湯永祥

摘要：某電廠#3鍋爐低壓蒸發(fā)器曾發(fā)生兩次爆管。為查找爆管原因，將爆破管段送至電力科學研究院進行試驗。分析表明，流體加速腐蝕（FAC）是導致低壓蒸發(fā)器爆管的原因，管子實測剩余壁厚低于設計壁厚也是一個值得注意的因素。

關鍵詞：低壓蒸發(fā)器;爆管;流體加速腐蝕

1 概述

某電廠3號鍋爐為三壓、再熱、無補燃、臥式自然循環(huán)型余熱鍋爐，配9FA燃氣輪機機組，于2008年5月投入運行。3號鍋爐低壓蒸發(fā)器曾發(fā)生了兩起爆管泄漏事件。

（1）第一次：發(fā)現(xiàn)低壓蒸發(fā)器中間聯(lián)箱下方的一根受熱面管在管座彎管處發(fā)生泄漏。在之后的處理過程中，割掉16條低壓蒸發(fā)器受熱面管并進行了封堵。

（2）第二次：機組準備兩班制停機消缺。凌晨機組停運，7：00發(fā)現(xiàn)爐底有水滴出。經(jīng)現(xiàn)場檢查，發(fā)現(xiàn)低壓蒸發(fā)器中間聯(lián)箱靠A側(cè)爐墻處的一根受熱面管在管座彎管處發(fā)生泄漏。

為分析爆管原因，電力科學研究院針對爆破管段開展了宏觀檢查、成分分析、金相組織觀察，并且進行了分析討論。

圖1所示為試驗管樣，其中1號為第一次爆管彎管段，2號為第二次爆管彎管段，3號為第二次爆管帶鰭片的直管段。

圖2所示為低壓蒸發(fā)器系統(tǒng)圖以及爆管位置示意。爆管點位于低壓蒸發(fā)器上集箱引出的彎頭。管子設計材質(zhì)為20G，直管段管子規(guī)格為38mm×2.9mm，彎頭規(guī)格為38mm×4.5mm。值得注意的是，上集箱管座與彎頭之間為焊縫連接;彎頭與直管段之間也為焊縫連接，由于規(guī)格不同，因此該處為異徑管連接。

2 試驗情況

2.1 宏觀檢查與尺寸測量

選取有代表性的位置對三個管樣進行尺寸測量，測量位置如圖1所示。注：1號管和2號管的測量位置為彎頭直段。表1所示為尺寸測量結(jié)果。

由表1可知，1號管樣和2號管樣的管子壁厚明顯低于設計壁厚;而3號管樣的管子壁厚大于設計壁厚。此外，管子外徑?jīng)]有發(fā)現(xiàn)異常，與設計值接近。

圖3所示為2號管樣爆口宏觀形貌及管壁減薄情況，破裂處壁厚僅0.8mm，壁厚減薄嚴重。

圖4所示為1到3號管樣管子內(nèi)壁的宏觀照片。可見，1號管樣和2號管樣內(nèi)壁出現(xiàn)了腐蝕坑，呈現(xiàn)馬蹄坑（horse-shoe pits）或魚鱗狀特征的腐蝕形態(tài);3號管樣內(nèi)壁正常，未出現(xiàn)腐蝕坑。

2.2 成分分析

經(jīng)切割取樣、磨樣，采用島津PDA-7000型火花光電直讀光譜儀對試驗管樣進行材質(zhì)分析，成分分析結(jié)果見表2。根據(jù)國標GB 3087-2008《低中壓鍋爐用無縫鋼管》的技術要求，20G鋼管的化學成分應符合國標GB/T 699的規(guī)定。因此，表2列出了國標GB/T 699-1999《優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構鋼》對20G的成分要求。

可見，管子的成分符合國家標準GB/T 699-1999對20G的要求。

2.3 金相試驗

為了研究管子內(nèi)部以及腐蝕坑處的金相組織變化，選取2號管樣和3號管樣（第二次爆管泄漏）的橫截面試樣和縱截面試樣進行分析。經(jīng)切割取樣、磨樣、拋光并用4%硝酸酒精溶液腐蝕，采用Leica DMI 3000型光學顯微鏡，觀察選取試樣的金相組織形貌。

圖5和圖6所示分別為2號管樣（彎頭直段）和3號管樣（直管段）的500×金相組織照片?？梢?，選取試樣的金相組織均為正常的鐵素體+珠光體組織。管子在長時高溫運行條件下，珠光體并沒有發(fā)生球化。然而，沿著軋制方向呈現(xiàn)出一定程度的帶狀組織分布。

圖7和圖8所示為2號管樣管內(nèi)壁橫截面金相組織觀察結(jié)果。圖7示意了管內(nèi)壁腐蝕坑的位置，圖8則展示了腐蝕坑附近的管內(nèi)壁金相組織。由圖8可見，管內(nèi)壁金相組織沒有明顯變化，未觀察到腐蝕產(chǎn)物層。

3 分析討論

上述試驗結(jié)果表明：

（1）彎頭直段的管子壁厚低于設計壁厚，泄漏點處壁厚嚴重減薄;

（2）彎管段內(nèi)壁出現(xiàn)了或魚鱗狀特征的腐蝕坑，而與彎頭相距較遠的直管段內(nèi)部未出現(xiàn)腐蝕坑;

（3）管子取樣分析的實測成分符合國標GB/T 699-1999《優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構鋼》對20G的成分要求，未錯用材質(zhì);

（4）管子本體金相組織正常，腐蝕坑附近金相組織未發(fā)生變化（與管子本體金相組織一致），未見腐蝕產(chǎn)物層（流體流速較快，腐蝕產(chǎn)物被流體沖刷掉）;

（5）管子泄漏處出現(xiàn)在管道彎頭處，并且泄漏點附近存在管座焊縫和異徑管連接處。

通過宏觀檢查、壁厚測量、成分分析、金相組織觀察，發(fā)現(xiàn)管子破壞的特征與流體加速腐蝕（Flow Accelerated Corrosion，簡稱FAC）的特征比較吻合。宏觀檢查所發(fā)現(xiàn)魚鱗狀特征的腐蝕坑，管壁嚴重減薄，管子金相組織正常，未見腐蝕產(chǎn)物，這些都符合FAC的特征。此外，帶鰭片的直管段內(nèi)壁宏觀形貌正常，未出現(xiàn)腐蝕的現(xiàn)象，這表明水質(zhì)存在問題的可能性較小，否則整個管段都將出現(xiàn)如彎頭段的腐蝕情況，這也進一步佐證了FAC的存在?？梢?，這兩次爆管泄漏事件是由于FAC導致壁厚嚴重減薄而造成的，同時，在長時高溫運行后并受FAC影響，彎頭段管子實測壁厚明顯低于設計壁厚。

FAC是在強還原環(huán)境下的紊流區(qū)，如管道彎頭、三通以及異徑管連接處發(fā)生的加速性腐蝕。FAC可以分為兩個過程：第一個過程是腐蝕（化學）過程，即氧化膜/水界面產(chǎn)生可溶解的亞鐵離子，氧化膜主要是疏松多孔的Fe3O4覆蓋層;第二個過程是流體動力學（物理）過程，即亞鐵離子通過擴散邊界層向主體溶液遷移，該過程受擴散梯度控制。前者是造成FAC的主要成因，后者對FAC的發(fā)生具有促進作用。FAC的機理見圖9。

影響FAC的因素概括起來可以將其分為三類：

①環(huán)境因素，包括工質(zhì)的溫度、pH值、氧濃度以及亞鐵離子含量;

②材料合金元素的因素，主要是指鋼的化學成分，作用最大的合金元素是Cr，通常1wt%的Cr含量就能使FAC速率降到很低甚至可以忽略;

③流體動力學因素，包括流體流速、管道幾何形狀等。特別值得注意的是，管道幾何形狀對局部腐蝕有比較大的影響。管道幾何形狀的改變致使流線彎曲，流速分布相應發(fā)生變化，嚴重時甚至產(chǎn)生渦流，形成嚴重的紊流。

因此，當流體流經(jīng)管道彎頭時也會導致彎管中的流體局部紊流。同理，流體流過異徑管連接處時（由于截面突變和焊縫不規(guī)則凸起）也容易產(chǎn)生局部紊流。這些局部紊流是加速FAC的重要原因。

4 結(jié)論與措施

試驗結(jié)果表明，彎頭直段實測剩余壁厚小于設計壁厚，彎頭泄漏點處壁厚嚴重減薄;彎管段內(nèi)壁出現(xiàn)了或魚鱗狀特征的腐蝕坑，直管段內(nèi)部未發(fā)現(xiàn)腐蝕情況;管子未錯用材質(zhì);組織為正常的鐵素體+珠光體組織，腐蝕坑附近未見腐蝕產(chǎn)物層;管子泄漏處出現(xiàn)在管道彎頭處，泄漏點附近管道存在幾何形狀的改變。可以推斷，低壓蒸發(fā)器爆管泄漏事件是由于流體加速腐蝕（FAC）導致管子壁厚嚴重減薄所造成的，此外管子實測壁厚低于設計壁厚也是一個值得考慮的方面。以下為具體措施：

（1）從工質(zhì)條件看 ，雖然HRSG的頻繁啟停會大大增加金屬接觸過渡性水質(zhì)的時 間 ，但在給水品質(zhì)滿足條件時 ，通過提高給水含氧量和通過加藥提高給水PH值仍是 防止 FAC的有效措施。

（2）從水力條件看 ，HRSG給水系統(tǒng)的流速較低，是誘發(fā)FAC的次要因素，在水力條件較為惡劣的彎頭部分可采用肓管的形式改善流場，達到減緩FAC的目的 。

（3）將FAC低溫受熱面的彎頭部分及低壓蒸發(fā)器的材質(zhì)改為含有一定量Cr元素的低合金鋼是從根本上防止FAC的最有效措施之一。

（4）控制焊接工藝質(zhì)量，減少因管道焊縫凸起而引起的流體加速腐蝕。此外，做好管壁清理措施，避免管內(nèi)存在明顯的異物或內(nèi)凸、焊瘤的焊縫。

（5）對低壓蒸發(fā)器受熱面管子壁厚進行普查，一旦發(fā)現(xiàn)管子實測剩余壁厚低于設計壁厚，應進行相應處理。

（6）定期對容易發(fā)生流體加速腐蝕穿孔的彎頭、焊縫下游部位、異徑管連接處進行超聲檢測（或壁厚測量），提前發(fā)現(xiàn)腐蝕較薄部位并進行有效處理，減少非計劃停機或者爆管泄漏事件的發(fā)生。

5 結(jié)束語

鍋爐經(jīng)過對上部彎頭整體更換為φ38×4.5/20的15CrMo 低合金鋼彎頭改造后，在同等正常給水PH值情況下，減少了流體加速腐蝕，提高了鍋爐低壓蒸發(fā)器運行的穩(wěn)定性，沒有再出現(xiàn)同類爆管漏水現(xiàn)象，為整個機組降低了運行成本，提高了經(jīng)濟效益。

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