劉廣興, 龔 巍, 王兆民

(1. 哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司 材料研究所, 哈爾濱 150046; 2. 高效清潔燃煤電站鍋爐國家重點實驗室 (哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司), 哈爾濱 150046)

鍋爐水冷壁內(nèi)螺紋管泄漏原因分析

劉廣興1,2, 龔 巍1,2, 王兆民1,2

(1. 哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司 材料研究所, 哈爾濱 150046; 2. 高效清潔燃煤電站鍋爐國家重點實驗室 (哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司), 哈爾濱 150046)

通過宏觀檢驗、化學(xué)成分分析、力學(xué)性能試驗、金相檢驗、掃描電鏡以及能譜分析等方法，對某鍋爐水冷壁內(nèi)螺紋管在運行過程中發(fā)生泄漏的原因進行了分析。結(jié)果表明：在鍋爐機組啟停爐或負荷變化期間，該水冷壁內(nèi)螺紋管向火側(cè)溫度波動較大，使其承受較大的交變熱應(yīng)力，誘發(fā)管壁產(chǎn)生橫向熱疲勞裂紋，同時管壁附著的含硫腐蝕性灰分結(jié)焦，也對裂紋的擴展具有促進作用，兩者共同作用造成該水冷壁內(nèi)螺紋管發(fā)生泄漏失效。

水冷壁；內(nèi)螺紋管；泄漏；交變熱應(yīng)力；熱疲勞裂紋

某電廠爐型為HG-1792/26.15-YM1的超超臨界鍋爐機組在運行時，其水冷壁管發(fā)生泄漏。經(jīng)檢查發(fā)現(xiàn)泄漏的水冷壁管為爐右墻D2吹灰器噴孔中心爐前方向第3根管子，標高約為47.5 m，如圖1所示。泄漏的內(nèi)螺紋管規(guī)格為φ28.6 mm×6.4 mm，材料為15CrMoG鋼，鍋爐累計運行時間約為2×104h。為了查明該水冷壁內(nèi)螺紋管發(fā)生泄漏的原因，保證鍋爐機組的安全可靠運行，筆者對其進行了檢驗和分析[1-2]。

圖1 水冷壁管的泄漏位置及形貌Fig.1 Leakage location and morphology of the water wall tube

1 理化檢驗

1.1 宏觀檢驗

圖2 泄漏管向火側(cè)的橫向裂紋形貌Fig.2 Morphology of transversal cracks on the fire-facing side of the leakage tube

對泄漏點上方(鄰近泄漏處，但未含)的管段取樣進行宏觀檢驗，其宏觀形貌如圖2所示。由圖1和圖2可見：管子向火側(cè)外壁存在大量平行的裂紋，且裂紋方向與管子軸向垂直，并由外壁向內(nèi)壁擴展，具有熱疲勞裂紋的形貌特征；管子向火側(cè)外壁覆蓋著較厚的黑色結(jié)焦狀產(chǎn)物。

1.2 化學(xué)成分分析

采用QSN-750直讀光譜儀對15CrMoG鋼泄漏管段進行化學(xué)成分分析。由表1可見，該管段的各元素含量均符合GB 5310-2008對15CrMoG鋼成分的技術(shù)要求。

1.3 力學(xué)性能試驗

在15CrMoG鋼泄漏管段的背火側(cè)取樣，依據(jù)GB/T 228.1-2010進行室溫拉伸試驗，拉伸試樣為圓棒狀試樣。按GB/T 8170-2008對拉伸試驗數(shù)據(jù)進行數(shù)值修約，結(jié)果如表2所示，可見管子經(jīng)長期運行后，其背火側(cè)的力學(xué)性能仍符合GB 5310-2008技術(shù)要求。

表1 15CrMoG鋼泄漏管段的化學(xué)成分分析結(jié)果(質(zhì)量分數(shù))

表2 15CrMoG鋼泄漏管段力學(xué)性能試驗結(jié)果

1.4 金相檢驗

在泄漏管段的向火側(cè)和背火側(cè)分別切取金相試樣(取樣位置為圖2中1號位置和2號位置)，試樣經(jīng)過磨制、拋光處理后，用4%(體積分數(shù))硝酸酒精溶液進行化學(xué)侵蝕，在光學(xué)顯微鏡下觀察其顯微組織形貌。由圖3可見，管子向火側(cè)和背火側(cè)的顯微組織均為鐵素體+珠光體，在向火側(cè)未發(fā)現(xiàn)有珠光體球化現(xiàn)象，顯微組織檢驗結(jié)果滿足GB 5310-2008技術(shù)要求。從圖3可以看出，在向火側(cè)發(fā)現(xiàn)有穿晶裂紋由外壁向內(nèi)壁擴展，而背火側(cè)處未發(fā)現(xiàn)有裂紋存在。圖4為向火側(cè)切取的金相試樣的宏觀形貌，可見試樣外表面有長度不等的細小裂紋，從縱剖面可見裂紋已由外表面向內(nèi)部擴展。

圖3 泄漏管向火側(cè)與背火側(cè)的顯微組織形貌Fig.3 Morphology of microstructure of the leakage tube ona) the fire-facing side and b) the side unexposed to fire

圖4 向火側(cè)金相試樣宏觀形貌Fig.4 Macro morphology of metallographic specimen on fire-facing side:a) the outer surface; b) the longitudinal section

1.5 掃描電鏡分析

為了更好地觀察管子的裂紋形貌特征，對圖2中1號位置的金相試樣進行掃描電鏡(SEM)分析。由圖5可見，在向火側(cè)存在大量的橫向裂紋，其裂紋形態(tài)呈楔形；裂紋由外壁向內(nèi)壁擴展，并伴有二次裂紋，在裂紋區(qū)域內(nèi)存在氧化腐蝕產(chǎn)物，部分裂紋端部呈圓鈍狀，部分裂紋端部呈尖銳擴展狀，裂紋擴展形式均為穿晶擴展。對試樣縱剖面裂紋內(nèi)氧化物的成分進行能譜分析，結(jié)果見圖6，可見裂紋兩側(cè)的氧化區(qū)域以氧和鐵兩種元素為主，硫元素的含量也較高。同時在向火側(cè)表層灰分結(jié)焦中亦發(fā)現(xiàn)有較高含量的硫元素。

圖5 泄漏管向火側(cè)的掃描電鏡形貌Fig.5 SEM morphology of the leakage tube on the fire-facing side:a) the surface cracks; b) the longitudinal section cracks

圖6 泄漏管向火側(cè)裂紋內(nèi)氧化物SEM形貌和EDS譜Fig.6 The a) SEM morphology and b) EDS spectrum of oxide in cracks of the leakage tube on the fire-facing side

2 分析與討論

由上述理化檢驗結(jié)果可知，泄漏水冷壁內(nèi)螺紋管在長期服役后，其理化性能仍滿足GB 5310-2008技術(shù)要求，且管子向火側(cè)的顯微組織為正常的鐵素體+珠光體形態(tài)，未發(fā)現(xiàn)珠光體球化現(xiàn)象，其與背火側(cè)的顯微組織形態(tài)基本一致，說明在運行過程中管壁溫度處于正常溫度范圍，并未發(fā)生超溫現(xiàn)象，且裂紋的產(chǎn)生與管材本身質(zhì)量無關(guān)。

由宏觀檢驗與掃描電鏡分析結(jié)果可知，管子向火側(cè)外壁存在大量細小的平行裂紋，裂紋擴展形式為穿晶擴展[3]，具有熱疲勞裂紋的形貌特征。從管壁表面覆蓋著殘留的灰分結(jié)焦可知，高溫熔融的灰分結(jié)焦附著在管子外壁，會使局部向火側(cè)壁溫大幅度升高，為了避免由于結(jié)焦使得管壁傳熱狀況惡化，鍋爐的吹灰系統(tǒng)通過快速冷卻的方式使高溫的水冷壁管和管表面的積灰和結(jié)焦急速冷卻收縮，從而促使積灰和結(jié)焦迅速脫落，但這也會使得鋼管向火側(cè)承受較大幅度的交變熱應(yīng)力。同時該鍋爐水冷壁為全焊式水冷壁，軸向剛性較大，橫向剛性相對較小，而表面產(chǎn)生橫向裂紋的水冷壁正好處于熱負荷最高區(qū)域，鍋爐的啟停和負荷變化會使得管壁溫度變化最大，向火側(cè)壁溫峰值也會加大，產(chǎn)生的交變應(yīng)力也最大[4]。

李斌等[5]通過對水冷壁管傳熱狀況進行有限元分析認為，傳熱惡化的發(fā)生可直接引起對應(yīng)區(qū)域水冷壁管金屬溫度和向火側(cè)熱應(yīng)力大幅升高，水冷壁的傳熱惡化可在鍋爐的變工況運行中不同程度反復(fù)出現(xiàn)，從而使得水冷壁管向火側(cè)承受交變熱應(yīng)力作用，這對水冷壁管橫向裂紋的產(chǎn)生具有重要影響。

對裂紋區(qū)域進行能譜分析發(fā)現(xiàn)，除氧化產(chǎn)物外，裂紋內(nèi)物質(zhì)亦含有較高含量的硫元素；對向火側(cè)表層灰分結(jié)焦成分進行分析發(fā)現(xiàn)，灰分中亦含有較高含量的硫元素，說明在裂紋擴展過程中其周圍有氧化和腐蝕現(xiàn)象發(fā)生。

由以上分析可以推斷，該水冷壁內(nèi)螺紋管裂紋屬于熱疲勞裂紋，其形成的原因為鍋爐在啟停爐以及負荷變化的運行期間，水冷壁管向火側(cè)壁溫發(fā)生大幅度波動，易形成熱沖擊，使向火側(cè)管壁承受較大的交變熱應(yīng)力，當壁溫波動峰值產(chǎn)生的熱應(yīng)力超過材料的屈服強度時便會使管子產(chǎn)生塑性變形，在循環(huán)次數(shù)較多時，熱應(yīng)力所引發(fā)的塑性變形逐漸累積引起向火側(cè)管壁的損傷，從而產(chǎn)生熱疲勞裂紋[6-7]。美國電力研究院經(jīng)過多年試驗研究認為壁溫峰值是導(dǎo)致水冷壁管產(chǎn)生橫向裂紋失效的關(guān)鍵因素[8-9]。因此，本次水冷壁管泄漏主要是由向火側(cè)管壁上熱疲勞裂紋擴展導(dǎo)致的，另腐蝕介質(zhì)的存在加速了熱疲勞裂紋的擴展。

3 結(jié)論及建議

該鍋爐水冷壁內(nèi)螺紋管泄漏是由于在鍋爐機組啟停爐或負荷變化期間，其向火側(cè)承受較多次數(shù)較大的交變熱應(yīng)力，誘發(fā)管壁產(chǎn)生熱疲勞裂紋，同時管壁附著的含硫腐蝕性灰分結(jié)焦，也對裂紋的擴展具有促進作用，兩者相互作用造成管子泄漏失效。

建議鍋爐在運行期間盡量避免大幅度調(diào)整運行負荷以及低負荷運行，減小水冷壁管承受的熱沖擊疲勞，同時應(yīng)避免摻燒含硫灰分較高的煤質(zhì)，以免發(fā)生更大的損害。

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Reason Analysis on Leakage of the Internally Ribbed Tube in a Boiler Water Wall

LIU Guangxing1,2, GONG Wei1,2, WANG Zhaomin1,2

(1. Material Institute, Harbin Boiler Company Limited, Harbin 150046, China; 2. State Key Laboratory of Efficient and Clean Coal-Fired Utility Boilers (Harbin Boiler Company Limited), Harbin 150046, China)

The leakage reasons of the internally ribbed tube in a boiler water wall during operation were analyzed by methods of macroscopic examination, chemical composition analysis, mechanical property test, metallographic examination, scanning electron microscope and energy spectrum analysis and so on. The results show that during the period of start-up, shutdown or load change of the boiler unit, due to the large temperature fluctuation, the internally ribbed tube wall on the fire-facing side would withstand a large alternating thermal stress, which resulted in transversal fatigue cracks appearing in the tube wall. At the same time, the corrosive ash containing sulfur which attached to the tube wall promoted the expansion of the cracks. The above two factors co-acted and caused the leakage of the internally ribbed tube in the water wall.

water wall; internally ribbed tube; leakage; alternating thermal stress; thermal fatigue crack

10.11973/lhjy-wl201708015

2016-11-02

劉廣興(1982-)，男，工程師，碩士，主要從事超(超)臨界火力發(fā)電機組關(guān)鍵材料的使用和性能方面的研究，lgx198208@foxmail.com

TK223.3

B

1001-4012(2017)08-0603-04