樓玉民，楊點(diǎn)中，胡潔梓

（浙江省電力公司電力科學(xué)研究院，杭州 310014）

從2006年起，浙江省各發(fā)電廠發(fā)生了十幾起鋼102材料（2Cr2MoWVTiB steel）受熱面爆管的事故，主要集中在末級(jí)再熱器等高溫受熱面管。本文就鋼102材料運(yùn)行后的組織性能變化和爆管原因作統(tǒng)計(jì)分析。

1 鋼102材料設(shè)計(jì)和控制壁溫

鋼102材料在各類機(jī)組中的設(shè)計(jì)壁溫和控制壁溫不盡相同。末級(jí)過熱器（包括末級(jí)過熱器、二級(jí)過熱器、高溫和對(duì)流過熱器）和末級(jí)再熱器（包括末級(jí)再熱器和高溫再熱器），其設(shè)計(jì)壁溫在570～600℃，控制壁溫在560～580℃。屏式過熱器（包括大屏過熱器、后屏過熱器）和屏式再熱器，其設(shè)計(jì)壁溫在547～600℃，控制壁溫在515～548℃。過熱爆管多發(fā)生在壁溫較高的部位。

2 運(yùn)行后材料力學(xué)性能和金相組織變化

各發(fā)電廠割管試樣情況表明，鋼102材料受熱面管運(yùn)行后其組織性能將發(fā)生變化，并具有明顯特征。

2.1 常溫力學(xué)性能

對(duì)不同運(yùn)行時(shí)間、不同部位的管段常溫機(jī)械性能試驗(yàn)結(jié)果表明：

（1）原始管子機(jī)械性能有明顯差別，說明管子原材料的性能不完全一致。

（2）運(yùn)行管子實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)有一定的分散性，這與不同管屏、管子向火側(cè)、背火側(cè)性能差別有關(guān)，運(yùn)行10萬小時(shí)后，個(gè)別管子強(qiáng)度接近或略低于540 MPa的下限值。

（3）與原始管相比，長(zhǎng)期運(yùn)行后的管材常溫強(qiáng)度指標(biāo)有所下降。從變化趨勢(shì)上看，在運(yùn)行6萬小時(shí)、10萬小時(shí)后，其強(qiáng)度性能有明顯變化。

2.2 高溫力學(xué)性能

以嘉興發(fā)電廠為試驗(yàn)對(duì)象，原始備品管的高溫（626℃）拉伸性能為：屈服強(qiáng)度330.2 MPa、抗拉強(qiáng)度368.6 MPa和斷面收縮率74.9%。

相對(duì)于原始備品管的力學(xué)性能，服役爐管高溫力學(xué)性能均表現(xiàn)出不同程度的退化現(xiàn)象，主要表現(xiàn)為屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度下降，而斷面收縮率變化不明顯。運(yùn)行10萬小時(shí)后，部分管子強(qiáng)度下降超過初始值的10%。

2.3 金相組織變化規(guī)律

隨著運(yùn)行時(shí)間的延長(zhǎng)，金相組織材料逐漸老化，主要表現(xiàn)為貝氏體中碳化物的析出和長(zhǎng)大，并逐漸在晶界聚集。

對(duì)運(yùn)行6萬小時(shí)、10萬小時(shí)、18萬小時(shí)的試樣進(jìn)行觀察，結(jié)果如圖1—3所示，金相組織的變化主要是碳化物的聚集長(zhǎng)大。運(yùn)行6萬小時(shí)后，鋼中碳化物數(shù)量明顯增加，少量碳化物顆粒長(zhǎng)大，貝氏體形貌逐漸趨于消失。10萬小時(shí)后，碳化物數(shù)量逐漸減少，顆粒逐漸長(zhǎng)大。主要是由于鄰近的數(shù)個(gè)顆粒聚集長(zhǎng)大成為一體，成長(zhǎng)為大顆粒，M23C6相逐漸連接成串，向晶界聚集。到了18萬小時(shí)，碳化物數(shù)量減少，顆粒粗大，向晶界聚集。

圖1 原材料典型金相組織

圖2 運(yùn)行10萬小時(shí)后金相組織

圖3 運(yùn)行18萬小時(shí)后金相組織

3 內(nèi)壁氧化皮厚度和當(dāng)量計(jì)算壁溫

3.1 內(nèi)壁氧化皮厚度

對(duì)內(nèi)壁氧化皮的測(cè)量統(tǒng)計(jì)顯示，同一標(biāo)高部位，各屏管子內(nèi)壁氧化皮厚度的差別明顯，壁溫越高氧化皮越厚，與對(duì)應(yīng)爐頂小室的實(shí)測(cè)壁溫基本吻合。

例如，錢清發(fā)電廠2號(hào)機(jī)組對(duì)流過熱器管在距離下彎頭約1.4 m高處的爐后側(cè)出口直管段，最大氧化皮厚度0.46 mm，最小氧化皮厚度0.19 mm，平均氧化皮厚度0.26 mm。嘉興發(fā)電廠2號(hào)機(jī)組末級(jí)過熱器離進(jìn)口段下彎頭1.5 m處的直管，內(nèi)壁氧化皮平均厚度為0.45 mm，最大厚度為0.54 mm。離出口段下彎頭上2.5 m處，內(nèi)壁氧化皮平均厚度為0.48 mm，最大值為0.60 mm。頂棚下約2.2 m處，內(nèi)壁氧化皮平均厚度為0.50 mm，最大值為0.58 mm。

3.2 爆管后的內(nèi)壁氧化皮厚度與當(dāng)量計(jì)算壁溫的關(guān)系

當(dāng)量金屬溫度可以按照Laborelec經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算，即：

式中：T為當(dāng)量金屬溫度；x為管子內(nèi)壁氧化層厚度；t為管子已運(yùn)行時(shí)間；a和b為特定材料常數(shù)。

鎮(zhèn)海發(fā)電廠3號(hào)機(jī)組高溫過熱器運(yùn)行18萬余小時(shí)后爆管，爆口內(nèi)壁氧化皮厚度約0.65 mm，當(dāng)量計(jì)算壁溫為595℃；4號(hào)機(jī)組高溫過熱器運(yùn)行16萬小時(shí)后割管，內(nèi)壁氧化皮最厚處為0.54 mm，當(dāng)量計(jì)算壁溫為588℃。溫州發(fā)電廠3號(hào)機(jī)組2010年7月末級(jí)過熱器爆管，爆口內(nèi)壁氧化皮厚約0.50 mm，當(dāng)量計(jì)算壁溫607℃；4號(hào)機(jī)組2010年4月末級(jí)過熱器爆管，爆口內(nèi)壁氧化皮厚約0.45 mm，當(dāng)量計(jì)算壁溫602℃。蕭山發(fā)電廠1號(hào)機(jī)組運(yùn)行12萬小時(shí)后，內(nèi)壁氧化皮最厚處為0.62 mm，當(dāng)量計(jì)算壁溫為614℃。錢清發(fā)電廠1號(hào)機(jī)組運(yùn)行7.9萬小時(shí)，內(nèi)壁氧化皮最厚處為0.47 mm，當(dāng)量計(jì)算壁溫608℃。錢清發(fā)電廠2號(hào)機(jī)組運(yùn)行5.4萬小時(shí)，內(nèi)壁氧化皮最厚處為0.46 mm，當(dāng)量計(jì)算壁溫621℃。

4 鋼102材料過熱爆管宏觀和微觀特征

4.1 爆口宏觀形貌

爆口有明顯的脹粗現(xiàn)象，如圖4所示，爆口斷裂面粗糙、不平整，邊緣粗鈍。爆口附近有眾多平行于爆口的軸向裂紋；爆口外表面氧化層較厚，已剝落；爆口附近管徑未見明顯的塑性變形和脹粗現(xiàn)象。

圖4 爆口典型形貌

4.2 爆口附近金相組織

爆口尖端存在蠕變裂紋和孔洞，晶粒有變形拉長(zhǎng)現(xiàn)象，如圖5所示。爆口附近內(nèi)壁的氧化皮厚度約0.45～0.60 mm。爆口附近金相組織中貝氏體形貌基本消失，碳化物顆粒粗大，大部分碳化物沿鐵素體晶界分布，部分呈鏈狀，如圖6所示。

圖5 爆口附近的蠕變裂紋

圖6 爆管母材典型金相組織

5 運(yùn)行后的組織性能變化和爆管原因分析

（1）氧化皮的厚度和形成速度、力學(xué)性能下降程度、金相組織老化程度和速度等，均與壁溫及運(yùn)行時(shí)間直接相關(guān)。

（2）爐頂小室內(nèi)壁溫度與爐內(nèi)管壁實(shí)際溫度有差別，但能大致反應(yīng)爐內(nèi)壁溫情況。爐內(nèi)管壁實(shí)際溫度與爐內(nèi)燃燒工況及空氣動(dòng)力場(chǎng)直接相關(guān)。

（3）近幾年發(fā)生的鋼102材料高溫受熱面管爆管均為長(zhǎng)時(shí)間過熱引起，與內(nèi)壁氧化皮的脫落直接相關(guān)，氧化皮堆積會(huì)造成管子堵塞，從而引起管子壁溫迅速上升。

（4）氧化皮的脫落主要與啟/停爐的速度、運(yùn)行方式、減溫水投用方式等相關(guān)。統(tǒng)計(jì)分析顯示，微油點(diǎn)火燃燒方式、減溫器的失效和減溫水的異常投用均會(huì)加快氧化皮的脫落。

6 建議

（1）對(duì)高溫受熱面管增加壁溫測(cè)點(diǎn)，尤其高溫區(qū)域更需嚴(yán)格控制壁溫。

（2）改善燃燒工況、運(yùn)行方式和減溫水投用方式，能降低高溫受熱面管壁溫度和減少氧化皮脫落的可能。

（3）必要時(shí)將鋼102材料更換為T91材料。

（4）機(jī)組計(jì)劃?rùn)z修時(shí)，應(yīng)加強(qiáng)割管檢查和下彎頭X射線拍片檢查。

[1]王笑天.金屬材料學(xué)[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1991.

[2]蔡文河，嚴(yán)蘇星.電站重要金屬部件的失效及其監(jiān)督[M].北京：中國(guó)電力出版社，2009.