1000MW超临界电站锅炉包墙过热器爆管原因分析

吴荣广 梁 奎 马少海 张树利

（1.国家能源费县发电有限公司 临沂 273401）

（2.中国特种设备检测研究院 北京 100029）

锅炉爆管是锅炉运行中最常见的失效方式,引起爆管的原因多种多样,其中短时超温爆管与长时超温爆管是较为常见的失效原因[1-3],在锅炉运行中,受热面管在由于堵塞、膜态沸腾等水循环不畅时,导致管子传热受阻,管壁温度在短时间内急剧上升,在超过临界点短时运行时,管子的力学性能急剧恶化,且在管内介质压力的双重作用下,管子内部会逐渐产生一些微裂纹,且这些微裂纹逐渐扩展延伸,并相互贯通,最终发生剪切断裂,一般称为短时超温爆管[4]。长时超温爆管[4]则是由于受热面管壁温高于管子设计温度,同时又低于相变临界点温度,在长期运行中管子的金相组织恶化,碳化物球化严重,且内、外壁生成均匀的氧化皮,最终在管子最薄弱的部位发生脆性断裂。

1 锅炉概况

某电厂1 000 MW机组电站锅炉为超超临界参数变压运行螺旋管圈直流炉,采用单炉膛双切圆燃烧方式、一次中间再热、平衡通风、固态排渣、全钢架悬吊结构、半露天Π型布置。水平烟道深度为7 010 mm,由后烟井延伸部分组成,其中布置有末级再热器。后烟井总深度为12 880 mm,分成前后2个分隔烟道,前烟道深度为6 560 mm,布置有低温再热器和省煤器,后烟道深度为6 320 mm,布置有低温过热器和省煤器。该锅炉于2009年11月投运,至2021年3月已运行约7.7万h。

2021年,锅炉的后烟井前包墙位置共发生多次爆管泄漏,爆管位置均位于炉右侧左数第180至213根管之间区域,爆管发生高度均位于水平烟道末端标高。后烟井前包墙总计有270根管,每2根布置成纵向一列,规格为φ50.8 mm×8 mm,材质为15CrMoG。发生爆管时,每次的爆口外观特征相似,因此为查出爆管原因,本文选取最近一次发生爆管的试样,从宏观检查、力学性能测试、金相组织等角度对爆管试样进行分析,并从锅炉运行、检修等方面提出合理化建议,为避免下次爆管事故提出一些切实可行的预防措施。

2 爆管试样分析

对图1中发生爆管泄漏的管子取样分析,为方便区分,将发生泄漏的管子编号为1＃,与1＃管相邻但未发生泄漏的管子编号为2＃,其中红框内为金相取样位置,蓝框内为力学性能测试取样位置。选取黄色线位置作为尺寸测量的代表性位置,其横截面见图2,将管子迎风侧顶端标记为a,则背风侧标记为b。

图1 试样的取样位置示意图

图2 试样管的横截面宏观形貌

2.1 宏观检查

图3为1＃管宏观形貌,爆口位于管子迎烟气侧,呈喇叭状,爆口边缘存在减薄现象,爆口附近外壁部分位置有氧化皮覆盖,氧化皮表面呈现纵向平行裂纹特征,爆口边缘沿管子轴线开裂为泄漏后产生撕裂作用造成,爆口处内壁较为光滑,无明显氧化皮。从试样管的尺寸测量结果知（见表1）,1＃管与2＃管均存在减薄、胀粗现象,但1＃管减薄、胀粗程度更为明显。管子在发生长时超温爆管后,管子爆口处断面应较为粗糙,且呈脆性断裂,同时不会产生严重的减薄或胀粗现象,管子的内壁与外壁则会有氧化皮生成。因此,根据爆口宏观形貌及尺寸测量,初步判断1＃管爆口主要原因为短时超温爆管。

表1 试样管的尺寸测量结果 mm

图3 1＃管的宏观形貌

图3 1＃管的宏观形貌（续）

2.2 力学性能测试

按照GB/T 228.1—2010《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》[5]中的要求,分别在1＃管与2＃管的直管段位置取弧形拉伸试样,并进行力学性能测试,测试结果见表2。1＃管与2＃管的力学性能均可以满足GB/T 5310—2017《高压锅炉用无缝钢管》[6]中的有关要求,但1＃管的迎风侧、背风侧与2＃管的迎风侧、背风侧的抗拉强度相差100～150 MPa,且断后伸长率A也相差较明显,说明管子迎风侧在炉膛烟气的冲刷下,其管壁温度要比背风侧的高,且在烟气冲刷的物理作用下,迎风面产生一些纵向微裂纹（如图3（b）所示,纵向裂纹虽然是长时超温爆管的特征,但是裂纹数量较少,且没有更多证据表明爆管是由于长时超温导致）,经过一段时间运行导致力学性能下降。屈强比是衡量材料脆性的指标之一,屈强比越大,屈服强度与抗拉强度的值越接近,则材料脆性越大,由表2可知,1＃与2＃迎风侧的屈强比较背风侧大,同时发生爆管的1＃管屈强比要比2＃管大,则说明迎风侧最有可能发生脆性断裂,且1＃管发生脆性断裂的可能性最大,1＃管与2＃管背风侧的屈强比相近,这说明1＃管与2＃管的背风侧管壁力学性能相近,进一步说明管内的介质温度与介质压力相似,因此排除是汽水测（即介质温度、介质压力）的因素导致爆管的发生。

表2 力学性能测试结果

2.3 金相组织分析

对1＃管爆口处、爆口远端截取横截面试样进行金相组织分析,如图4和图5所示。根据金相组织图4（a）～(b)可以看出,爆口尖端有明显的晶粒拉伸变形现象,且分布有部分孔洞及裂纹,尖端金相组织为变形的珠光体+铁素体+少量碳化物,根据DL/T884—2019《火电厂金相检验与评定技术导则》中有关评定珠光体组织球化特征的标准（下同）,球化级别评定为2.5级,除了应力导致的晶粒变形外,其金相组织正常。图4（c）～（d）所示的爆口处的内壁及外壁金相组织正常,外壁个别区域存在圆斗型腐蚀坑,深度最大约为0.13 mm,内壁未见腐蚀坑及其他明显缺陷。图4（e）所示的爆口处金相组织为珠光体+铁素体+碳化物+少量贝氏体,球化级别评定为2.5级,组织内珠光体含量较少,且已开始分散,同时晶界上开始析出颗粒状碳化物,而贝氏体的出现则是由于爆管时产生汽水喷射在爆口处,相当于不同程度的淬火。贝氏体作为过冷奥氏体的中温转变产物更是佐证了管子壁温已高于临界点。管子在发生长时超温过热爆管后,爆口内壁则会生成很多细小的蠕变裂纹,裂纹处则填充较多氧化物,因此可以进一步排除管子长时超温过热爆管的可能。

图4 1＃管爆口处金相组织（续）

图4 1＃管爆口处金相组织

1＃管远离爆口位置处的金相组织（如图5所示）为珠光体+铁素体+碳化物,球化级别评定为2.5级,金相组织开始出现老化倾向。管子外壁存在一层氧化皮,厚度约为0.28 mm。

图5 1＃管爆口远端金相组织

2＃管金相组织（如图6所示）为珠光体+铁素体+碳化物,晶界上开始析出颗粒状碳化物,球化级别评定为2.5级,管子内壁、外壁均未见明显腐蚀及其他明显缺陷。

图6 2＃管金相组织

图6 2＃管金相组织（续）

通过以上金相组织观察,1＃管与2＃管的金相组织均为珠光体+铁素体+碳化物,球化级别为2.5级,由于锅炉运行时间已长达约7.7万h,管子的金相组织开始出现老化倾向。发生爆口泄漏的1＃管的外壁则生成一层薄薄的氧化皮,而2＃管的内、外壁均无氧化迹象,这说明相同的外部环境中,1＃管的运行状况更为恶劣。同时在金相组织中未发现有组织严重球化、明显的蠕变晶间裂纹等具有长时超温爆管的典型特征。

在最后一次爆管发生前,经分析讨论,为了验证是否由于管内蒸汽流量不均造成气塞从而导致爆管的发生,电厂在爆管区域加装了流量测点,在爆管发生后,经调取运行数据,未发现管内流量异常情况。

为探究爆管原因,爆管发生后,电厂及时地对泄漏管、相邻管和前包墙的上、下集箱做了内窥镜检查,未发现堵塞异物,因此爆管原因排除了管内异物堵塞导致水循环不畅、管壁热交换受阻的因素。同时在爆管发生后,电厂在爆管区域加装了温度探针用以监测烟气温度,同时加装温度测点用以监测管壁温度,经过调整燃烧方式,使烟气均匀地冲刷过热器管,同时严密监测管壁温度,采取一系列措施后,该锅炉运行至今,未再发生爆管事故。

3 结论及建议

综合以上分析,包墙过热器管爆口处宏观形貌、力学性能及金相组织特点符合短期过热爆管的特征。而造成短期过热的因素包括管外侧的烟气冲刷、管内侧的汽水循环不畅及结垢,通过以上试验分析及现场自查,排除管子汽水测的因素,最终确定导致管子爆管的原因为高温烟气的不均匀冲刷。

根据以上分析、讨论以及短时超期爆管的特点,提出如下建议：

1）在包墙过热器管更换后严密监测爆口处管子、相邻管子以及炉左侧对称位置管子的迎风侧及背风侧壁温,避免管子的超温运行。

2）加装水平烟道烟温测点,严密监控烟气温度,避免管子受到过高温度烟气的冲刷。

3）结合锅炉检修时机,检查管子及相连集箱的异物堵塞情况。

4）控制锅炉的升、降负荷速度,防止壁温波动过大而导致的疲劳影响。

5）若采取以上措施后效果仍不明显,根据炉膛水平烟道的烟气温度,可以考虑升级材质（比如12CrMoVG）。