兩爆口形貌相似，呈喇叭狀，開口較大，爆口唇部減薄較多，可見爆管宏觀上具有短時過熱特征。

（2）現場在彎頭處割管發現，彎頭處有大量氧化皮堆積，對部分管段內壁氧化皮檢查發現，出口段TP347H和T91管段內壁氧化皮均有明顯脫落，取樣進行能譜分析也可看出，彎頭內堆積的氧化皮來自TP347H和T91兩種材質的管段。

氧化皮在彎頭處發生堆積，會阻礙氣流流通，導致彎頭前方管段的壓力增大，而彎頭后方管段內會出現蒸汽流量減少，使管壁得不到有效的冷卻，金屬管壁溫度上升，管子力學性能下降。因此，氧化皮的堆積，容易導致彎頭及附近區域局部過熱，最終引起過熱最嚴重區域發生短時過熱爆管。

（3）力學性能方面，爆管19-18硬度較為均勻，平均硬度值156.2HBW，顯著低于DL/T438-2016規定的下限值185HB。

爆管18-18脹粗段及20-18-1硬度值、抗拉強度和屈服強度均顯著高于DL/T432-2016和GB 5310-2008對相應鋼種性能要求，斷后伸長率則低于該標準要求的下限值。與20-18-1相連的同一管段20-18-2和20-18-3力學性能符合相關標準要求。

（4）對18-18和19-18爆口及其附近金相觀察可見，爆口附近鐵素體晶粒均有拉長變形，并有沿變形方向形成的微裂紋，表明爆口處微觀上也有明顯的塑性變形特征。

爆管18-18脹粗段和20-18-1均出現鐵素體+馬氏體組織，且強硬度顯著高于標準要求，而遠離爆口的同一根管段20-18-2和20-18-3管段金相組織和強硬度均符合標準要求，組織也未見明顯老化，可見，18-18和20-18-1脹粗段過熱溫度已超出T91材料的相變溫度，表明管段承受局部短時過熱。19-18管段金相組織為鐵素體+碳化物，老化程度較為嚴重。