1000MW超臨界電站鍋爐包墻過熱器爆管原因分析

吳榮廣 梁 奎 馬少海 張樹利

（1.國家能源費縣發(fā)電有限公司 臨沂 273401）

（2.中國特種設(shè)備檢測研究院 北京 100029）

鍋爐爆管是鍋爐運行中最常見的失效方式,引起爆管的原因多種多樣,其中短時超溫爆管與長時超溫爆管是較為常見的失效原因[1-3],在鍋爐運行中,受熱面管在由于堵塞、膜態(tài)沸騰等水循環(huán)不暢時,導(dǎo)致管子傳熱受阻,管壁溫度在短時間內(nèi)急劇上升,在超過臨界點短時運行時,管子的力學(xué)性能急劇惡化,且在管內(nèi)介質(zhì)壓力的雙重作用下,管子內(nèi)部會逐漸產(chǎn)生一些微裂紋,且這些微裂紋逐漸擴展延伸,并相互貫通,最終發(fā)生剪切斷裂,一般稱為短時超溫爆管[4]。長時超溫爆管[4]則是由于受熱面管壁溫高于管子設(shè)計溫度,同時又低于相變臨界點溫度,在長期運行中管子的金相組織惡化,碳化物球化嚴(yán)重,且內(nèi)、外壁生成均勻的氧化皮,最終在管子最薄弱的部位發(fā)生脆性斷裂。

1 鍋爐概況

某電廠1 000 MW機組電站鍋爐為超超臨界參數(shù)變壓運行螺旋管圈直流爐,采用單爐膛雙切圓燃燒方式、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼架懸吊結(jié)構(gòu)、半露天Π型布置。水平煙道深度為7 010 mm,由后煙井延伸部分組成,其中布置有末級再熱器。后煙井總深度為12 880 mm,分成前后2個分隔煙道,前煙道深度為6 560 mm,布置有低溫再熱器和省煤器,后煙道深度為6 320 mm,布置有低溫過熱器和省煤器。該鍋爐于2009年11月投運,至2021年3月已運行約7.7萬h。

2021年,鍋爐的后煙井前包墻位置共發(fā)生多次爆管泄漏,爆管位置均位于爐右側(cè)左數(shù)第180至213根管之間區(qū)域,爆管發(fā)生高度均位于水平煙道末端標(biāo)高。后煙井前包墻總計有270根管,每2根布置成縱向一列,規(guī)格為φ50.8 mm×8 mm,材質(zhì)為15CrMoG。發(fā)生爆管時,每次的爆口外觀特征相似,因此為查出爆管原因,本文選取最近一次發(fā)生爆管的試樣,從宏觀檢查、力學(xué)性能測試、金相組織等角度對爆管試樣進行分析,并從鍋爐運行、檢修等方面提出合理化建議,為避免下次爆管事故提出一些切實可行的預(yù)防措施。

2 爆管試樣分析

對圖1中發(fā)生爆管泄漏的管子取樣分析,為方便區(qū)分,將發(fā)生泄漏的管子編號為1＃,與1＃管相鄰但未發(fā)生泄漏的管子編號為2＃,其中紅框內(nèi)為金相取樣位置,藍框內(nèi)為力學(xué)性能測試取樣位置。選取黃色線位置作為尺寸測量的代表性位置,其橫截面見圖2,將管子迎風(fēng)側(cè)頂端標(biāo)記為a,則背風(fēng)側(cè)標(biāo)記為b。

圖1 試樣的取樣位置示意圖

圖2 試樣管的橫截面宏觀形貌

2.1 宏觀檢查

圖3為1＃管宏觀形貌,爆口位于管子迎煙氣側(cè),呈喇叭狀,爆口邊緣存在減薄現(xiàn)象,爆口附近外壁部分位置有氧化皮覆蓋,氧化皮表面呈現(xiàn)縱向平行裂紋特征,爆口邊緣沿管子軸線開裂為泄漏后產(chǎn)生撕裂作用造成,爆口處內(nèi)壁較為光滑,無明顯氧化皮。從試樣管的尺寸測量結(jié)果知（見表1）,1＃管與2＃管均存在減薄、脹粗現(xiàn)象,但1＃管減薄、脹粗程度更為明顯。管子在發(fā)生長時超溫爆管后,管子爆口處斷面應(yīng)較為粗糙,且呈脆性斷裂,同時不會產(chǎn)生嚴(yán)重的減薄或脹粗現(xiàn)象,管子的內(nèi)壁與外壁則會有氧化皮生成。因此,根據(jù)爆口宏觀形貌及尺寸測量,初步判斷1＃管爆口主要原因為短時超溫爆管。

表1 試樣管的尺寸測量結(jié)果 mm

圖3 1＃管的宏觀形貌

圖3 1＃管的宏觀形貌（續(xù)）

2.2 力學(xué)性能測試

按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》[5]中的要求,分別在1＃管與2＃管的直管段位置取弧形拉伸試樣,并進行力學(xué)性能測試,測試結(jié)果見表2。1＃管與2＃管的力學(xué)性能均可以滿足GB/T 5310—2017《高壓鍋爐用無縫鋼管》[6]中的有關(guān)要求,但1＃管的迎風(fēng)側(cè)、背風(fēng)側(cè)與2＃管的迎風(fēng)側(cè)、背風(fēng)側(cè)的抗拉強度相差100～150 MPa,且斷后伸長率A也相差較明顯,說明管子迎風(fēng)側(cè)在爐膛煙氣的沖刷下,其管壁溫度要比背風(fēng)側(cè)的高,且在煙氣沖刷的物理作用下,迎風(fēng)面產(chǎn)生一些縱向微裂紋（如圖3（b）所示,縱向裂紋雖然是長時超溫爆管的特征,但是裂紋數(shù)量較少,且沒有更多證據(jù)表明爆管是由于長時超溫導(dǎo)致）,經(jīng)過一段時間運行導(dǎo)致力學(xué)性能下降。屈強比是衡量材料脆性的指標(biāo)之一,屈強比越大,屈服強度與抗拉強度的值越接近,則材料脆性越大,由表2可知,1＃與2＃迎風(fēng)側(cè)的屈強比較背風(fēng)側(cè)大,同時發(fā)生爆管的1＃管屈強比要比2＃管大,則說明迎風(fēng)側(cè)最有可能發(fā)生脆性斷裂,且1＃管發(fā)生脆性斷裂的可能性最大,1＃管與2＃管背風(fēng)側(cè)的屈強比相近,這說明1＃管與2＃管的背風(fēng)側(cè)管壁力學(xué)性能相近,進一步說明管內(nèi)的介質(zhì)溫度與介質(zhì)壓力相似,因此排除是汽水測（即介質(zhì)溫度、介質(zhì)壓力）的因素導(dǎo)致爆管的發(fā)生。

表2 力學(xué)性能測試結(jié)果

2.3 金相組織分析

對1＃管爆口處、爆口遠端截取橫截面試樣進行金相組織分析,如圖4和圖5所示。根據(jù)金相組織圖4（a）～(b)可以看出,爆口尖端有明顯的晶粒拉伸變形現(xiàn)象,且分布有部分孔洞及裂紋,尖端金相組織為變形的珠光體+鐵素體+少量碳化物,根據(jù)DL/T884—2019《火電廠金相檢驗與評定技術(shù)導(dǎo)則》中有關(guān)評定珠光體組織球化特征的標(biāo)準(zhǔn)（下同）,球化級別評定為2.5級,除了應(yīng)力導(dǎo)致的晶粒變形外,其金相組織正常。圖4（c）～（d）所示的爆口處的內(nèi)壁及外壁金相組織正常,外壁個別區(qū)域存在圓斗型腐蝕坑,深度最大約為0.13 mm,內(nèi)壁未見腐蝕坑及其他明顯缺陷。圖4（e）所示的爆口處金相組織為珠光體+鐵素體+碳化物+少量貝氏體,球化級別評定為2.5級,組織內(nèi)珠光體含量較少,且已開始分散,同時晶界上開始析出顆粒狀碳化物,而貝氏體的出現(xiàn)則是由于爆管時產(chǎn)生汽水噴射在爆口處,相當(dāng)于不同程度的淬火。貝氏體作為過冷奧氏體的中溫轉(zhuǎn)變產(chǎn)物更是佐證了管子壁溫已高于臨界點。管子在發(fā)生長時超溫過熱爆管后,爆口內(nèi)壁則會生成很多細(xì)小的蠕變裂紋,裂紋處則填充較多氧化物,因此可以進一步排除管子長時超溫過熱爆管的可能。

圖4 1＃管爆口處金相組織（續(xù)）

圖4 1＃管爆口處金相組織

1＃管遠離爆口位置處的金相組織（如圖5所示）為珠光體+鐵素體+碳化物,球化級別評定為2.5級,金相組織開始出現(xiàn)老化傾向。管子外壁存在一層氧化皮,厚度約為0.28 mm。

圖5 1＃管爆口遠端金相組織

2＃管金相組織（如圖6所示）為珠光體+鐵素體+碳化物,晶界上開始析出顆粒狀碳化物,球化級別評定為2.5級,管子內(nèi)壁、外壁均未見明顯腐蝕及其他明顯缺陷。

圖6 2＃管金相組織

圖6 2＃管金相組織（續(xù)）

通過以上金相組織觀察,1＃管與2＃管的金相組織均為珠光體+鐵素體+碳化物,球化級別為2.5級,由于鍋爐運行時間已長達約7.7萬h,管子的金相組織開始出現(xiàn)老化傾向。發(fā)生爆口泄漏的1＃管的外壁則生成一層薄薄的氧化皮,而2＃管的內(nèi)、外壁均無氧化跡象,這說明相同的外部環(huán)境中,1＃管的運行狀況更為惡劣。同時在金相組織中未發(fā)現(xiàn)有組織嚴(yán)重球化、明顯的蠕變晶間裂紋等具有長時超溫爆管的典型特征。

在最后一次爆管發(fā)生前,經(jīng)分析討論,為了驗證是否由于管內(nèi)蒸汽流量不均造成氣塞從而導(dǎo)致爆管的發(fā)生,電廠在爆管區(qū)域加裝了流量測點,在爆管發(fā)生后,經(jīng)調(diào)取運行數(shù)據(jù),未發(fā)現(xiàn)管內(nèi)流量異常情況。

為探究爆管原因,爆管發(fā)生后,電廠及時地對泄漏管、相鄰管和前包墻的上、下集箱做了內(nèi)窺鏡檢查,未發(fā)現(xiàn)堵塞異物,因此爆管原因排除了管內(nèi)異物堵塞導(dǎo)致水循環(huán)不暢、管壁熱交換受阻的因素。同時在爆管發(fā)生后,電廠在爆管區(qū)域加裝了溫度探針用以監(jiān)測煙氣溫度,同時加裝溫度測點用以監(jiān)測管壁溫度,經(jīng)過調(diào)整燃燒方式,使煙氣均勻地沖刷過熱器管,同時嚴(yán)密監(jiān)測管壁溫度,采取一系列措施后,該鍋爐運行至今,未再發(fā)生爆管事故。

3 結(jié)論及建議

綜合以上分析,包墻過熱器管爆口處宏觀形貌、力學(xué)性能及金相組織特點符合短期過熱爆管的特征。而造成短期過熱的因素包括管外側(cè)的煙氣沖刷、管內(nèi)側(cè)的汽水循環(huán)不暢及結(jié)垢,通過以上試驗分析及現(xiàn)場自查,排除管子汽水測的因素,最終確定導(dǎo)致管子爆管的原因為高溫?zé)煔獾牟痪鶆驔_刷。

根據(jù)以上分析、討論以及短時超期爆管的特點,提出如下建議：

1）在包墻過熱器管更換后嚴(yán)密監(jiān)測爆口處管子、相鄰管子以及爐左側(cè)對稱位置管子的迎風(fēng)側(cè)及背風(fēng)側(cè)壁溫,避免管子的超溫運行。

2）加裝水平煙道煙溫測點,嚴(yán)密監(jiān)控?zé)煔鉁囟?避免管子受到過高溫度煙氣的沖刷。

3）結(jié)合鍋爐檢修時機,檢查管子及相連集箱的異物堵塞情況。

4）控制鍋爐的升、降負(fù)荷速度,防止壁溫波動過大而導(dǎo)致的疲勞影響。

5）若采取以上措施后效果仍不明顯,根據(jù)爐膛水平煙道的煙氣溫度,可以考慮升級材質(zhì)（比如12CrMoVG）。