金敏華，劉獻(xiàn)良，賴(lài)云亭，朱保印

(1.江蘇常熟發(fā)電有限公司，江蘇 蘇州 215536，2.蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215004)

0 引言

過(guò)熱器管運(yùn)行溫度高、壓力大、工況惡劣，過(guò)熱器爆管事故造成的損失大，是導(dǎo)致電廠(chǎng)非計(jì)劃停機(jī)的主要原因，影響電廠(chǎng)的安全生產(chǎn)[1-3]。某電廠(chǎng)燃煤發(fā)電機(jī)組鍋爐為上海鍋爐廠(chǎng)設(shè)計(jì)制造的亞臨界、單爐膛、一次中間再熱、直流鍋爐，采用中速磨正壓直吹式制粉系統(tǒng)，單爐膛倒U型露天布置，四角切向燃燒，1993年7月投產(chǎn)，2004年將直流爐改成汽包爐，實(shí)行機(jī)組增容改造(300MW增容至330MW)。汽輪機(jī)為上海汽輪機(jī)公司生產(chǎn)的亞臨界、一次中間再熱單軸四缸四排汽反動(dòng)凝汽式汽輪機(jī)。鍋爐高溫過(guò)熱器底部彎頭及進(jìn)口側(cè)材質(zhì)12Cr1MoVG，出口側(cè)材質(zhì)為T(mén)91，設(shè)計(jì)運(yùn)行溫度540℃。鍋爐運(yùn)行時(shí)間13萬(wàn)h時(shí)，高溫過(guò)熱器底部彎頭發(fā)生爆管。針對(duì)上述高溫過(guò)熱器爆管情況，對(duì)爆管及臨近管屏取樣進(jìn)行試驗(yàn)分析，探討爆管原因。

1 研究方法

1.1 宏觀(guān)檢驗(yàn)

通過(guò)對(duì)爆口管爆口特征宏觀(guān)檢查，初步判斷爆管發(fā)生的可能原因，根據(jù)宏觀(guān)檢查結(jié)果，對(duì)爆口管及相鄰的一根管段取樣進(jìn)行試驗(yàn)分析。

1.2 化學(xué)成分分析

化學(xué)成分分析采用OPTIMA2100DV型全譜直讀等離子發(fā)射光譜儀，依據(jù)GB/T4336-2016《碳素鋼和中低合金鋼 火花源原子發(fā)射光譜分析方法(常規(guī)法)》標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行。

1.3 力學(xué)性能測(cè)試

采用100kN AG-IC 島津電子萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)，標(biāo)準(zhǔn)為GB/T228.1-2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》。硬度采用HBS-3000型數(shù)顯布氏硬度計(jì)，標(biāo)準(zhǔn)為GB/T231.1-2009《金屬材料 布氏硬度試驗(yàn) 第1部分：試驗(yàn)方法》。

1.4 金相組織分析

金相檢驗(yàn)采用Zeiss Axiovert 200MAT倒置萬(wàn)能材料顯微鏡，依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)為GB/T13298-2015《金屬顯微組織檢驗(yàn)方法》。

2 結(jié)果與討論

2.1 宏觀(guān)檢驗(yàn)

圖1為爆口管段爆口宏觀(guān)照片。

圖1 爆口宏觀(guān)形貌

從圖1可知，爆口發(fā)生在彎頭中性面靠近背弧側(cè)，爆口張開(kāi)較大呈菱形，有明顯的塑性變形特征；爆口邊緣減薄量較小，呈粗糙的鈍邊。

2.2 化學(xué)成分

對(duì)爆口管段取樣進(jìn)行化學(xué)成分分析，分析結(jié)果如表1所示。爆口管的化學(xué)成分符合GB/T5310-2017標(biāo)準(zhǔn)要求。

表1 爆口管化學(xué)成分分析結(jié)果 wt/%

2.3 力學(xué)性能

在爆口管段爆口附近、彎頭一側(cè)的豎直進(jìn)口段、彎頭另一側(cè)的豎直出口段分別取樣，在與爆口管相鄰管排的相同布置高度取樣，進(jìn)行布氏硬度和室溫拉伸性能測(cè)試。

參考標(biāo)準(zhǔn)《高壓鍋爐用無(wú)縫鋼管》(GB/T5310-2017)對(duì)12Cr1MoVG鋼管硬度及拉伸性能規(guī)定可知，兩管段不同位置取樣的硬度值均在標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的范圍內(nèi)，但爆口管的硬度值略低于相鄰管段相同位置的硬度值，且兩管段出口段的硬度值略低于進(jìn)口段。爆口管段彎頭處因在爆破時(shí)發(fā)生塑性變形，導(dǎo)致其硬度值略有升高。

2.4 金相檢驗(yàn)

圖2、圖3分別為爆口管及相鄰管段不同位置取樣的金相檢驗(yàn)照片。結(jié)果可見(jiàn)，爆口管和相鄰管彎頭及靠近彎頭的進(jìn)口側(cè)直管、出口側(cè)直管顯微組織均為鐵素體+碳化物，珠光體球化評(píng)級(jí)已達(dá)5級(jí)。

爆口處微裂紋內(nèi)有較厚的氧化產(chǎn)物，裂紋邊緣晶粒發(fā)生拉長(zhǎng)變形，并有大量的蠕變孔洞。兩管段內(nèi)壁氧化皮厚度均較大，尤其是相鄰管的彎頭內(nèi)壁氧化皮厚度已達(dá)583μm。此外，兩管出口側(cè)的氧化皮厚度均大于入口側(cè)，爆口管和相鄰管出口側(cè)內(nèi)壁氧化皮厚度分別約548μm和516μm。

圖2 爆口管取樣顯微組織形貌及內(nèi)壁氧化皮厚度測(cè)量

圖3 相鄰管取樣顯微組織形貌及內(nèi)壁氧化皮厚度測(cè)量

2.5 爆管原因分析

鍋爐受熱面管爆口管段化學(xué)成分滿(mǎn)足GB/T5310-2017標(biāo)準(zhǔn)要求。爆口管各位置取樣的力學(xué)性能均低于相鄰管，且內(nèi)壁氧化皮厚度均大于相鄰管，反映出爆口管的運(yùn)行溫度高于相鄰管。爆口開(kāi)口較大，呈菱形狀爆口，宏觀(guān)上具有一定的短時(shí)過(guò)熱爆口特征[4-7]。但爆口邊緣減薄量較小，呈粗糙的鈍邊，結(jié)合管段金相檢驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，爆口管及相鄰管段彎頭，以及靠近彎頭的入口側(cè)和出口側(cè)直管材料都嚴(yán)重老化，珠光體球化級(jí)別已達(dá)到5級(jí)，爆口附近還有大量的蠕變空洞，上述特征又符合受熱面管長(zhǎng)時(shí)過(guò)熱爆管的特征[8-11]。由此可以看出，爆口主要以長(zhǎng)時(shí)過(guò)熱為主，長(zhǎng)時(shí)過(guò)熱導(dǎo)致了組織和性能的劣化，而爆管前出現(xiàn)的短時(shí)超溫則加速了爆管的發(fā)生，但短時(shí)超溫幅度未超過(guò)12Cr1MoVG的Ac1相變點(diǎn)[12-16]。

鍋爐受熱面管在運(yùn)行過(guò)程中內(nèi)壁與高溫高壓的蒸汽接觸，會(huì)在內(nèi)壁形成一層氧化皮。當(dāng)氧化皮厚度過(guò)大時(shí)，金屬壁溫將會(huì)顯著升高，引起受熱面管超溫[17-21]。統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，剝離的氧化皮阻塞氣流造成鍋爐過(guò)熱器、再熱器超溫爆管，已成為全球范圍內(nèi)鍋爐管失效的第二位主要因素[22-25]。可見(jiàn)，內(nèi)壁氧化皮的生成是造成鍋爐受熱面管過(guò)熱爆管失效的最主要原因之一。

在一定的服役時(shí)間內(nèi)，鍋爐高溫受熱面管內(nèi)壁氧化皮的增長(zhǎng)厚度與其金屬壁溫有一定的對(duì)應(yīng)關(guān)系，這個(gè)等效的金屬壁溫就稱(chēng)之為當(dāng)量金屬溫度[26]。參考DL/T654-2009給定的12Cr1MoVG金屬溫度(537～648℃)的估算公式，即：

lgx=-6.839869+0.003860T1+0.000283T1lgt

式中：x為向火側(cè)內(nèi)壁氧化層厚度，mils；T1為蘭氏溫度，°R；t為管子的運(yùn)行時(shí)間，h。

計(jì)算得出的爆口管和相鄰管出口段的金屬溫度分別約582℃和580℃，而相鄰管彎頭處估算的金屬溫度約585℃。可見(jiàn)，管段存在超溫運(yùn)行的情況，這與顯微組織出現(xiàn)嚴(yán)重老化的結(jié)果相吻合。

3 結(jié)論與建議

試驗(yàn)分析結(jié)果可知爆管原因?yàn)殚L(zhǎng)時(shí)超溫導(dǎo)致管子顯微組織和力學(xué)性能劣化，強(qiáng)度不足而爆管，而短時(shí)超溫加速了爆管的發(fā)生。針對(duì)爆管原因，應(yīng)對(duì)整體高溫過(guò)熱器管材選取有代表性的管段進(jìn)行剩余壽命評(píng)估，根據(jù)評(píng)估結(jié)果制定高過(guò)的處理措施。加強(qiáng)對(duì)內(nèi)壁氧化皮的厚度監(jiān)測(cè)，定期采用超聲波等手段對(duì)內(nèi)壁氧化皮厚度進(jìn)行檢驗(yàn)，并對(duì)厚度較大區(qū)域割管檢驗(yàn)，并通過(guò)酸洗等降低氧化皮的厚度。在機(jī)組后續(xù)的運(yùn)行過(guò)程中，嚴(yán)格控制過(guò)熱器管金屬壁溫，對(duì)于12Cr1MoVG材質(zhì)的管子應(yīng)將金屬壁溫控制在≤580℃的范圍內(nèi)。