劉鐵軍，李曉宇，丁曉川

(1.吉林省電力科學研究院，吉林 長春 130021;2.大唐長春第二熱電有限責任公司，吉林 長春 130031)

2010年2月3日，某熱電廠正在運行的4號鍋爐因前屏過熱器管爆漏停爐。2月10日，在消缺處理后的啟爐過程中，前屏過熱器管再次爆漏停爐。連續(xù)2次爆管均發(fā)生在同一管屏，經(jīng)割管取樣全面檢查分析，確定爆漏原因為管內沉積物嚴重堵塞，造成蒸汽流通截面減小而使傳熱效果惡化，在高溫煙氣的作用下導致管內局部堵塞部分處于長期超溫過熱狀態(tài)下運行，金屬組織發(fā)生嚴重的珠光體球化，最終導致連續(xù)發(fā)生爆管泄漏事故。

4號鍋爐為HG－670/13.7－YM9型超高壓鍋爐，過熱蒸汽運行溫度540℃、壓力13.7 MPa，至爆管前累計運行29 334 h。前屏過熱器橫向布置共計20屏，屏間節(jié)距為650 mm，每屏由17根Φ38×4.5 mm U型管圈組成。其中外6圈材質為T91，內11圈材質為12Cr1MoV，前屏重量流速為788 kg/(m2·s)。前屏過熱器管布置見圖1。

圖1 前屏過熱器布置及爆管位置示意圖

1 事故經(jīng)過

2月3日，4號機組運行正常，負荷為135 MW，主汽流量為522 t/h，給水流量518 t/h，主汽溫度538℃、壓力13.08 MPa。12:42爐膛突然正壓293 Pa，燃燒急劇惡化。投入2號、4號大油槍穩(wěn)燃，鍋爐汽水偏差100 t/h，調節(jié)引風機轉速控制爐膛負壓正常。檢查四管泄漏裝置報警，鍋爐滑壓減負荷至100 MW，13:30機組滑停解列。

2月10日，4號爐重新啟。5:20當機組負荷升至140 MW、主汽流量510 t/h時，爐膛突然正壓88 Pa，主給水流量與主汽流量偏差110 t/h，四管泄漏裝置報警，爐膛甲側有異音。12:53機組打閘停機、停爐。

2 現(xiàn)場檢查及運行數(shù)據(jù)

2.1 爆管宏觀檢查

第一次爆管泄漏位置在前屏過熱器甲側第5屏后數(shù)第11根管下彎頭背弧側，裂紋沿管壁縱向分布，長25 mm、寬3 mm。主裂紋附近平行分布眾多微裂紋 (見圖2)。爆口附近管徑無明顯脹粗，管內壁附著3～4 mm厚沉積物。同屏第10根管下彎頭內弧被泄漏蒸汽吹損減薄泄漏、向上1.2 m處直管斷裂并撕開呈片狀，邊緣明顯減薄，斷口附近管徑最大脹粗45.7 mm(見圖3)。鄰近管段無明顯脹粗。

第二次爆管泄漏位置在前屏過熱器甲側第5屏(2次泄漏在同一管屏)后數(shù)第13根管下彎頭背弧側，裂紋沿管壁縱向分布，長10 mm、寬2 mm，主裂紋附近平行分布眾多微裂紋 (見圖4)。鄰近第10、第11根管入口彎頭向上2 m處被蒸汽沖刷減薄泄漏，第13根管入口彎頭向上1 m處爆斷，第10根管出口彎頭爆斷后向上甩出成麻花狀 (見圖5)。

2.2 運行原始數(shù)據(jù)

4號爐投產(chǎn)初期水質曾嚴重超標，2007年后痕量離子數(shù)據(jù)檢查，未發(fā)現(xiàn)水質明顯異常。汽包曾長期處于高水位運行，多次檢修發(fā)現(xiàn)汽包部分旋風筒傾倒、頂帽錯位等異?，F(xiàn)象，表明汽包出口汽水分離效果很差，導致過熱蒸汽帶水。第5、第6屏蒸汽分配量較大、流速較高，相對其它屏蒸汽攜帶量較大，是導致第5、第6屏形成大量沉積物的主要原因。

2007年5月檢查發(fā)現(xiàn)汽包乙側汽水線明顯偏高;2個旋風筒傾倒，旋風筒上頂帽及多孔板錯位;3個百葉窗和頂板傾斜、兩側銷子脫落。

2009年4月檢查時2個旋風筒傾倒、2個傾斜;旋風筒上頂帽及多孔板錯位，2塊多孔板傾斜。

2010年檢查，汽包乙側汽水線明顯偏高;6個旋風筒傾倒、2個傾斜;6個多孔板傾斜，9個旋風筒上頂帽歪斜。

調取爆管前鍋爐運行數(shù)據(jù):負荷正常、燃燒穩(wěn)定，制粉和二次風配風系統(tǒng)正常，未發(fā)現(xiàn)影響燃燒的異常跡象。

3 割管取樣檢驗

前屏過熱器割管取樣選擇爆管所在的第5屏，鄰近第4、第6屏及遠離爆管位置的第10屏。使用切割機割管抽查下彎頭內壁沉積物分布狀態(tài)，第4、第10屏管內無沉積物;第6屏管內沉積物較明顯，最大厚度約1.5 mm;爆管所在的第5屏共13圈管下彎頭均有嚴重的沉積物，其中沉積物最薄約2 mm、最厚11～12 mm(17圈管)，幾乎將管子堵死 (見圖6)。

3.1 管內沉積物成分

前屏過熱器管內沉積物化學成分分析數(shù)據(jù)見表1。

3.2 力學性能試驗及金相分析

前屏過熱器管力學性能試驗數(shù)據(jù)見表2。

前屏過熱器管金相分析結果見表3。

圖6 前屏過熱器甲側第5屏17根管下彎頭管內沉積物形貌

表1 前屏過熱器管內沉積物化學成分

表2 前屏過熱器力學性能試驗數(shù)據(jù)

表3 前屏過熱器金相分析結果

4 前屏過熱器爆漏原因

4.1 管內大量沉積物

根據(jù)化學分析 (見表1)管內沉積物主要成分為Fe2O3、P2O5及Na2O。高溫下過熱器管內壁氧化層脫落或焊渣等殘留物滯留在下彎頭附近，不斷吸附蒸汽中含鹽類雜質而形成的沉積物。4號爐采用磷酸三鈉處理爐水，正常爐水中含有(2～5 mg/L)、Na+(10～20 mg/L)和極微量、Cl－、、F－等物質，其中鹽類雜質會隨機械攜帶進入蒸汽中，并在過熱器彎管流向轉變處沉積物的攔截下沉積，也可在汽輪機葉片上沉積發(fā)生積鹽現(xiàn)象 (2008年揭缸檢查曾發(fā)現(xiàn)葉片嚴重積鹽)。除Fe2O3外，管內沉積物各種鹽類物質含量基本符合爐水中鹽類含量的一般規(guī)律。由此推論沉積物中雜質是隨蒸汽機械攜帶的爐水水滴不斷濃縮后形成。

4.2 珠光體組織嚴重球化

前屏過熱器工作環(huán)境十分惡劣，受爐膛高溫火焰的直接輻射，熱偏差較大、熱負荷較高，同時工質行程長、流阻大、流量小，很容易超溫過熱。由于過熱器管長期在高溫下承受著內壓對管子的切向應力作用，發(fā)生金屬蠕變而導致管徑脹粗和金相組織轉變。4號爐前屏過熱器內11圈管選用12Cr1MoV珠光體耐熱鋼，在高溫和應力的長期作用下將發(fā)生珠光體球化組織轉變，其結果是金屬的蠕變極限和持久強度逐漸降低。

由于珠光體球化是金屬內部原子遷移和擴散過程，正常運行時這種組織轉變發(fā)展速度極其緩慢，能夠保證金屬機械性能指標長時間滿足運行設計的強度要求。當某種原因造成過熱器管壁溫度超出設計限值而長期超溫運行時，加快金屬的蠕變速度。隨著溫度的進一步提高，加劇鋼中鐵素體和珠光體組織的轉變過程。一方面，處于不穩(wěn)定狀態(tài)的合金元素將在固溶體和碳化物相之間發(fā)生重新分配，彌散分布在鐵素體中的合金元素以合金碳化物形態(tài)逐漸析出并聚集長大，造成鐵素體基體中合金元素貧化，破壞了鐵素體固溶強化的作用。另一方面，分布在滲碳體片層結構中的合金碳化物處于不穩(wěn)定狀態(tài)，通過高溫下的原子遷移過程逐步向穩(wěn)定狀態(tài)的球狀形態(tài)析出，并繼續(xù)向更加穩(wěn)定的大球狀形態(tài)和晶界處聚集長大，其結果是珠光體區(qū)域隨著合金碳化物的不斷析出長大而逐漸消失，同時由于晶界處聚集著大量的合金碳化物而削弱了晶界的結合強度。上述現(xiàn)象將導致鋼的強度、蠕變極限和持久強度不斷下降，最終發(fā)生爆管泄漏。

前屏過熱器連續(xù)2次爆漏均發(fā)生在第5屏后數(shù)11和13根管下彎頭背弧側，主裂紋附近縱向分布著眾多的微裂紋。根據(jù)金相分析結果 (見表3)，第5屏后數(shù)11、第13管圈及管內沉積物最嚴重的第17管圈下彎頭金屬珠光體組織均已嚴重球化(4.5級)，同時在主裂紋附近沿晶平行分布著眾多的蠕變微裂紋。上述金屬組織特征表明，前屏過熱器2次爆漏均為長期超溫過熱所致。鄰近管圈爆斷為泄漏蒸汽沖刷減薄發(fā)生的二次爆漏。如甲側第5屏后數(shù)11根管下彎頭開裂后，泄漏蒸汽將鄰近第10管圈彎頭內弧沖刷減薄泄漏，導致彎頭向上直管部分蒸汽流量減少，傳熱狀態(tài)急劇惡化，金屬壁溫短時間內超出金屬相變溫度，金屬強度急劇下降、塑性急劇升高而發(fā)生短時超溫過熱爆管。從爆口附近發(fā)現(xiàn)相變組織、管徑明顯脹粗的結果證實了這一觀點。第4、第10屏管下彎頭金屬珠光體組織僅有輕度球化，表明管段沒有長期超溫過熱。鄰近第6屏管金屬珠光體組織中度球化，表明管子存在長期超溫過熱。

4號爐前屏過熱器累計運行時間不足3萬h，個別管子出現(xiàn)嚴重珠光體球化組織，表明這些管段長期處于超溫狀態(tài)下運行。根據(jù)爐內燃燒狀態(tài)分析，爆管所在第5屏位置并非高溫煙區(qū)，排除爐膛火焰偏斜和局部煙溫偏高的影響。對第5屏入口、出口聯(lián)箱及出口總聯(lián)箱進行內窺鏡檢查，未見異物存在，排除聯(lián)箱內異物堵塞而使個別管內蒸汽流量減少、管壁傳熱效果惡化。

通過管內沉積物檢查與金相分析結果比對發(fā)現(xiàn)，管內沉積物附著厚度與金屬珠光體球化組織嚴重程度成正比 (沉積物越多珠光體球化越嚴重)。

5 結論

a. 過熱器管內沉積物的形成與管內氧化皮脫落和焊渣等遺留物有關，蒸汽中帶水積鹽是形成氧化沉積物的主要原因。

b. 過熱器管金屬組織變化與管內附著沉積物厚度有關。沉積物增多、管徑變小、傳熱效果惡化、珠光體球化組織嚴重。

c. 管壁溫度長期超溫過熱是導致前屏過熱器連續(xù)爆管的最終原因。