分享：600 MW機組省煤器爆管原因

省煤器位于煙道尾部,管外部運行條件包含煙氣、飛灰和積灰,管內(nèi)部運行條件包含未飽和水[1]。省煤器管的材料一般為低碳鋼、合金鋼、不銹鋼等,這些材料中還添加了一些合金元素,如鉻、鉬、鎳等,以提高管子的耐腐蝕性、強度和耐磨性。省煤器管通常為無縫鋼管,在制造過程中,還會對其進行熱處理、冷卻處理等工藝,以進一步提高管子的性能。煤器管的失效形式有磨損、缺陷、腐蝕等,其中磨損的問題較為嚴重,主要為飛灰磨損,其次是碰觸磨損,另外還有局部防磨瓦、阻流板造成的渦流等。在這些因素的綜合作用下,部件的表面狀態(tài)、組織性能會逐漸劣化,嚴重時可使部件的薄弱部位產(chǎn)生磨損、腐蝕減薄、裂紋等危害性缺陷,最終導致爆管[2－8]。近年來,我國大型火電機組因“四管”爆漏引起的停機時間占機組非計劃停用時間的40%,占鍋爐設備非計劃停用時間的70%[9]。因此,減少鍋爐受熱面管的爆管次數(shù)、縮短非計劃停運時間是提高鍋爐運行可靠性和經(jīng)濟性的關鍵因素。某火力發(fā)電有限責任公司省煤器管發(fā)生爆管事故,其已運行73 290 h。該鍋爐型號為HG－2145/25.4－YM12,為一次中間再熱、超臨界壓力變壓運行、帶內(nèi)置式再循環(huán)泵啟動系統(tǒng)的直流鍋爐。該鍋爐為π型布置、單爐膛、尾部雙煙道、全鋼架懸吊結構,其燃燒器前后墻布置、對沖燃燒。省煤器出口設計工作溫度小于350 ℃,設計工作壓力小于31 MPa。 

爆管為省煤器出口集箱引入彎管(管樣1)及其下方與之對應的直管(管樣2)。鍋爐管材料為SA－210C碳錳鋼,規(guī)格(外徑×壁厚)為44.5 mm×6.7 mm。管樣1與管樣2在爐膛中的相對布置位置如圖1所示。 

圖  1  管樣1與管樣2在爐膛中的相對布置位置

筆者采用一系列理化檢驗方法對爆管原因進行分析,以防止該類問題再次發(fā)生。 

1.   理化檢驗

1.1   宏觀觀察及壁厚測量

管樣1的整體和局部宏觀形貌如圖2所示。 

圖  2  管樣1的整體和局部宏觀形貌

管樣1爆口位于彎頭背弧面中心處,開口長度為29.67 mm,開口寬度為14.11 mm。爆口附近管徑無明顯脹粗,爆口邊緣壁厚減薄明顯,爆口附近管子表面光滑,呈紅褐色,且存在明顯銹蝕,遠離爆口處管子外表面起伏不平,覆蓋有較厚的紅棕色銹蝕產(chǎn)物。對爆口邊緣附近管子橫截面及兩側(cè)直管段壁厚進行測量,以外彎為0點方向,順時針選取4點位置(見圖3)依次測量壁厚,結果如表1所示。測量結果顯示：爆口邊緣外弧面最薄處壁厚為1.11 mm,減薄量為83.43%；爆口兩側(cè)直管段壁厚接近公稱壁厚,未發(fā)現(xiàn)明顯減薄現(xiàn)象。 

圖  3  管樣1壁厚測量位置示意

選取爆口邊緣附近管子外徑進行圓度測量,長軸為45.54 mm,短軸為35.21 mm,爆口處圓度為25.59%。如果排除管子外彎處壁厚減薄因素,以內(nèi)徑測量值計算得出的圓度為12.35%。說明該彎管制造加工成型后的圓度不符合GB/T 16507.5—2013 《水管鍋爐 第5部分：制造》的要求。選取距爆口兩側(cè)各150 mm直管段處進行管徑測量,測得管徑分別為44.70,45.20 mm,未發(fā)現(xiàn)明顯脹粗現(xiàn)象。 

對管樣1爆口臨近直管段外壁氧化皮厚度進行測量,氧化皮厚度為1.03～2.10 mm。管樣1內(nèi)壁較光滑,但存在微小的點狀腐蝕及較淺的溝槽,無結垢現(xiàn)象(見圖4)。 

圖  4  管樣1爆口臨近直管段內(nèi)壁宏觀形貌

管樣2的整體和局部宏觀形貌如圖5所示。由圖5可知：在管樣2上可見安裝鰭片的痕跡；爆口位于鰭片根部邊緣,附近管壁存在局部吹損痕跡,呈圓形,爆口邊緣鋒利,鰭片邊緣的其他區(qū)域也存在吹損形成的溝槽；遠離爆口的鰭片根部也存在吹損痕跡,但表面較平整,存在黑色致密的氧化膜,說明該區(qū)域長期受到煙氣吹損的作用。 

圖  5  管樣2的整體和局部宏觀形貌

1.2   磁粉檢測

將管樣1,2沿軸向剖開,分別對內(nèi)、外表面進行磁粉檢測,在內(nèi)、外表面均未發(fā)現(xiàn)線性缺陷。 

1.3   化學成分分析

對管樣1進行化學成分分析,結果如表2所示。由表2可知：管樣1的化學成分符合ASME SA－210/210M 《鍋爐和過熱器用無縫中碳鋼管》對SA－210C鋼的要求。 

1.4   力學性能測試

對管樣1進行硬度測試,結果如表3所示。由表3可知：管樣1的硬度符合ASME SA－210/210M的要求。 

對管樣1進行拉伸試驗,結果如表4所示。由表4可知：管樣1的抗拉強度滿足ASME SA－210/210M的要求。 

1.5   金相檢驗

爆口附近管子內(nèi)壁存在較小的點狀腐蝕坑,其微觀形貌如圖6所示。隨機選取2處腐蝕坑,采用光學顯微鏡對腐蝕坑進行深度測量,結果為0.15,0.20 mm(見圖7)。 

圖  6  管樣1爆口附近內(nèi)壁腐蝕坑微觀形貌

圖  7  內(nèi)壁腐蝕坑深度測量結果

在管樣1爆口下端裂紋尖端附近取樣,對其鑲嵌后進行金相檢驗。爆口裂紋尖端微觀形貌如圖8所示。由圖8可知：管樣1的基體組織為鐵素體＋珠光體,存在較明顯的帶狀組織,評為2.5級,珠光體球化級別為3.5級,裂紋尖端呈穿晶擴展特征,裂紋附近組織存在晶粒拉伸變長現(xiàn)象,說明開裂部位材料存在明顯的局部塑性變形。 

圖  8  管樣1爆口裂紋尖端微觀形貌

對管樣2取樣并進行金相檢驗,結果如圖9所示。由圖9可知：管樣2的顯微組織為鐵素體＋珠光體,帶狀組織評為4.5級,珠光體球化級別為2.5級；管樣2的顯微組織基本正常,未見明顯老化。 

圖  9  管樣2母材微觀形貌

1.6   掃描電鏡(SEM)和能譜分析

在管樣1爆口中間部位截取試樣,對斷口表面進行掃描電鏡分析。因斷口表面銹蝕嚴重,采用體積分數(shù)為4%的鹽酸水溶液對斷口進行超聲波清洗,再對斷裂面裂紋邊緣進行觀察,斷面表面SEM形貌如圖10所示。由圖10可知：斷口大部分區(qū)域呈準解理斷裂形貌,斷面及試樣外表面仍有清洗后未能完全去除的氧化鐵,靠近外表面局部區(qū)域斷裂面存在二次裂紋,靠近外表面局部區(qū)域斷口上存在氧化物溶解后遺留的微小孔洞(見圖11),內(nèi)表面裂紋源萌生于內(nèi)表面的腐蝕坑(見圖12)及腐蝕溝槽(見圖13)。 

圖  10  管樣1斷面表面SEM形貌

圖  11  管樣1靠近外表面局部區(qū)域斷裂面二次裂紋及微小孔洞SEM形貌

圖  12  管樣1腐蝕坑SEM形貌

圖  13  管樣1溝槽SEM形貌

腐蝕坑內(nèi)部及內(nèi)表面溝槽均存在殘存的腐蝕產(chǎn)物,對腐蝕坑內(nèi)部、內(nèi)表面溝槽、外表面斷面分別進行能譜分析,結果如圖14～16所示。由圖14～16可知：腐蝕坑內(nèi)部、內(nèi)表面溝槽的氧元素含量明顯大于靠近外表面斷裂面,說明腐蝕產(chǎn)物主要為氧化鐵。 

圖  14  腐蝕坑內(nèi)部能譜分析位置和能譜圖

圖  15  內(nèi)表面溝槽能譜分析位置和能譜圖

圖  16  外表面斷面能譜分析位置和能譜圖

2.   綜合分析及結論

管樣1,2的磁粉檢測、化學成分分析和力學性能測試結果均符合標準要求,金相檢驗結果表明材料老化不嚴重,不存在長期超溫過熱現(xiàn)象。 

管樣1爆管的主要原因是彎管外表面的嚴重磨損及腐蝕造成的減薄量過大,使得剩余壁厚無法承受內(nèi)部介質(zhì)壓力,造成爆管。由于爆裂彎管處圓度超標,故在內(nèi)壓膜應力的作用下,彎管外彎復圓過程會產(chǎn)生較大的彎曲應力和拉應力,進一步增大彎管外彎部位管壁所承受的應力。 

管樣1內(nèi)表面存在較淺的凹槽及點狀腐蝕坑,在受力過程中這些部位形成局部應力集中,并成為薄弱點,促使裂紋在底部萌生并擴展,引起爆管。 

管樣2爆口的產(chǎn)生原因為管樣1彎管對應部位爆裂后,其局部發(fā)生吹損,造成壁厚減薄。直管上鰭片根部吹損部位的局部磨損區(qū)域表面發(fā)黑,存在氧化現(xiàn)象,由此推斷其表面存在長期煙氣及飛灰吹損,說明該位置可能存在煙氣走廊。 

3.   改進措施

建議擴大低溫省煤器管彎頭部位的宏觀觀察和壁厚測量范圍。對壁厚減薄量偏大或彎管圓度偏大的管子加強監(jiān)督,對壁厚減薄量大于30%的低溫段省煤器管進行全面更換。 

對省煤器管排進行檢查調(diào)整,防止出現(xiàn)煙氣走廊,從而加劇對局部管排的磨損；對空間位置及環(huán)境條件苛刻,易發(fā)生磨損的重點部位管子及彎管加裝防磨護瓦。避免使用劣質(zhì)煤,優(yōu)化調(diào)整燃燒方式,減少對省煤器的腐蝕和磨損。嚴格控制鍋爐水質(zhì)及酸洗工藝過程,防止介質(zhì)對省煤器管內(nèi)表面造成腐蝕。 

文章來源——材料與測試網(wǎng)