(杭州華電半山發(fā)電有限公司，浙江 杭州 310015)

某電廠4#鍋爐是SG-420/140-M415型煤粉直流燃燒鍋爐，п型布置，燃燒器采用四角切向布置的直流燃燒器。爐膛上部出口處按煙氣流向分別布置6片前屏過熱器，其后布置14片后屏過熱器。高溫對流過熱器布置在折焰角的斜坡上，低溫過熱器由左右側包覆、后墻及爐頂過熱器所組成。設計過熱蒸汽流量420 t/h，過熱蒸汽溫度540 ℃，過熱蒸汽壓力13.72 MPa。

前屏過熱器在累計運行136 000 h左右，累計啟停230余次后發(fā)生爆管，從爆破口沖出的高溫高壓汽流造成附近管排吹蝕，形成二次或三次爆口，機組被迫停爐進行檢修。爆管具體位置為前屏過熱器由東向西數(shù)第四屏的外圈管子定位管。該定位管按管排的結構形狀彎制定形固定管排，并在此布置一道焊口。查圖紙，鋼管材料為10CrMo910鋼，規(guī)格為φ38 mm×4.5 mm 。爆管時引起該管在焊口附近斷裂，連接焊縫側斷口呈橢圓形喇叭狀，另一側斷口則已完全展開。爆破口兩側的管子均有明顯脹粗現(xiàn)象。

1 斷口宏觀檢查測量

1.1 爆破管的宏觀形貌

爆破管及附近因汽流沖蝕管的宏觀形貌見圖1。圖中可見，起始爆破管已完全按軸向展開。

圖1 爆破管及附近汽流沖蝕管宏觀形貌

1.2 爆口宏觀數(shù)據(jù)實測

割管以后對爆破管及相關的損傷管進行宏觀測量檢查，圖2為爆破管實測數(shù)據(jù)示意圖。爆破口兩側的管子呈明顯脹粗狀態(tài)，實測數(shù)據(jù)見表1。爆破時強大的高溫高壓氣流沖刷附近管排，引起該屏東西兩側橫向水平管、中間U形管彎頭內側等多處泄漏，水平連通管與附近焊件碰撞引起機械損傷。宏觀測量數(shù)據(jù)見表2。

根據(jù)以上實測數(shù)據(jù)分析，在離制造廠焊縫約55 mm處發(fā)生爆破，爆口展開處有明顯的減薄現(xiàn)象，最薄處僅有1.0 mm，只占原始壁厚的22%，爆口兩側2～3 m范圍內的管壁均有脹粗現(xiàn)象，經測量最大脹粗率為10.5%，大大超出《火力發(fā)電廠金屬技術監(jiān)督規(guī)程》(DL/T 438—2016) 9.3.19條低合金鋼管外徑蠕變應變不大于2.5%的規(guī)定。

圖2 爆破口宏觀示意圖

表2 附近沖蝕管宏觀實測數(shù)據(jù)

2 制造廠焊縫存在嚴重的裂紋性缺陷

爆口附近的焊縫是由制造廠使用碰焊的焊接方法完成的。對該焊縫解剖檢查發(fā)現(xiàn)，在焊縫根部和外弧表面均有裂紋缺陷，用表面滲透探傷方法進一步檢測到裂紋在焊縫中心位置上的連續(xù)性。其中焊縫外弧表面裂紋環(huán)繞整圈焊縫，焊縫根部的表面裂紋也超過整圈周長的50%，深度均在2 mm左右。圖3及圖4分別為該焊縫宏觀形貌和焊縫裂紋橫斷面示意圖。

3 力學性能試驗

為了了解爆破管脹粗段和未脹粗變形管段的力學性能，分別進行了割管試驗，取樣位置見圖2和表3，力學性能試驗結果列于表4。

圖3 制造廠焊縫內、外表面裂紋宏觀形貌

圖4制造廠焊縫橫斷面表面開裂示意圖

表3 力學性能取樣位置

表4 力學性能試驗結果

序號試樣標號抗拉強度/MPa屈服強度/MPa延伸率/%9S050639226標準規(guī)定值470～640≥255≥21

注：標準為《高壓鍋爐用無線鋼管》(GB/T 5310—2017)。

割管光譜材質復核為Cr，Mo，V鋼，估計通常為12Cr1MoV耐熱鋼，與實際提供的技術資料10CrMo910牌號不相符。按12Cr1MoV鋼的以上試驗數(shù)據(jù)可以看出，脹粗管和未脹粗變形管在室溫下的力學性能均符合標準《高壓鍋爐用無縫鋼管》(GB/T 5310—2017)的技術要求。有資料研究表明：12Cr1MoV在長期的高溫高壓下運行，當珠光體球化時，將使常溫力學性能根據(jù)球化等級的不同而相應地下降。但4#爐前屏過熱器在運行了136 000 h后，其常溫力學性能變化并不是很大，所有技術指標均在合格范圍內，說明其還有一定的使用壽命期。

4 金相顯微組織分析試驗

4.1 微觀金相取樣的選定

為了進一步分析爆管的原因，在爆破管上的脹粗位置和爆口展開位置，以及其他有代表性的部位分別選取了多個金相試樣。為了進行對比，在未脹粗變形的管段上也選取了金相試樣。具體位置如圖2所示。另外，因為在爆口附近制造廠的焊縫內外表面均發(fā)現(xiàn)裂紋，故也對其進行了焊縫橫斷截面的金相分析。

4.2 微觀組織分析

圖5所示為未脹粗管的金相組織。由圖5可見，珠光體區(qū)域內碳化物已經顯著分散，珠光體區(qū)域形態(tài)已經不明顯。大部分碳化物已分布于鐵素體的晶內或晶界上。按照“12Cr1MoV鋼球化級標準”(草案)評定為3～4級。

圖5 未脹粗管金相組織400×

圖6及圖7所示為爆口和脹粗管的金相組織，珠光體也已經分解但其形態(tài)仍舊可見。由于管子在爆破瞬間都發(fā)生了很大的變形，所以顯微組織具有一定的方向性，即組織沿著受力方向發(fā)生畸變。

圖6 爆口上金相組織 400×

圖8～10所示為制造廠碰焊接頭焊縫金相組織。由于該焊口采用的是碰焊焊接方法，通電以后加熱加壓使得兩管子端口局部熔化而達到原子間的結合，其熱影響區(qū)較小，真正組成焊縫的是局部變形隆起的母材，與添加填充金屬的焊接接頭相比，相當于處在稍離焊縫的母材熱影響區(qū)上，因此其呈現(xiàn)分布不均勻的不完全正火區(qū)的鐵素體與珠光體組織。

圖7 脹粗管段金相組織 400×

圖8焊縫母材金相組織400×

圖9焊縫金相組織400×

圖10焊縫熱影響區(qū)400×

圖11及圖12所示為焊縫的內外表面裂紋缺陷，從中可以看出裂紋已經達到了一定的深度。

圖11 焊縫表面裂紋情況 400×

圖12焊縫根部裂紋情況400×

5 試驗結果

1)宏觀檢查爆口張開很大，爆破口處管壁明顯減薄，最薄處僅為1.0～1.3 mm。爆口光滑，整個管子內外表面均未見較厚的氧化皮，屬于典型的短時過熱爆口特征。

2)在爆口附近有一制造廠焊口，從焊縫橫向取樣觀測到該焊縫外緣和根部上各有一道深度約2 mm的裂紋，外表面環(huán)繞整個管子周長，根部達到周長的50%。且焊縫根部突出，通流面積明顯減小。

3)管徑測量中發(fā)現(xiàn)，爆破管在制造廠焊口兩端約3 m范圍內有明顯脹粗現(xiàn)象，測得管徑脹粗直徑在Ф39～42 mm，最大蠕變變形約為10.5%。爆口緊挨制造焊口，管壁明顯減薄為3.75 mm。其余管子測量均正常。

4)按設計圖紙?zhí)峁┑牟牧弦?guī)格為Ф38 mm×4.5 mm，10CrMo910鋼，而實際光譜材質復核見到明顯的Cr，Mo，V元素譜線，說明實際使用材料與設計圖紙?zhí)峁┑牟牧喜幌喾?/p>

5)從金相顯微組織可以看到爆破口處和脹粗管珠光體分解，呈中度球化狀態(tài)。

6)爆口附近和未脹粗管的力學性能試驗均符合《高壓鍋爐用無縫鋼管》(GB/T 5310—2017)標準技術指標。

7)管子內彎弧外表面存在多處嚴重的機械硬傷。

6 原因分析

1)該機組從1984年投運至今已累計運行136 000 h左右，啟停230余次。按常規(guī)的10×104h設計，12Cr1MoV材料已經達到了設計壽命。

2)屏式過熱器布置在爐膛火焰中心上方，受到爐膛直接熱輻射，工作環(huán)境惡劣。

3)該屏式過熱器采用了新型的管子夾管子自身固定結構，用作管夾用的脹粗管兩端均定制為“S” 形狀彎頭，造成蒸汽通流阻力較大，中間又有碰焊焊口布置；減少了通流截面，造成局部超溫。

4)從爆口形狀及相關試驗結果可以確定此次爆管的直接原因是短時超溫過熱引起，不排除有被異物堵塞的可能性。

7 處理對策

1)加強運行管理，嚴格控制超溫超壓運行，建立嚴格的運行考核制度。在儀表測量的誤差、運行調節(jié)的遲延、負荷參數(shù)的波動等因素的影響下，鍋爐不可避免會出現(xiàn)短幅超溫、超壓，因此應堅決摒棄將溫度、壓力等參數(shù)壓“紅線”運行的“陋習”。當鍋爐發(fā)生超溫超壓或出現(xiàn)運行異常時，要認真做好記錄，查找原因，以便為事故分析提供切實可靠的原始依據(jù)。

2)建議對鍋爐受熱面管進行運行狀況壽命評估?？捎脿t管氧化皮厚度測量試驗方法進行爐管壽命評估。該項技術是建立在金屬運行溫度、性能和管壁內氧化皮厚度的對應關系上，通過專用的超聲波測厚技術，測得每根爐管內壁的氧化皮厚度及有關技術參數(shù)，并計算出鍋爐運行時的金屬當量壁溫，計算出在高度和寬度方向上的溫度分布場、應力分布場以及每根爐管的剩余壽命，然后找出哪些爐管處于超溫運行狀態(tài)，提醒材質受損嚴重需要及時更換，由此減少或防止鍋爐“四管”爆泄，提高機組安全、經濟性。

3)規(guī)范檢修工藝，嚴格把好檢修質量關。對于存在磨損、腐蝕、刮傷、變形、鼓包、氧化及表面裂紋等情況的受熱面管，應做好記錄，情況嚴重的應及時更換。在安排檢修進度時，應充分考慮焊口質量檢驗時間，提高焊口的一次合格率。