郝冬福，劉鴻

(廣東粵華發(fā)電有限責(zé)任公司，廣州 510731)

0 引言

某電廠#5鍋爐是上海鍋爐廠制造的SG-1025/16.7-M313型中間再熱鍋爐，后屏過熱器管設(shè)計(jì)壓力為17.35 MPa，溫度為515 ℃，布置在爐膛上部近出口處。該鍋爐于1989年11月投運(yùn)，2009年9月27日，鍋爐后屏過熱器A側(cè)2-10(第2排第10根)管發(fā)生爆管失效。

1 宏觀檢查

宏觀形貌檢查發(fā)現(xiàn)：管子破口呈脆性斷口特征，張口不太大，破口粗糙，過緣為鈍邊；破口及破口兩端的管子內(nèi)、外壁有一層較厚的氧化皮，破口外壁氧化皮大多已經(jīng)剝落；破口附近管子外壁有與破口方向一致的縱向?qū)Я鸭y。#5鍋爐后屏過熱器2-10管宏觀形貌如圖1所示。

圖1 #5鍋爐后屏過熱器2-10管宏觀形貌

2 金相檢驗(yàn)

從被檢管段上截取橫截面試樣，試樣制備處理后，作金相分析試驗(yàn)。金相檢驗(yàn)方法為：粗磨、金相砂紙細(xì)磨、機(jī)械拋光、HNO3酒精侵蝕、用OLYMPUS-PM3金相顯微鏡觀察并拍照。

(1)部位，破口外壁(破口處)；規(guī)格，?54 mm×9 mm；材質(zhì)，12Cr1MoV；腐蝕劑，4％硝酸酒精；放大倍數(shù)，800；組織，4.5級(jí)球化，珠光體(貝氏體)區(qū)域形態(tài)已基本消失，碳化物粒子在鐵素體晶界上分布。破口外壁金相照片如圖2所示。

(2)部位，破口內(nèi)壁(破口處)；規(guī)格，?54 mm×9 mm；材質(zhì)，12Cr1MoV；腐蝕劑，4％硝酸酒精；放大倍數(shù)，800；組織，4級(jí)完全球化，部分碳化物已分布在鐵素體晶界上，僅有極少珠光體(貝氏體)區(qū)域的痕跡。破口內(nèi)壁金相照片如圖3所示。

圖3 破口內(nèi)壁金相照片

(3)部位，破口反面外壁(破口反面)；規(guī)格，?54 mm×9 mm；材質(zhì)，12Cr1MoV；腐蝕劑，4％硝酸酒精；放大倍數(shù)，800；組織，3.5級(jí)球化，碳化物已成小球狀，有少量的珠光體(貝氏體)區(qū)域的痕跡。破口反面外壁金相照片如圖4所示。

圖4 破口反面外壁金相照片×800

(4)部位，破口反面內(nèi)壁(破口反面)；規(guī)格，?54 mm×9 mm；材質(zhì)，12Cr1MoV；腐蝕劑，4％硝酸酒精；放大倍數(shù)，800；組織，3級(jí)中度球化，碳化物已全部成小球狀，珠光體(貝氏體)區(qū)域內(nèi)的碳化物已顯著分散，仍保持原有的區(qū)域形態(tài)。破口反面內(nèi)壁金相照片如圖5所示。

圖5 破口反面內(nèi)壁金相照片×800

金相顯微組織檢驗(yàn)結(jié)果表明：顯微組織中12Cr1MoV組織中發(fā)生碳化物聚集、長(zhǎng)大的現(xiàn)象，碳化物呈小球狀分布于晶界上，管子的破口處球化程度比破口反面嚴(yán)重，沿管子外壁向內(nèi)壁碳化物尺寸和數(shù)量愈來愈小。

3 管子當(dāng)量溫度評(píng)估

鍋爐爐管在使用過程中，爐管內(nèi)壁會(huì)發(fā)生均勻的氧化腐蝕，通過大量試驗(yàn)可得出氧化膜的動(dòng)態(tài)變化情況，準(zhǔn)確測(cè)定管內(nèi)壁氧化膜厚度，進(jìn)而預(yù)測(cè)管壁的使用溫度。氧化膜厚度的測(cè)量采用金相法，所檢管段內(nèi)壁氧化膜厚度見表1，被檢管段均存在不同程度的管壁減薄現(xiàn)象。

#5鍋爐后屏過熱器A側(cè)2-10管，其檢測(cè)管段內(nèi)壁氧化膜厚0.450 mm，計(jì)算管壁當(dāng)量溫度為581 ℃，當(dāng)管壁厚度減至6.100 mm時(shí)，其剩余壽命為0 h，實(shí)際已經(jīng)發(fā)生爆管破裂。#5鍋爐后屏過熱器2-10管內(nèi)壁氧化膜(迎煙氣側(cè))如圖6所示。

表1 2-10管內(nèi)壁氧化膜及金屬壁厚實(shí)測(cè)(迎煙氣側(cè)) mm

圖6 #5鍋爐后屏過熱器2-10管內(nèi)壁氧化膜(迎煙氣側(cè))

4 檢驗(yàn)結(jié)果及分析

#5鍋爐后屏過熱器A側(cè)2-10管，材料為?54 mm×9 mm的12Cr1MoV，金相分析結(jié)果為球化組織，外壁金相組織老化評(píng)定為4.5級(jí)，其他部位金相組織老化在3級(jí)以上，已經(jīng)老化到中度球化級(jí)別以上(依據(jù)DL/T 773—2001《火電廠用12Cr1MoV鋼球化評(píng)級(jí)標(biāo)準(zhǔn)》)。

由內(nèi)壁氧化膜厚度推算的管壁當(dāng)量金屬溫度為581 ℃，根據(jù)DL/ T 715—2000《火力發(fā)電廠金屬材料選用導(dǎo)則》，12Cr1MoV主要應(yīng)用于壁溫≤570 ℃的受熱面管，此處管壁當(dāng)量溫度高于該金屬最高允許使用溫度。

宏觀與微觀金相檢查結(jié)果表明，#5鍋爐后屏過熱器A側(cè)2-10管爆為典型長(zhǎng)時(shí)過熱失效爆管特征，造成#5鍋爐后屏過熱器A側(cè)2-10管爆管失效的主要原因是長(zhǎng)期超溫。

從12Cr1MoV珠光體型耐熱鋼強(qiáng)化機(jī)制來分析，這種類型的耐熱鋼主要包括鉻、鉬等合金元素的固溶強(qiáng)化；強(qiáng)碳物形成元素釩會(huì)形成高穩(wěn)定的碳化物，產(chǎn)生沉淀強(qiáng)化，同時(shí)又促使合金元素鉻、鉬溶入α固溶體提高固溶強(qiáng)化效果。

對(duì)沉淀強(qiáng)化的理解是碳化物以極其彌散的小顆粒均勻分布在鐵素體上時(shí)，強(qiáng)化效果最顯著，而碳化物一旦聚集，顆粒變大，數(shù)量減少，并在晶界上分布時(shí)，其強(qiáng)化效果減弱，熱強(qiáng)性降低。而當(dāng)α-Fe中固溶強(qiáng)化元素的脫溶、貧化，反映在金相顯微組織上，主要是鐵素體內(nèi)的碳化物逐漸減少，鐵素體晶界上的碳化物聚集、長(zhǎng)大；反映在力學(xué)性能上，材料強(qiáng)度指標(biāo)下降。特別是到4級(jí)或4級(jí)以上球化時(shí)，碳化物基本聚集于晶界上，形成較大顆粒，碳化物沿晶界析出、聚集，會(huì)使材料的強(qiáng)度指標(biāo)大幅降低。

這種組織球化(老化)對(duì)材料性能的影響主要表現(xiàn)在室溫機(jī)械性能和高溫機(jī)械性能的變化上。組織老化會(huì)使材料的室溫強(qiáng)度(σb和σs)降低：在中等程度球化的情況下，會(huì)使低碳鋼的強(qiáng)度指標(biāo)降低10％～15％；在嚴(yán)重球化時(shí)，使其強(qiáng)度降低20％～30％。組織老化會(huì)使材料的蠕變極限和持久強(qiáng)度明顯下降。

由此可見，組織球化對(duì)材料高溫強(qiáng)度的影響很大，它加速了高溫承壓部件在使用過程中的蠕變速度，減少了工作壽命，導(dǎo)致材料在高溫和應(yīng)力作用下加速破壞。影響該過程的主要因素是時(shí)間和溫度，其中溫度的影響往往是主要的。

5 失效原因及防范措施

過熱器長(zhǎng)時(shí)過熱的主要原因有管子堵塞(焊瘤、異物等)、熱偏差或水力偏差使管子內(nèi)工質(zhì)流量減少、運(yùn)行溫度高于該金屬設(shè)計(jì)溫度，導(dǎo)致氧化速度變高，蠕變壽命降低等?？梢圆扇∫韵麓胧┻M(jìn)行有效防范。

(1)防止焊瘤、異物等落入管子中，定期用內(nèi)窺鏡檢查管子彎頭部位及聯(lián)箱。

(2)通過調(diào)整燃燒方式減少煙溫偏差。如通過人為減少A側(cè)煤粉燃燒器的給粉量及適時(shí)調(diào)節(jié)上排或下排二次風(fēng)量等方式降低A側(cè)的煙溫。

(3)測(cè)量運(yùn)行溫度，嚴(yán)格控制爐膛溫度及管壁溫度，不宜過高。鍋爐運(yùn)行時(shí)，使用減溫水、燃燒器擺動(dòng)、制粉系統(tǒng)運(yùn)行方式等各種調(diào)節(jié)手段對(duì)壁溫進(jìn)行調(diào)節(jié)，杜絕受熱面超溫現(xiàn)象。

(4)定期進(jìn)行管子外觀和壁厚檢查，對(duì)于管子金屬壁厚減薄嚴(yán)重或?qū)嶋H測(cè)得管壁厚度過小部位設(shè)為重點(diǎn)臨危部位(減薄量達(dá)到壁厚的20％)，該區(qū)域一般也是超溫嚴(yán)重的區(qū)域，應(yīng)及時(shí)更換。

(5)對(duì)重點(diǎn)監(jiān)測(cè)部位的管子進(jìn)行壽命評(píng)估。

(6)更換管子，可以考慮對(duì)表面氧化嚴(yán)重和實(shí)測(cè)管壁厚度過小管段更換耐熱溫度更高的合金，如T91等。