330 MW亞臨界鍋爐高溫過熱器爆管原因淺析

高清林，郭開勝

(1.福建電力職業技術學院，福建 泉州 362000； 2.福建華電漳平火電有限公司，福建 龍巖 364400)

表1 管樣化學成分 %

0 引言

某電廠330 MW亞臨界汽輪發電機組配備的WGZ1004/18.34-1型燃煤鍋爐，為全鋼結構、露天島式布置、四角布置直流式百葉窗水平濃淡燃燒器、切向燃燒、平衡通風、 熱風送粉、一次中間再熱、亞臨界自然循環汽包爐。該鍋爐在累計運行48 000 h、啟停25次后，爐A側高溫過熱器第一排由外向內數第5圈爐前入口管距底部彎頭約2 m處的迎風面發生爆管。爆管段材質為SA213-T91，規格為?54 mm×8 mm。

1 宏觀形貌分析

爆管從爆口處折彎并向爐后甩出約2 m，爆口沿縱向撕裂，呈喇叭口形，長約90 mm，最寬處約100 mm，如圖1所示。爆口處明顯脹粗，爆口管壁厚度沿圓周方向至爆口邊緣均勻減薄，爆口邊緣較為鋒利，呈現明顯塑性，具有明顯的短期過熱爆管的特征。

圖1 爆口原始形貌

在隨后的清潔度檢查中發現，管子內部存有異物，造成管子內介質流量減小，管子壁溫上升，使管子在高溫下的環向應力超過其材料本身強度而發生爆管，爆管產生的直接原因為短時過熱。

2 化學成分分析

取爆管的鄰管——爐A側第1排由外向內數第6圈入口管(材質為SA213-T91，規格為?54 mm×8 mm)作為對比管樣。爆管管樣編號為#1，對比管樣編號為#2，分別檢測其化學成分，分析結果見表1。爆管管樣和對比管樣的主要化學成分均符合ASTM(美國材料實驗協會)標準中對SA213-T91合金鋼的成分要求，材料與設計材質相符。

3 金相組織分析

圖2是爆管管樣和對比管樣的金相組織圖。圖2a和圖2b是#1管樣爆口附近的縱截面拋光態圖，圖中可見不同大小的點狀夾雜物，夾雜物等級評定為2.5級，基本符合要求。圖2c和圖2d為#2管樣背火面和向火面的顯微組織，兩者無明顯差異，均為回火索氏體+鐵素體，有少量碳化物析出，組織老化等級評為3級。圖2e是#1管樣遠離爆口端的金相組織，為回火索氏體+鐵素體，并有少量碳化物析出。圖2f為#1管樣爆口附近的金相組織，其中碳化物顆粒明顯析出并長大，組織劣化等級評為5級。圖2g顯示#1管樣爆口附近尖角處呈明顯纖維狀及沿纖維狀方向撕裂的裂紋。

圖2 管樣金相組織

表2 管樣硬度HB

表3 管樣拉伸強度

注：≥20，縱向取樣試樣≥20；≥16，橫向取樣試樣≥16。

金相組織分析結果表明，#1爆管爆口組織劣化嚴重，出現長大的碳化物析出，爆口附近分布著密集的縱向細裂紋，管子內外壁有氧化皮，這些均為長期高溫運行所致，說明爐管在爆管前曾長期處于高溫運行狀態。#2管由于長期在高溫下服役，管子金相組織出現碳化物析出等老化現象。根據DL/T 884—2004《火電廠金相檢驗與評定技術導則》組織老化等級評為3級，但并未出現相變組織。

4 力學性能分析

4.1 硬度分析

#1和#2管樣的顯微硬度見表2：#1管樣爆口處硬度偏低，可能與金相組織發生老化有關；#1管樣爆口附近尖角部位硬度較高，可能是由于此處塑性變形最大產生加工硬化所致；#2管樣的硬度要比#1管樣的硬度高，其硬度值符合ASTM SA-213對T91材質硬度的要求。

4.2 強度分析

#1和#2管樣常溫拉伸性能測試結果如表3所示。#2管樣強度明顯高于#1爆管管樣，#1管樣的強度明顯下降，向火面抗拉強度及屈服強度最低，屈服強度值已經不能滿足標準要求。

5 結論

由上可知，爆管管樣的化學成分符合標準要求，爆口處明顯脹粗，管壁厚度沿圓周方向至爆口邊緣均勻減薄，爆口邊緣較為鋒利，呈現明顯的塑性，符合短期過熱爆管特征。金相組織及力學性能分析結果表明，爆管爆口組織劣化嚴重，碳化物析出并長大，爆口附近分布著密集的縱向細裂紋，在高溫蒸汽及煙氣的作用下，管子內外壁有氧化皮生成，力學性能明顯下降，這些現象均為長期高溫運行所致，說明管子在爆管前曾處于長期高溫運行狀態。因此，該高溫過熱器爆管是長期超溫和長期過熱(異物堵管)共同作用所造成的。