鍋爐高溫過熱器管失效分析

張鴻武，馮楠楠，陳 陽

（1.山東電力工業鍋爐壓力容器檢驗中心有限公司，山東濟南 250002;2.濟南經緯電力工程咨詢有限公司，山東濟南 250021;3.國網山東省電力公司電力科學研究院，山東濟南 250002;4.國網山東省電力公司經濟技術研究院，山東濟南 250021）

某公司一臺UG400-53/3.82/450-F 循環流化床垃圾焚燒鍋爐，在對原有管排全部割除并進行整體更換之后，累計運行時間不超過7 天的情況下，4 組高溫過熱器管發生爆管泄漏。之后割除、更換泄漏管排之后又有1 組高溫過熱器管發生爆管。此后重復此方法并未得到解決。于是立即停爐，并做全面檢查，尋找爆管原因。已知該高溫過熱器管設計材料為12Cr1MoVG，規格為覬38mm×6mm，運行壓力3.28MPa，運行溫度450℃。

12Cr1MoVG 鋼為珠光體低合金熱強鋼，因其具有較高熱強性能、持久塑性和良好的焊接性能，被大量應用在電站鍋爐承壓部件中[1]。為加強電站鍋爐運行管理、提高其安全可靠性，避免此類事故再次發生[2]，現對爆口管段取樣，通過宏觀檢驗、化學成分檢測、金相分析、硬度檢測和拉伸試驗，對爆管原因進行全面分析。

1 試驗

1.1 宏觀檢驗

經宏觀檢驗發現，高溫過熱器管斷裂面正好處于穿過爐墻的位置，如圖1 所示，斷口位于防磨筋條焊縫末端，為橫向斷口；管段無明顯脹粗，管壁無明顯減薄，呈脆性斷裂；斷裂面光滑、平整，存在疲勞裂紋擴大區；內壁沒有結垢及腐蝕等情況，防磨筋條側的管壁出現多處吹損；防磨筋條與管壁的焊縫近末端處存在大量堆焊的焊瘤。

圖1 宏觀形貌

1.2 化學成分檢測

使用SPECTROTEST 定量光譜儀，對爆口管段進行化學成分檢測，試驗溫度25℃，結果如表1所示。

表1 試樣的化學成分檢測結果 w/%

根據標準GB5310-2017《高壓鍋爐用無縫鋼管》中對12Cr1MoVG 化學成分的要求[3]，爆口管段各化學元素的含量均在標準允許范圍之內。

1.3 金相分析

對斷口兩側管子進行縱剖，打磨至600#金相砂紙，然后采用金剛石拋光劑對試樣進行機械拋光，使用4%硝酸酒精溶液（每100ml 溶液中：分析純硝酸4ml、無水乙醇96ml）進行浸蝕，浸蝕后用無水乙醇清洗，并用吹風機吹干。最后使用Axio Vert A1 金相顯微鏡對金相組織進行觀察，并根據標準DL/T773-2016《火電廠用12CrlMoV 鋼球化評級標準》對珠光體進行球化評級[4]。檢測結果如下：

（1）如圖2 所示，斷口邊緣處（防磨筋條側）的金相組織為鐵素體和碳化物，球化評級為4～5級；距斷口3mm 處（防磨筋條側）的金相組織為鐵素體、碳化物和少量沿晶珠光體，球化評級為3～4 級；距斷口8mm 處、15mm 處（防磨筋條側）的金相組織均為鐵素體、碳化物和少量沿晶珠光體，球化評級為3 級。

圖2 金相組織

（2）如圖3 所示，距斷口20mm 處、30mm 處（無防磨筋條側）的金相組織為鐵素體、碳化物和珠光體，球化評級為3 級。

圖3 金相組織

1.4 硬度檢測和拉伸試驗

使用HB-3000B 布氏硬度計對無防磨筋條側的縱剖面進行布氏硬度檢測，壓頭規格2.5mm，載荷187.5Kgf，加載時間12s，共對試樣進行5 次布氏硬度檢測，取算術平均值；對無防磨筋條側的管段進行取3 個標準縱向拉伸試樣，使用WDW-300E 試驗機，進行力學性能拉伸試驗，試驗精度1%，試驗溫度17℃，檢測結果見表2。

表2 力學性能試驗結果

根據標準GB5310-2017《高壓鍋爐用無縫鋼管》中對12Cr1MoVG 力學性能的要求[3]，無防磨筋條側的管段的抗拉強度低于標準允許范圍的下限，屈服強度、斷后伸長率和布氏硬度均在標準允許范圍之內。

2 分析及結論

爆口管段的化學成分符合相關標準的要求，不存在材料錯用或者化學成分不合格的情況[5]；斷裂面光滑、平整，呈脆性斷裂，管子無明顯脹粗，內壁沒有結垢及腐蝕等情況，可以排除過熱、腐蝕等原因造成泄漏爆管。

金相組織為鐵素體、碳化物和少量沿晶珠光體，爆口邊緣的珠光體球化評級較高，且珠光體分布形態異常；布氏硬度、屈服強度及斷后伸長率的平均值符合相關標準的要求，但抗拉強度的平均值低于標準允許范圍的下限。說明在管子供貨時的熱處理、管子與防磨筋條的焊接或者焊后熱處理的過程中，可能存在不正常熱循環，加熱溫度在Ac1～Ac3之間，超過了鋼材加熱的下臨界點，組織開始奧氏體化，但未超過鋼材加熱的上臨界點，組織并沒有完全奧氏體化[6]。在冷卻后獲得了細小的鐵素體和大小不均珠光體，而且碳化物和少量珠光體聚集在鐵素體三角晶界上，弱化了晶界強度，導致管子的力學性能也較差，抗拉強度低于標準允許范圍。其余部分加熱溫度在Ac1以下，雖然其金相組織仍為原始組織，但在高溫作用下珠光體已發生球化。

根據最大剪應力強度理論及應力分析計算[7]：

式中，DW是管子外徑（m）；是鋼材在計算溫度下的基本許用應力（MPa）；η 是基本許用應力修正系數，對于無縫鋼管，η=1.0。

式中，p 是管子承受的內壓力（MPa）；S 是管子計算壁厚（m）；Dp是平均直徑（m）。

當管子承受內壓時，管壁受到的環向應力應為縱向應力的2 倍。所以在通常情況下，當管子承受內壓而發生爆破時，其爆口總是沿縱向開裂[7]。但該爆口為橫向斷口，表明除內部介質的壓力以外，管子還承受了較大的外加應力。這是由于該管段防磨筋條與管壁的焊縫近末端處存在大量堆焊的焊瘤等缺陷，焊接質量較差，存在焊接應力，且斷口位于防磨筋條焊縫的末端，斷裂面正好處于穿過爐墻的位置，在運行過程中，由于爐墻兩側溫度工況不同，在連續交變應力作用下，產生疲勞，并隨著時間的推移逐漸擴展，直至斷裂。

3 結語

綜合試驗和分析結果，管子在力學性能較差、存在焊接缺陷的情況下，受到焊接應力及連續交變應力等外加應力的作用，最終發生橫向脆性斷裂。

建議廠方加強管材供貨質量的管控，并在管子與防磨筋條焊接及熱處理的過程中，嚴格控制焊接工藝與熱處理工藝。