火電廠鍋爐水冷壁管失效原因分析

張冰清，田 進，張志博，吳術全，江 峰

火電廠鍋爐水冷壁管失效原因分析

張冰清1，田 進1，張志博2，吳術全1，江 峰1

（1.西安交通大學金屬材料強度國家重點實驗室，陜西 西安 710049； 2.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054）

針對某火電廠鍋爐水冷壁管局部開裂鼓包導致泄漏的情況，通過化學成分分析、金相組織、維氏硬度、掃描電鏡及能譜分析等試驗方法，對水冷壁管進行取樣分析。結果表明：爐水局部濃縮產生酸性環境，使水冷壁管內壁受到腐蝕，引起內部脫碳，并在內壁處產生微裂紋，造成氫損傷，是導致水冷壁管開裂及鼓包的主要原因；Cl–對水冷壁管內壁也有一定的腐蝕作用，造成管壁減??；水冷壁管局部過熱導致該區域外壁組織老化，即珠光體球化，但這并未對管樣的力學性能產生嚴重影響。

鍋爐；水冷壁；氫損傷；脫碳；微裂紋；腐蝕；局部過熱

鍋爐作為火電廠的三大主要設備之一，其安全性和穩定性是電力生產至關重要的因素。據資料顯示，鍋爐的事故占有率達到整個火電機組的40%以上[1-3]，由于鍋爐“四管”（水冷壁管、過熱器管、再熱器管、省煤器管）失效造成的突發事故占鍋爐事故的70%以上[4]，而“四管”故障中40%發生在水冷壁管[5]。水冷壁由多根水冷壁管焊接而成，構成蒸發受熱面，通過管內介質的流動，吸收爐膛中高溫火焰及煙氣的輻射熱量，降低爐墻的溫度，避免爐墻過熱，從而達到保護爐墻、保證其服役壽命的目的。結合水冷壁的工作原理、服役環境以及各類失效實例綜合分析，將水冷壁管失效原因歸結為長期過熱、短期過熱、高溫腐蝕、酸堿腐蝕、氧腐蝕、氫腐蝕、氯腐蝕等[6-7]。由此可見，鍋爐水冷壁管失效的原因眾多且存在多種原因共同作用下錯綜復雜的情況。因此，研究鍋爐水冷壁管失效的原因以及采取相應的預防措施，對保證火電機組的安全運行有非常重要的指導意義。

1 試驗方法

某電廠2號鍋爐系英國Babcock公司生產的亞臨界參數、一次中間再熱、單汽包自然循環煤粉鍋爐，采用全懸吊鋼結構型式，采用“W”火焰燃燒方式。水冷壁設計材質為BS3059 Grade440，類似于國內的碳錳鋼。該鍋爐累計運行15萬h時在A側墻與后墻夾角位置標高15 m（圖1）發生泄漏，泄漏部位的水冷壁管為66.7 mm×7.1 mm的內 螺紋管。

圖1 發生泄漏區域

在保證失效部位免受污染的情況下，將管樣割開，觀察其內外壁及失效部位宏觀形貌，并在未失效處、爆口及鼓包處取樣制備金相試樣，在爆口處取微觀斷口試樣，對管樣進行化學成分分析；利用Nikon ECLIPSE MA200倒置金相顯微鏡觀察各試樣的顯微組織形貌；利用HITACHI SU6600掃描電子顯微鏡觀察原始爆口及其用質量分數為20%檸檬酸溶液清洗后爆口的微觀形貌；利用EDAX能譜儀對爆口腐蝕產物進行能譜成分半定量分析；利用寶棱HVS-502/LCD維氏硬度計測試各試樣的維氏硬度，載荷為49 N，保載時間為15 s；根據GB/T 228.1—2010[8]，管樣未失效段背火面取板狀拉伸試樣，利用MTS880型電液伺服材料試驗機對管樣進行室溫拉伸性能試驗。

2 試驗結果及分析

2.1 宏觀觀察

水冷壁管樣宏觀照片及失效處宏觀形貌見圖2。管樣向火面有一處長約11 cm的爆口，呈厚唇型，爆口邊緣為鈍邊且變形很少，管徑無明顯脹粗；在爆口上游約10 cm處有直徑約3.5 cm的鼓包，變形明顯，鼓包附近焊縫內壁有突起異物（圖2d)），可能是焊接過程中引入；爆口與鼓包管壁均減薄 嚴重，測量發現壁厚由原7.1 mm減薄至最薄約 3.0 mm；失效處內壁均有較嚴重的呈剝離狀垢層，其結構疏松，與金屬基體間有明顯空腔，如圖2b)、圖2c)所示。

圖2 水冷壁管失效情況

2.2 化學成分分析

在管樣入口段未失效處取樣并進行化學成分分析，結果見表1。由表1可見，該管樣的化學成分符合標準BS 3059.2—1990[9]對Grade440規定。

表1 管樣化學成分分析結果

Tab.1 Composition analysis of the tube material w/%

2.3 微觀組織分析

在管樣向火面未失效處取樣，作為對照組，觀察其金相組織。未失效處管樣的組織為鐵素體和珠光體的混合組織，組織無明顯異常。然后對管樣爆口和鼓包處橫截面拋光試樣進行金相觀察，結果如圖3所示。

由圖3可見，管樣爆口處和鼓包處橫截面內壁存在大量徑向微裂紋，且有匯聚相連擴展的趨勢，而管樣外壁未觀察到明顯裂紋。由此可以證明裂紋是由內壁向外壁擴展；根據橫截面上裂紋方向，并結合裂紋擴展方向，可判斷裂紋與爆口開裂方向一致，微裂紋在應力作用下擴展并連接成宏觀裂紋，引起管樣泄漏甚至爆裂。進一步對侵蝕后的金相試樣進行觀察，發現兩處內壁微裂紋均為沿晶裂紋。

圖3 管樣內壁沿晶微裂紋

圖4為管樣內壁脫碳層的形貌。由圖4可見，管樣內壁組織老化特征不明顯，但有一定程度的脫碳現象，爆口附近脫碳層深度在800mm以上，而鼓包附近的脫碳現象更為嚴重，脫碳層深達900mm以上。管樣外壁的金相組織如圖5所示，與珠光體球化評級標準對比，發現爆口附近外壁組織老化珠光體球化達2級，即有球化傾向；而鼓包附近外壁珠光體中大多數碳化物呈顆粒狀，晶界上的碳化物呈鏈狀分布，珠光體球化較為嚴重，球化程度達4~ 5級，即達到中度球化甚至完全球化。管樣微觀組織未發現明顯的晶界孔洞等微觀結構異?，F象，因此可以排除蠕變損傷的可能性[10]。

圖4 管樣內壁脫碳層

圖5 管樣外壁金相組織

珠光體耐熱鋼在高溫環境下服役時，原子的運動較為劇烈，其擴散速度加快，滲碳體會由能量較高的片層狀向能量較低的球粒狀轉化，因此珠光體球化是必然趨勢；球化后的碳化物尺寸不斷增大并呈鏈狀分布，這是碳化物的聚集現象。由于晶界上能量高，原子擴散速度快，晶界上更易發生珠光體球化和碳化物聚集的現象。研究表明，珠光體球化會削弱鋼的室溫抗拉強度和屈服強度[11]。本文水冷壁管材料屬于碳錳鋼，Fe、Mn均屬于弱碳化物形成元素，其碳化物穩定性較差，非常容易發生轉變、溶解和析出等現象，并有較大的聚集長大速度。文獻[11]研究表明，溫度對珠光體球化有非常顯著的影響，其影響關系式為

式中：為完全球化所需的時間，h；為鋼的運行溫度，K；為由鋼的化學成分和組織狀態決定的系數；為珠光體的常數。

由式(1)可見，珠光體完全球化的時間隨溫度升高呈指數減少。鼓包處外壁組織珠光體球化較明顯，而爆口處外壁組織僅出現珠光體球化傾向，且未失效處管樣外壁組織并未發現明顯珠光體球化現象，說明鼓包處外壁曾發生局部過熱，并達到一定時間，導致該區域珠光體球化嚴重。

為進一步確定管樣失效的主要原因，對原始爆口微觀形貌進行觀察（圖6），并對爆口腐蝕產物進行能譜成分半定量分析。由圖6可見，原始爆口表面附著物較厚，原始形貌遭到一定程度破壞，但仍可觀察到沿晶斷裂等脆性斷裂的特征。在掃描電鏡下觀察清洗后的爆口，可以觀察到類似冰糖塊狀花樣，這是沿晶斷裂的典型特征。

圖6 清理前后爆口斷口SEM圖

對爆口內壁腐蝕產物和基體進行微區成分半定量能譜分析，能譜分析位置如圖7所示，分析結果見表2。由圖7和表2可知，爆口內壁垢層主要由鐵的氧化物構成。另外觀察到在爆口內壁上附著一些腐蝕產物，能譜結果顯示該腐蝕產物主要為鐵的氧化物，但其中含有較高的Cl元素。

圖7 爆口內壁腐蝕產物及基體能譜分析位置

表2 爆口內壁腐蝕產物及基體能譜分析結果

Tab.2 The result of EDS of the corrosion products on the inner wall and the matrix w/%

2.4 力學性能分析

根據標準BS 3059.2—1990[9]、BS 3059-GR440的抗拉強度為440~580 MPa，根據德國標準DIN 50150—2000[12]將抗拉強度換算為維氏硬度，其維氏硬度標準約為137.5~181.3。分別對完好管樣的向火側、背火側以及爆口、鼓包處試樣進行維氏硬度測試，未失效處管樣及鼓包處外壁的維氏硬度約為147，爆口外壁的維氏硬度約為176，硬度基本符合標準。通過對比未失效處管樣與鼓包外壁的硬度，可以發現鼓包外壁雖然有較嚴重的珠光體球化現象，但對該區域的硬度無明顯的影響。然而爆口處和鼓包處內壁的硬度均明顯低于標準，維氏硬度僅120左右。失效處內壁的硬度值偏低，與內壁脫碳以及微裂紋有關。

在鍋爐水冷壁管未失效處的背火面取2個板狀拉伸試樣，進行常溫拉伸性能試驗，結果見表3。由 表3可見，管樣的屈服強度在259 MPa以上，抗拉強度為485 MPa，斷后延伸率超過23.5%?？梢?，管樣的拉伸性能指標均符合標準BS 3059.2—1990[9]要求。

表3 拉伸試驗結果

Tab.3 Tensile properties of the samples

綜合上述所有測試結果，未失效管樣的化學成分、微觀組織、各項力學性能均符合標準要求，說明管樣整體性能良好、服役情況正常，出現爆口、鼓包等失效現象屬于管樣局部失效問題。

3 失效原因分析

管樣失效處內壁有較嚴重的垢層，垢層結構疏松，與金屬基體間有明顯空腔；垢層以鐵的氧化物和腐蝕產物為主；失效處內壁有大量沿晶微裂紋，且裂紋附近存在明顯脫碳現象，而爆口邊緣為脆性斷口，氫損傷特征明顯。鍋爐水冷壁管在運行期間，爐水容易在熱負荷較大的位置，如爐管的向火側等處的沉積物下面、縫隙中間等部位濃縮，當爐水局部濃縮產生酸性環境時，內壁表面的金屬被腐蝕，形成以Fe2O3為主的腐蝕產物，同時產生氫，其反應式為Fe+2H+→Fe2++H2。氫擴散到金屬中，與金屬組織中珠光體內部的碳化物反應產生CH4，引起內部脫碳，其反應式為Fe3C+2H2→ 3Fe+CH4。產生的CH4容易在金屬基體中晶界的空穴、夾雜物等附近聚集，從而產生較高的局部應力，使得金屬產生裂紋、龜裂等，同時鋼材的強度和韌性也會顯著下降，造成脆性破壞即氫損傷。隨著氫損傷的不斷發展，管樣易發生鼓包；在氫損傷后期，管樣內壁的微裂紋越來越多，微裂紋連通直至發生管樣爆裂[13-15]。

水冷壁管氫損傷一般不會造成管樣壁厚減薄，而本文管樣失效處壁厚減薄程度明顯，說明除氫損傷外，還存在其他因素管樣失效。爆口內壁能譜顯示內壁附著含Cl較高的腐蝕產物，可以推斷Cl–對管樣內壁的腐蝕作用也是管樣產生鼓包甚至爆裂的原因之一。Cl–易在表面缺陷處（微裂紋、夾雜等）富集，局部形成酸性環境，內壁疏松的氧化膜作為陰極，暴露的金屬作為陽極被消耗，使腐蝕向內擴展，造成管壁減薄。研究表明，當Cl–濃度大于一定值時，Cl–在金屬表面的競相吸附優于OH–，大量Cl–吸附在金屬表面，表面鈍化膜的修復速度低于其被破壞速度，金屬表面開始出現白色點狀，即為蝕核，鈍化膜被破壞，繼而形成點蝕，最終造成基體金屬被消耗，即管壁減薄[16]。

此外，鼓包處外壁組織存在明顯的老化現象，主要是由于內壁垢層較厚，影響傳熱，導致外壁長期處在超溫狀態，加速了材料的老化；但是，鼓包外壁顯微組織未觀察到晶間孔洞、晶間裂紋等蠕變損傷的特征，鼓包外壁處的硬度也沒有明顯降低的情況，表明外壁組織老化并非導致鼓包的主因。在管樣焊縫內側發現明顯異物，為管樣焊接過程所致，表明管樣焊接過程質量控制不佳，該異物可能影響附近水質流動。

4 結論與建議

通過對水冷壁管BS 3059-GR440失效分析，認為水冷壁管在服役過程中，由于爐水局部濃縮產生酸性環境，內壁受到腐蝕，引起內壁脫碳，產生微裂紋，即造成氫損傷，是引發水冷壁管開裂及鼓包的主要原因。水冷壁管壁減薄是由于爐水中Cl–對管內壁有一定的腐蝕作用。另外，水冷壁管局部由于垢層過厚，曾發生過熱，導致該區域外壁珠光體球化嚴重，但這并未對水冷壁管的整體性能產生嚴重影響。

為減少此類失效事故的發生，提出以下建議：1）控制水質，能有效減少管內結垢，防止局部過熱，同時降低腐蝕性離子（如Cl–）在缺陷處富集的可能性；2）根據水冷壁管內結垢情況，及時安排酸洗清理管內壁垢層，但要避免殘留酸液，且規范設備停爐保護；3）加強管樣焊接過程質量控制；4）加強溫度監控，避免超溫運行。

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Failure analysis for boiler water wall tubes in thermal power plants

ZHANG Bingqing1, TIAN Jin1, ZHANG Zhibo2, WU Shuquan1, JIANG Feng1

(1. State Key Laboratory for Mechanical Behavior of Materials, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. Xi’an Thermal Power Research Institute Co., Ltd., Xi’an 710054, China)

Against the leakage caused by local cracking drum of boiler water wall tubes in a thermal power plant, several test methods such as chemical composition analysis, metallurgical structure analysis, Vickers hardness analysis, scanning electron microscopy and energy spectrum analysis were carried out to find out the reasons. The results show that, under the acid conditions resulted from localized concentration of boiler water, the inner wall of the water wall tube is corroded, causing inner decarburization and micro crack on the inner wall. Such hydrogen damage results in cracking drum of the boiler tube. Moreover, Cl– has a certain corrosion effect on the waterwall’s inner wall, which causes thinning of the tube wall. In addition, local overheating of the water wall tube results in aging of the outer wall, namely spheroidization of the pearlite, but this does not have a serious influence on mechanical properties of the tubes.

boiler, water wall, hydrogen damage, decarburization, micro crack, corrosion, local overheating

TK223.3; TG115

A

10.19666/j.rlfd.201808170

張冰清, 田進, 張志博, 等. 火電廠鍋爐水冷壁管失效原因分析[J]. 熱力發電, 2019, 48(5): 97-101. ZHANG Bingqing, TIAN Jin, ZHANG Zhibo, et al. Failure analysis for boiler water wall tubes in thermal power plants[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(5): 97-101.

2018-08-27

張冰清(1994—)，女，碩士研究生，主要研究方向為粉末鍛造及管件失效分析，bqzhang31@stu.xjtu.edu.cn。

江峰(1973—)，男，博士，教授，主要研究方向為粉末鍛造及高熵合金, jiangfeng@mail.xjtu.edu.cn。

（責任編輯 杜亞勤）