鍋爐壁式再熱器爆管泄漏原因分析

李久航

摘要：四川某火力發電廠300WM機組的#32鍋爐壁式再熱器爆管泄漏，引起機組“非停”。對壁式再熱器失效管樣進行試驗分析，結果表明該鍋爐壁式再熱器管失效是由于其向火側存在嚴重過熱，抗疲勞強度降低，在交變熱應力作用下使得該管段發生熱疲勞破壞所致。為了防止此類失效問題繼續發生，提出了相應措施和建議。

關鍵詞：壁再交變熱應力熱疲勞? ? 過熱

1前言

四川某火力發電廠鍋爐為東方鍋爐廠生產的DG1025/17.4-Ⅱ4型，亞臨界參數，四角切圓（逆時針旋轉）低氮燃燒方式、自然循環汽包爐。在BMCR工況下，再熱蒸汽流量844.1t/h，進/出口壓力為3.80/3.63 MPa，進/出口溫度為327/540℃。

#32機組于2008年6月投產，運行62089小時。2019年12月中旬完成B級檢修后，連續運行時間174天。泄漏前，機組負荷184MW，再熱蒸汽壓力2.05 MPa，溫度535℃，汽機背壓4.5 KPa，機組保護全部投入。

2現場檢查

（1）停爐冷卻后檢查發現，壁再左-1（左側墻爐后往爐前數第1根管，簡稱壁再）在標高44.96米處泄漏。泄漏點向爐后及左側方向沖刷附近貼墻水冷壁，致使水冷壁管泄漏2根，嚴重減薄5根（左側爐后往爐前數第10～16根）。

（2）經對壁再右-1（右側墻爐后往爐前數第1根管）檢查發現，右-1存在彎曲變形，其表面未發現結焦。

3試驗分析

3.1宏觀檢查

（1）爆口上方第一個活動節點（46.3m）處，壁再左-1與左-2之間連接焊縫已經松脫，該管段發生明顯彎曲變形。

（2）壁再左-1斷口宏觀特征：斷口面平齊，向火側表面結焦較背火側嚴重，肉眼可見斷口處下方1000mm范圍存在橫向裂紋有4條，從上向下分別編號為#1、#2、#3、#4，其長度分別為35、50、40、45mm。用角磨機打磨氧化層后露出金屬光澤，向火側外壁氧化程度比背火側嚴重，向火側外壁發現存在多條橫向裂紋，裂紋方向與管子軸線垂直，呈密集平行分布。

（3）管段取樣宏觀特征：在距#3號裂紋往下80mm管段處取樣75mm，經打磨露出金屬光澤后，發現其表面長度不一的12條裂紋，最大長度13mm，最小長度3mm。

（4）管段取樣剖面宏觀特征：在距#4號裂紋往下80mm管段處取樣25mm，沿著縱向剖開該管段發現向火側存在由表向里延伸的大量細微裂紋，背火側未見裂紋。

3.2脹粗測量

對爆口相鄰上下管段采用游標卡尺進行脹粗測量，壁再規格為φ60×4，上段脹粗值60.10mm，外徑蠕變應變比值0.17%，下段脹粗值60.80mm，外徑蠕變應變比值1.33%。其脹粗量符合《火力發電廠金屬技術監督規程》DL/T438-2016中低合金鋼管外徑蠕變應變值小于2.5%要求。

3.3變形量

對取樣管段2.68米進行彎曲變形值的測量，變形值56mm，變形比值2.1%，其變形量超過《鍋爐定期檢驗規則》TSG G7002-2015中變形比值2%要求。

3.4材質分析

對爆口相鄰上下管段采用x射線直讀熒光光譜儀進行合金元素成份分析，壁再材質為12Cr1MoV。其主要合金元素Cr、Mo、V含量符合《高壓鍋爐用無縫鋼管》GB/T5310-2017中12Cr1MoV要求。

3.5金相組織分析

（1）采用線切割的方式在#1-#4裂紋處取環狀試樣4個，分別編號為SY1、SY2、SY3、SY4，機械拋光后，用4%硝酸酒精腐蝕制成金相試樣，采用蔡司光學顯微鏡分別在500倍下觀察金相顯微組織形貌。

結果表明：試樣SY1～SY4兩側母材組織均為鐵素體+珠光體。其中向火側珠光體形態接近于完全消失，碳化物在晶界呈鏈狀分布，球化級別4級～4.5級;背火側珠光體區域顯著分散，邊界線變模糊，晶界碳化物增多，球化級別3級～3.5級。

（2）在距#4裂紋向下管段80mm處取樣對管子縱向剖開，割取縱截面試樣25mm，在鑲嵌機鑲嵌并經粗磨、細磨、拋光、浸蝕后，用蔡司光學顯微鏡分別在100倍、200倍、500下觀察其形貌。

結果表明：裂紋由外壁向內壁擴展，最深為1.83mm，裂紋走向基本與管壁垂直，呈穿晶擴展，裂紋前段尖銳。

3.6硬度分析

對金相取樣#3號裂紋的橫截面采用臺式數顯布氏硬度計進行檢驗，測試結果：向火側硬度137HB、140HB、135HB，處于標準下限值，背火側硬度170HB、173HB、169HB滿足《高壓鍋爐用無縫鋼管》GB∕T5310-2017中規定的12Cr1MoV硬度要求（135-195HB）。

3.7垢樣分析

對裂紋區附著結焦垢樣進行X射線衍射分析，未發現腐蝕產物，其垢樣主要成分為二氧化硅，含量為5.7%，三氧化二鐵，含量為56.1%，四氧化鐵鎂，含量為38.2%。

4原因分析

4.1壁再受熱分析

（1）由于煤粉氣流殘余旋轉，四角切圓燃燒煤粉鍋爐會在爐膛上部左右側出現熱偏差。對鍋爐運行溫度進行現場測試，機組在180MW負荷下，#32鍋爐壁再管左-1爆口附近的煙溫高于右-1相應位置煙溫50～60℃;壁再左側出口蒸汽溫度也高于右側8～10℃。又由于壁再管左-1和右-1向火面積較大，管內蒸汽流速較低，加之壁再管左-1附近煙溫偏高，使得壁再管左-1向火側局部超溫。

（2）由于壁再左-1處于壁再進出口聯箱端部，再熱蒸汽在其端部靜壓差異，存在流量不勻，從而使集箱端部附近的管子流量減少，造成壁再左-1壁溫偏高。

（3）由于機組長期低負荷運行，以及向工業園區供熱，汽源點來自高壓缸排汽的冷段，這樣導致再熱蒸汽流量降低，不能有效帶走壁再管壁熱量，加重璧再熱負荷，因此不能有效降低壁再壁溫。

依據鍋爐廠文件要求，“再熱冷段供熱抽汽量應當處于5%～6%的進汽量才能將再熱系統壁溫維持在合理的范圍。”在機組常用負荷下（180MW左右），鍋爐廠推薦的安全抽汽量應為23.7～28.4t/h。據電廠提供2020年2月～6月數據分析，平均供汽量30t/h左右。每日小時平均供汽量變化波動幅度很大。

試驗數據表明：①供汽量長時間處于超出設計范圍;②供汽量存在波動。供汽量的超設計值和供汽量的波動會直接造成壁再管壁超溫和溫度波動。

4.2壁再熱應力分析

當金屬材料工作溫度或膨脹系數有差別時，各部分膨脹和收縮會相互約束而產生附加溫度應力也稱熱應力，溫差越大，熱應力越大，反之亦然。

（1）鍋爐在啟動過程中壁再受熱膨脹，停爐過程中，壁再冷卻收縮。壁再在啟停爐過程中承受交變熱應力（低周），啟停次數越多，疲勞損傷也越大。

（2）壁再向火側壁溫高于背火側壁溫，造成向火側膨脹量大于背火側膨脹量。使得壁再向向火側彎曲，向火側外表面承受拉應力，背火側外表面承受壓應力。

（3）供熱管線供熱量的變化，造成壁再流量時大時小，使得壁再管壁存在交變熱應力。

（4）經現場對壁再附近溫度測試表明，煙氣溫度存在一定量周期性變化，也導致壁再管壁存在交變熱應力。

4.3綜合原因分析

（1）宏觀檢查，壁再向火側外表面存在大量密集的平行橫向裂紋，且裂紋走向由外向里擴展，管壁上的裂紋形貌具有典型的熱疲勞裂紋特征。

（2）根據壁再受熱分析和受力分析可知壁再管壁存在交變熱應力。

（3）根據失效壁再管段的金相試驗表明：該管段存在過熱。向火側過熱程度遠高于背火側;可見裂紋縫隙內有大量高溫氧化腐蝕產物，表明有長時過熱現象。

（4）垢樣分析結果表明只有高溫氧化腐蝕產物，無其它腐蝕產物，說明不存在腐蝕破壞。

（5）壁再管左-1爆口附近的煙溫高于壁再管右-1相應位置的煙溫50～60℃;壁再左側出口蒸汽溫度也高于右側出口蒸汽溫度8～10℃。這說明壁再右-1管段承受的熱負荷低于壁再左-1管段承受的熱負荷。

（6）壁再管左-1較本側其它壁再管的向火面積較大，管內蒸汽流速較低，且其附近煙溫相對偏高，使得壁再左-1管向火側局部承受較大熱負荷，本側其它壁再管承受的熱負荷較小。

從以上分析可知，該管段存在嚴重過熱致使其抗熱疲勞破壞能力降低（疲勞強度下降），又由于壁再失效管段存在交變熱應力，使得該管段具備熱疲勞損傷條件。

5結論及建議

根據以上試驗分析，壁再管段失效原因是由于其向火側存在嚴重過熱其抗疲勞強度降低，在交變熱應力作用下使得該管段發生熱疲勞破壞。

為避免相同事件再次發生，根據壁再失效原因，特提出以下建議：

（1）對#32爐失效管段附近的壁再和對側的相同部位壁再進行割管取樣和管壁表面無損檢測。

（2）在不能改善壁再管的受熱狀況下，考慮是否更換材料，以提高其抗熱疲勞能力。

（3）按照逢停必檢原則，加大爐內受熱面管檢查。

（4）通過就地手動調節裝置改變燃盡風噴口水平傾角，使燃盡風在主燃區上部形成反向切氣流，減小爐膛上部煤粉氣流殘余旋轉度，以降低爐膛左右側熱偏差。必要時，停爐調整部分主燃燒器噴口水平傾角。

（5）根據供熱需求及自身的設備特性，優化抽汽源（如在再熱熱段抽汽）及優化供熱系統（如采用蒸汽匹配器，將再熱蒸汽和汽輪機某級更低參數的抽汽混合擴壓后供汽）的升級改造。

（6）為及時準確掌握壁式再熱器熱負荷較大區域的管壁溫度及其變化規律，在熱負荷較大區域的壁再管子加裝永久或臨時壁溫測點和煙溫測點。

參考文獻：

[1] 電站重要金屬部件的失效及其監督蔡文河嚴蘇星編著（2009）

[2] GB∕T5310-2017高壓鍋爐用無縫鋼管