竇瑩婷，李 君，張 崢

（北京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，北京100191）

過(guò)熱器爐管爆管原因分析

竇瑩婷，李 君，張 崢

（北京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，北京100191）

12Cr1MoV是火電廠管道優(yōu)良用材之一，580℃時(shí)仍具有較高的熱強(qiáng)性和抗氧化性能，且具有較高的持久塑性。因此，廣泛應(yīng)用于高壓、超高壓、亞臨界電站鍋爐過(guò)熱器、集箱和主蒸汽導(dǎo)管等。某過(guò)熱器爐管使用3個(gè)月后在靠近蛇形管出口端的位置發(fā)生爆管，材料為12Cr1MoV，規(guī)格為φ42mm×3.5mm，爆管時(shí)管內(nèi)蒸汽溫度440℃，壓力3.7MPa，管外煙氣溫度1100℃左右。

1 宏觀形貌及脹粗測(cè)量

1.1 爆口宏觀形貌觀察

爆口遠(yuǎn)離焊接點(diǎn)，軸向略有折彎，可以認(rèn)為爐管的爆破與焊接質(zhì)量無(wú)關(guān)。爆口處于向火面，張開(kāi)呈喇叭形撕裂狀，長(zhǎng)軸120mm，短軸90mm，周長(zhǎng)345mm，如圖1所示。管道內(nèi)外壁均覆蓋一層較厚的層狀物，且內(nèi)壁層狀物與管壁結(jié)合較致密，均勻分布，無(wú)脫落跡象，表明爆管不是由于內(nèi)部阻塞造成的；外壁層狀物與管壁結(jié)合較疏松，呈樹(shù)皮狀特征，部分區(qū)域已脫落，宏觀形貌如圖2（a）所示。爆口一側(cè)嚴(yán)重減薄，最薄處僅有0.52mm，如圖2（b）；爆口周?chē)冃屋^大，斷口整體形貌在爆破時(shí)發(fā)生二次破壞。

圖1 爆管宏觀照片形貌Fig.1 Macrograph of burst tube

1.2 爆管脹粗及壁厚測(cè)量

圖3為微觀分析和力學(xué)性能取樣部位示意圖。距爆口10mm的管樣記為1＃，距爆口150mm的管樣記為2＃，均用作宏觀脹粗測(cè)量和微觀金相檢查；在圖3中箭頭所指的管段向火面、背火面各截取2個(gè)拉伸性能測(cè)試板狀試樣，用作力學(xué)性能分析。

圖2 爆口宏觀形貌（a）爐管內(nèi)外壁層狀物；（b）爆口最薄處Fig.2 Macrograph of burst spot（a）stratiform layer；（b）thinnest place of tube wall

圖3 微觀分析和力學(xué)性能取樣部位示意圖Fig.3 Sampling site for microanalysis and mechanical testing

對(duì)1＃，2＃管樣進(jìn)行脹粗測(cè)量，測(cè)量位置如圖4所示，其中d1，d2是相互垂直的管徑，b1，b2，b3，b4是不同位置的壁厚，測(cè)量結(jié)果如表1所示。

圖4 脹粗測(cè)量位置示意圖Fig.4 Measuring position for inflation

表1 壁厚及管徑測(cè)量結(jié)果Table 1 Wall thickness and tube diameter measurement

由表1可知，管壁上的層狀物平均厚度約為0.70mm。管壁不均勻減薄，向火面壁厚小于背火面，爆口附近減薄較遠(yuǎn)端嚴(yán)重，減薄非常明顯，減薄程度平均可達(dá)28.8%。爆管段脹粗率最高達(dá)9.0%，即使是從距離斷口較遠(yuǎn)的位置截取的2＃試樣，其脹粗率也達(dá)到了7.8%，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)了合金鋼過(guò)熱器管外徑脹粗率不得高于5%的規(guī)定［1］。

2 微觀組織成分分析

2.1 金相組織檢查

采用5%的硝酸酒精溶液腐蝕1＃，2＃管樣橫截面金相樣品，在OLYMPUS BX51M光學(xué)顯微鏡下進(jìn)行金相組織觀察，并進(jìn)行珠光體球化和晶粒度評(píng)級(jí)，結(jié)果如表2所示。圖5為爆口附近及遠(yuǎn)端金相組織照片?？梢?jiàn)1＃樣品向火面外壁組織由外到內(nèi)晶粒大小逐漸減小，珠光體/鐵素體比例逐漸增大（圖5（a））。采用比較法給圖5（b），（c）的組織進(jìn)行珠光體球化評(píng)級(jí)［2］：圖5（b）組織中幾乎看不到珠光體，碳化物分布在鐵素體晶界上，爆口附近向火面外壁組織珠光體球化達(dá)五級(jí)［3］，而內(nèi)壁組織（圖5（c））可見(jiàn)較少的珠光體組織形態(tài)，碳化物球化嚴(yán)重，聚集在三角晶界上，珠光體球化達(dá)三級(jí)。圖5（d），（e）1＃樣品的背火面組織也發(fā)生了嚴(yán)重的珠光體球化，碳化物都分布于鐵素體晶界上。爆口遠(yuǎn)端的2＃樣品金相組織也發(fā)生了中度以上的珠光體球化，組織中很少見(jiàn)珠光體組織（圖5（f））。

表2 爆管段珠光體球化評(píng)級(jí)及晶粒度評(píng)級(jí)結(jié)果Table 2 Pearlite spheroidization and grain size rating

圖5 爆口附近（1＃）及遠(yuǎn)端（2＃）金相組織Fig.5 Microstructure of sample 1＃（near the burst spot）and 2＃（the distant one）

可以看出，爆管內(nèi)外壁組織均發(fā)生了不同程度的珠光體球化和晶粒長(zhǎng)大。所取管樣組織中，外壁晶粒較內(nèi)壁大，向火面晶粒較背火面大，爆口附近晶粒較遠(yuǎn)端大；大部分珠光體組織的形態(tài)正在消失，碳化物石墨化，在晶界上析出聚集，這是組織過(guò)熱的典型特征，過(guò)熱后會(huì)引起材料性能的下降。

2.2 管壁層狀物分析

對(duì)管內(nèi)外壁較厚的層狀物做能譜成分分析，可知其均為氧化皮，結(jié)果如表3所示。氧化皮在體視顯微鏡下觀察的形貌如圖6所示，厚度測(cè)量結(jié)果如表4所示，內(nèi)壁氧化皮最厚處可達(dá)0.73mm，外壁最厚為0.59mm。

表3 管內(nèi)外壁層狀物中各合金元素的原子分?jǐn)?shù)（%）Table 3 Atomic percentage of alloy elements in oxide scale（%）

3 力學(xué)性能測(cè)試和強(qiáng)度校核

3.1 常溫力學(xué)性能測(cè)試

從有爆口的管段上端切取如圖7所示的室溫標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣，分別編號(hào)3－1，3－2，3－3，按《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》（GB/T 228—2002）進(jìn)行室溫拉伸實(shí)驗(yàn)。

實(shí)驗(yàn)在MTS－880材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)溫度為室溫，實(shí)驗(yàn)速率2mm/min，結(jié)果如表5所示。

圖6 體視顯微鏡下內(nèi)壁氧化層形貌Fig.6 Morphology of inner wall oxide under stereomicroscope

表4 管內(nèi)外壁氧化物厚度測(cè)量Table 4 Thickness of the tube wall oxide

圖7 拉伸試樣示意圖Fig.7 Tensile sample diagram

表5 拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 5 Results of tensile testing

文獻(xiàn)［4］表明，當(dāng)12Cr1MoV鋼嚴(yán)重球化時(shí)，強(qiáng)度下降表明管材性能明顯退化。綜合比較實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的12Cr1MoV鋼管力學(xué)性能值（表6），向火面力學(xué)性能明顯低于背火面，爆管段材料常溫拉伸實(shí)驗(yàn)測(cè)試的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度已明顯低于國(guó)標(biāo)規(guī)定值，屈服強(qiáng)度比國(guó)標(biāo)規(guī)定值降低了42%，抗拉強(qiáng)度比國(guó)標(biāo)規(guī)定值降低了34%，材料性能退化明顯。

表6 12Cr1MoV鋼管力學(xué)性能Table 6 Mechanical property of 12Cr1MoV steel tube

3.2 應(yīng)力校核

管子的原始壁厚為3.5mm，為了估計(jì)管子的應(yīng)力大小，應(yīng)用薄壁壓力容器環(huán)向應(yīng)力計(jì)算公式（1）對(duì)管道的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行校核：

式中：σ是管道環(huán)向所受的應(yīng)力（MPa）；P是管道所受壓力（MPa）；D是管道外徑（mm）；t是管道壁厚（mm）。

當(dāng)保持薄壁管道內(nèi)壓力P不變，如3.7MPa，而管道外徑D由于脹粗等原因增大，壁厚t減小，就會(huì)使得管壁所受的實(shí)際環(huán)向應(yīng)力σ大幅提高。若用距爆口10mm處管樣相關(guān)數(shù)據(jù)（P＝3.7MPa，D＝45.86mm，t＝2.54mm）按公式（1）估算，對(duì)管段的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行校核，管壁所受的環(huán)向應(yīng)力比設(shè)計(jì)應(yīng)力升高了50%，即由于爐管的脹粗和實(shí)際壁厚的減薄，爆管段承受的實(shí)際環(huán)向應(yīng)力大幅度提高。當(dāng)管壁實(shí)際所受的環(huán)向應(yīng)力σ超過(guò)材料強(qiáng)度時(shí)，就可能發(fā)生斷裂。

4 爆管原因分析

在火電廠事故中，爐管爆破是較常見(jiàn)的失效模式［5，6］，而過(guò)熱導(dǎo)致的失效事故占很大的比例，在相關(guān)的文獻(xiàn)中多有報(bào)道［7］，而本次失效事故具有典型性。

（1）由宏觀分析可知，爆口附近、遠(yuǎn)端均發(fā)生了明顯的脹粗和壁厚減薄現(xiàn)象，管段處于長(zhǎng)期過(guò)熱運(yùn)行狀態(tài)。爆管內(nèi)外壁均覆蓋較厚的氧化層，一旦脫落就會(huì)造成管道堵塞而發(fā)生爆破，許多學(xué)者對(duì)此類(lèi)事故做了深入研究并提出了相關(guān)的預(yù)防措施［8，9］。而相關(guān)研究表明，一方面，12Cr1MoV鋼管內(nèi)壁的氧化皮與基體結(jié)合較致密，不易脫落，因此一定程度上減少了因管道堵塞而發(fā)生的爆破事故。但這種由于長(zhǎng)期運(yùn)行而形成的主蒸汽管道內(nèi)壁氧化皮，其導(dǎo)熱系數(shù)僅為母材金屬的十幾分之一，惡化了管子的傳熱性能，極易導(dǎo)致超溫現(xiàn)象，而過(guò)熱運(yùn)行管道中的水蒸氣又會(huì)進(jìn)一步加速合金的高溫氧化，從而惡化超溫現(xiàn)象。另一方面，氧化皮的生成使得管道內(nèi)流量減小，而流量偏小的環(huán)路，介質(zhì)吸熱量小，管壁溫度也會(huì)有所升高，也會(huì)惡化管道過(guò)熱情況，促進(jìn)了過(guò)熱組織的生成，導(dǎo)致材料性能退化，最終爆管。

（2）管壁可能承受的實(shí)際應(yīng)力遠(yuǎn)大于安全許用應(yīng)力。當(dāng)管道的工作壓力一定時(shí)，過(guò)熱運(yùn)行所引起的脹粗使得管道外徑不斷增大，減薄和氧化皮的生成、增厚也使得實(shí)際用于承載的壁厚不斷減小，根據(jù)薄壁壓力容器環(huán)向應(yīng)力公式σ＝PD/2t可知，這些因素都會(huì)導(dǎo)致管道所受的實(shí)際環(huán)向應(yīng)力增大，甚至超過(guò)設(shè)計(jì)工況的安全許用應(yīng)力。宏觀上也可觀測(cè)到爆口處邊緣減薄嚴(yán)重，最薄處僅為0.52mm，呈現(xiàn)出過(guò)載斷裂模式下的撕裂形貌。

（3）從顯微金相組織觀察，發(fā)現(xiàn)爆管段的金相組織珠光體球化較嚴(yán)重，導(dǎo)致材料性能大幅下降。12Cr1MoV鋼屬于珠光體低合金熱強(qiáng)鋼，具有較高的熱強(qiáng)性能和持久塑性，常用于制造壁溫≤570℃的受熱面管子和壁溫≤555℃的集箱、蒸汽管道，以及鍋爐大型鍛件。在980～1020℃正火＋720～760℃回火的熱處理工藝下，使用組織為鐵素體＋層片狀珠光體。層片狀珠光體是一種亞穩(wěn)組織，當(dāng)長(zhǎng)期在高溫下工作時(shí)，珠光體中的片狀碳化物會(huì)自發(fā)地向顆粒狀轉(zhuǎn)變，即造成珠光體球化，若管線長(zhǎng)期過(guò)熱運(yùn)行，組織中會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的珠光體球化［10］。由于在成分相同的情況下，球狀珠光體具有較少的相界面，其強(qiáng)度、硬度較片狀珠光體低，故球化的組織會(huì)引起鋼材常溫和高溫強(qiáng)度指標(biāo)值的降低。由表2可知，實(shí)驗(yàn)測(cè)試爆管段的組織已發(fā)生了不同程度的珠光體球化現(xiàn)象，對(duì)在高溫、高壓條件下和油氣介質(zhì)中長(zhǎng)期工作的爐管，當(dāng)其材質(zhì)顯微組織發(fā)生輕度至中度球化時(shí)，對(duì)持久強(qiáng)度影響不大，但完全球化的組織會(huì)顯著降低鋼的熱強(qiáng)性，即球化程度越嚴(yán)重，其常溫和高溫強(qiáng)度指標(biāo)值降低得愈顯著。而爆口附近的珠光體球化程度已達(dá)國(guó)標(biāo)中規(guī)定的四級(jí)完全球化及以上，從力學(xué)性能測(cè)試的結(jié)果看，材料在服役一段時(shí)間后，其性能確實(shí)發(fā)生了明顯的退化。本實(shí)驗(yàn)中的測(cè)量值與GB5310—85相比，屈服強(qiáng)度最高下降42%，抗拉強(qiáng)度最高下降34%，此時(shí)應(yīng)及時(shí)更換管線。

綜上分析，過(guò)熱運(yùn)行的爐管由于宏觀形貌和微觀組織上的變化，使得管壁實(shí)際承受應(yīng)力的增大，而自身強(qiáng)度又在降低，最終導(dǎo)致了爐管發(fā)生了過(guò)載斷裂模式下的失效。

5 結(jié)論

（1）爐管失效模式為過(guò)載斷裂。主要是由于長(zhǎng)期運(yùn)行的爐管發(fā)生過(guò)熱，管道脹粗和壁厚減薄明顯，使管子實(shí)際承受的環(huán)向應(yīng)力遠(yuǎn)高于安全許用值；同時(shí)過(guò)熱運(yùn)行也促使組織發(fā)生珠光體球化，導(dǎo)致性能退化，最終使得屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度都低于國(guó)標(biāo)規(guī)定值30%～40%，導(dǎo)致過(guò)載斷裂；另外，內(nèi)外壁均生成較厚的氧化層，影響管道傳熱性能，使管壁溫度升高，惡化了管道超溫情況。

（2）建議加強(qiáng)管道檢查，定期檢查管道的氧化腐蝕、脹粗、表面微裂紋情況，以減少事故的發(fā)生。檢查高溫區(qū)管的氧化皮厚度情況，當(dāng)氧化皮厚超標(biāo)時(shí)，及時(shí)換管；檢查高溫區(qū)向火面高溫腐蝕情況，發(fā)現(xiàn)有嚴(yán)重腐蝕部分，打磨測(cè)厚，當(dāng)厚度不能滿足強(qiáng)度要求時(shí)更換管子；做直管段脹粗測(cè)量，合金鋼管脹粗不能大于原有直徑的2.5%，碳素鋼管脹粗不能大于原有直徑的3.5%［11］；檢查管表面是否有微裂紋，有裂紋時(shí)及時(shí)找專(zhuān)家評(píng)定，做到及時(shí)更換。

（3）機(jī)組應(yīng)盡量避免快啟、快冷，使用合適的減溫水；機(jī)組停用后，及時(shí)做好保養(yǎng)工作，減少和減緩氧化現(xiàn)象。

（4）在不影響使用的前提下，做好過(guò)熱器管的壽命預(yù)測(cè)工作。每隔2～5萬(wàn)小時(shí)，對(duì)過(guò)熱器監(jiān)視段割管鑒定，進(jìn)行金相組織分析和力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)。當(dāng)發(fā)現(xiàn)珠光體球化嚴(yán)重（4～5級(jí)），力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)結(jié)果低于標(biāo)準(zhǔn)要求時(shí)，及時(shí)進(jìn)行更換。

［1］DL/T 438—2009，火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程［S］.

［2］YB/T 5148—93，金屬平均晶粒度測(cè)定法［S］.

［3］DL/T 773—2001，火電廠用12Cr1MoV鋼球化評(píng)級(jí)標(biāo)準(zhǔn)［S］.

［4］侯峰，徐宏.制氫裝置高溫蒸汽管線材料損傷試驗(yàn)與可用性分析［J］.2005，（5）：39－43.

［5］史青君，吳素君，劉翊之，等.對(duì)流加熱爐管的失效分析［J］.失效分析與預(yù)防，2006，（4）：46.

［6］丁曉非，謝忠東，林艾光，等.裂解爐管焊縫開(kāi)裂原因分析［J］.失效分析與預(yù)防，2008，（10）：48.

［7］周雪松.鍋爐“四管”泄漏的預(yù)防與控制［J］.華電技術(shù)，2008（30）：3.

［8］鈕建新.預(yù)防爐管氧化皮的生成、剝離的探討［A］.全國(guó)火電大機(jī)組（600MW級(jí)）技術(shù)協(xié)作會(huì)第十三屆年會(huì)論文集［C］.北京：全國(guó)火電機(jī)組技術(shù)協(xié)作會(huì)，2009.

［9］朱煜.超臨界鍋爐高再管氧化皮脫落分析與解決措施［J］.中國(guó)特種設(shè)備安全，2008，（7）：64.

［10］劉保國(guó)，楊必應(yīng).電站鍋爐幾種常見(jiàn)鋼材的金相組織分析［J］.廣西輕工業(yè)，2009，（5）：19.

［11］張洪瑜，宋紹河.鍋爐壓力容器檢驗(yàn)中的安全、技術(shù)、焊接工藝措施［J］.電力安全技術(shù)，2002，（5）：23.

Analysis of Tube Bursting at Superheater

DOU Ying－ting，LI Jun，ZHANG Zheng
（School of Materials Science and Engineering，Beihang University，Beijing 100191，China）

通過(guò)宏觀檢查、脹粗測(cè)量、金相組織檢查、室溫拉伸力學(xué)性能測(cè)試及應(yīng)力校核，對(duì)過(guò)熱器爐管爆管原因進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：長(zhǎng)期運(yùn)行的爐管內(nèi)外壁氧化嚴(yán)重，影響管道傳熱，加劇了管道過(guò)熱運(yùn)行情況，脹粗、減薄明顯，金相組織已完全珠光體球化，使材料強(qiáng)度低于實(shí)際承載應(yīng)力而發(fā)生過(guò)載失效。建議加強(qiáng)脹粗和氧化測(cè)量，并定期進(jìn)行金相檢查，及時(shí)發(fā)現(xiàn)問(wèn)題，更換管道。

爆管；過(guò)熱；應(yīng)力校核；過(guò)載

The failure causes of tube bursting at superheater were analyzed by many tests and several research methods，such as macro inspection，dimensional measurement of tube perimeter change，microstructure examination，mechanical testing and stress check.The results show that the tube is severely oxidized and overheated，which intensifies the situation of overheating operation.Inflation of the tube，thinning of the tube wall and fully pearlite spheroidized microstructure can be observed，and the strength of the material deteriorates significantly.It is concluded that the tube failure mode is overloading.At the same time，some useful suggestions such as periodic measurement of tube perimeter and metallographic examination are proposed，which can be a reference for operation and maintenance.

burst；overheating；stress check；overloading

TK223.3；TG113.25；TG113.12

A

1001－4381（2012）04－0012－05

2011－08－15；

2012－01－06

竇瑩婷（1987—），女，碩士研究生，主要從事壓力管道失效分析工作。

張崢，教授，主要從事材料的失效分析預(yù)測(cè)預(yù)防研究工作，先后承擔(dān)多個(gè)重大事故的失效原因分析診斷工作，獲得部級(jí)科技進(jìn)步一等獎(jiǎng)2項(xiàng)、二等獎(jiǎng)1項(xiàng)、三等獎(jiǎng)5項(xiàng)，聯(lián)系地址：北京市海淀區(qū)學(xué)院路37號(hào)北京航空航天大學(xué)材料學(xué)院（100191），E－mail：zhangzh@buaa.edu.cn