1000 MW 機(jī)組鍋爐燃盡風(fēng)噴口水冷壁管頻繁泄漏原因分析

張方明，彭以超，唐建華，樓玉民，趙煒煒

（1.浙江浙能電力工程技術(shù)有限公司，浙江 寧波 315103；2.浙江浙能技術(shù)研究院有限公司，浙江 杭州 311121）

0 引 言

某電廠兩臺鍋爐是1000 MW 超超臨界、帶中間混合集箱垂直管圈水冷壁直流爐、單爐膛、采用八角雙火焰切圓燃燒方式∏型燃煤鍋爐[1-2]，型號為HG-3101/27.56 -YM2。 水冷壁采用焊接膜式壁、內(nèi)螺紋管垂直上升式，均為?28.6 ×5.8 mm（最小壁厚）四頭螺紋管，管材為15CrMoG，節(jié)距為44.5 mm，管子間加焊的扁鋼寬為15.9 mm，厚度6 mm，材質(zhì)為15CrMoG。

2019 年11 月9 日，該電廠8 號爐運(yùn)行時前墻水冷壁在44.5 米層2 號角（見圖1）泄漏，發(fā)生泄漏的位置位于垂直水冷壁管與燃盡風(fēng)噴口彎管交界位置的向火側(cè)，并且其旁邊的水冷壁鰭片在運(yùn)行時出現(xiàn)嚴(yán)重拉裂[見圖2（a）]，長約1 米以上。 擴(kuò)大檢查發(fā)現(xiàn)8 號爐5 號和3 號角同樣位置水冷壁鰭片也存在拉裂[見圖2（b）]。 另外，圖1中另7 個角水冷壁向火側(cè)同樣位置也存在同樣的裂紋。 該電廠7 號爐在2018 年10 月同樣在垂直水冷壁管與燃盡風(fēng)噴口彎管處發(fā)生泄漏和鰭片拉裂情況如圖3 所示。

圖1 燃燒器、燃盡風(fēng)布置圖

圖2 8 號爐爐膛水冷壁泄漏位置及鰭片撕裂宏觀形貌

圖3 7 號爐水冷壁泄漏宏觀形貌

兩臺鍋爐膛水冷壁管頻繁泄漏和鰭片拉裂幾乎完全一致的共性特征，表明水冷壁失效存在深層次的原因，對于電廠安全生產(chǎn)和機(jī)組“降非?！碑a(chǎn)生了嚴(yán)重的影響。 本文從機(jī)組結(jié)構(gòu)、運(yùn)行參數(shù)、理化分析等多個角度進(jìn)行討論，對導(dǎo)致水冷壁管頻繁泄漏的原因進(jìn)行分析討論，并提出一些針對性的反措，為國內(nèi)類似結(jié)構(gòu)鍋爐的同類型問題提供借鑒。

1 理化檢驗(yàn)

1.1 宏觀檢查

對8 號爐水冷壁泄漏位置進(jìn)行宏觀檢查，并對泄漏位置水冷壁管進(jìn)行編號，分別為管1（泄漏直管）、管2（有彎頭）、管3（有彎頭）。 表面滲透探傷后發(fā)現(xiàn)，從整體而言三根管子與鰭片上的橫向裂紋基本分布在圖4 中虛線框的范圍內(nèi)，即彎管彎頭區(qū)域與垂直管段區(qū)域的交界位置。 其中管1 爆口呈橫向拉開，管壁無明顯減薄，爆口邊緣為鈍邊，爆口附近有多條與爆口平行的橫向裂紋。相鄰的燃盡風(fēng)噴口彎管及鰭片也存在密集型橫向裂紋，具有明顯熱疲勞裂紋特征。 宏觀分析來看，橫向裂紋呈現(xiàn)熱疲勞特征。

圖4 8 號爐水冷壁泄漏位置滲透檢測

泄漏直管未見明顯脹粗現(xiàn)象，但在泄漏位置的背火面存在一定變形。

對管1 泄漏位置橫向裂紋中間沿軸線切開，發(fā)現(xiàn)所有裂紋都是從向火面中間起源。 使用體視顯微鏡對爆管向火面和背火面壁厚進(jìn)行測量，分別為6.73 mm和6.84 mm，因此腐蝕減薄幾乎可以忽略。 爆口下側(cè)具有較多橫向裂紋，其中最深的一條長約5.46 mm，也幾乎即將裂穿，此外還有若干密集的小裂紋。

對管2 和管3 正中間沿軸線切開，發(fā)現(xiàn)表面存在較多密集小裂紋，但深度都較淺，管2 最深約0.37 mm，管3 最深約0.60 mm。 管2 與鰭片連接焊縫（靠近管1）表面也存在了局部橫向裂紋，其中有2 條裂紋已有一定的深度。

對管2 與管3 之間的鰭片裂紋沿中心縱向剖開，以觀察鰭片裂紋擴(kuò)展的趨勢，結(jié)果如圖6 所示。 可以看出，該鰭片上的裂紋尚未發(fā)展到水冷壁管母材上，可能與焊縫根部未焊透存在一定的止裂效果有關(guān)。 若裂紋繼續(xù)沿著向火側(cè)焊縫向管子母材擴(kuò)展，則存在造成管子泄漏的可能性。 而事實(shí)上，2018 年7 號爐水冷壁泄漏則是認(rèn)為橫向裂紋從鰭片往兩邊擴(kuò)展導(dǎo)致的。

圖6 鰭片與管3 連接處橫向裂紋擴(kuò)展情況

因此，從這個角度考慮，管子母材、鰭片以及焊縫上的橫向裂紋的發(fā)展似乎并沒有優(yōu)先的關(guān)系，可能從管子上直接起源，也可能從鰭片中間起源再擴(kuò)展到管子上。 因此說明整個區(qū)域存在熱疲勞。

1.2 顯微組織分析

1.1.1 斷口顯微形貌分析

將圖5 中爆口上下斷面切割下來，使用體視鏡觀察，如圖7 所示。 可以看出，斷口從向火側(cè)外表面起源，并逐步向另一側(cè)發(fā)展，并且呈現(xiàn)出典型的“貝紋狀”疲勞紋理。 對斷口在掃描電鏡下進(jìn)行觀察，顯微狀態(tài)下斷口疲勞紋理更加明顯，在高倍視野中仍可見明顯的平行擴(kuò)展棱，平行紋理幾乎遍布整個斷口，如圖8 所示。

圖5 管1 縱截面形貌

圖7 爆口上下斷面宏觀形貌

圖8 斷口疲勞紋理的掃描電鏡形貌

1.1.2 橫向裂紋分析

對圖5 中管1 上長2.72 mm的橫向裂紋1 進(jìn)行金相組織分析，結(jié)果如圖9 所示。 可以看出，向火面由于長期溫度較高，存在輕微的脫碳，金相組織由正常的“粒裝貝氏體+鐵素體+珠光體”轉(zhuǎn)變?yōu)椤拌F素體+珠光體”。 裂紋整體呈穿晶擴(kuò)展，擴(kuò)展方向基本與表面垂直。 裂紋尖端較為圓鈍，不利于應(yīng)力集中，說明裂紋擴(kuò)展速率較慢，符合熱疲勞裂紋尖端的特征。 裂紋起源處存在局部的晶粒變形，由正常的等軸晶轉(zhuǎn)變?yōu)槔L狀態(tài)，如圖9（b）所示。

圖9 管1 上橫向裂紋金相組織

1.3 能譜分析

對管樣斷口進(jìn)行能譜分析，以觀察斷面元素分布情況，能譜曲線如圖10 所示。 可以看出，斷口主要以鐵的氧化物為主，并夾雜著Si、Al、Ca、K等成分，并且斷口檢測出S 等具有腐蝕性元素，主要來自于燃燒的煤粉中。

圖10 斷口能譜分析曲線

對裂紋尖端進(jìn)行面掃描以觀察各個元素的實(shí)際分布，如圖11 所示。 可以看出Cr主要偏聚在靠近金屬母材的一側(cè)，S 主要夾雜在氧化物中，靠近金屬母材一側(cè)濃度較高。

圖11 裂紋尖端元素分布情況

2 失效原因分析與討論

2.1 應(yīng)力狀態(tài)分析

泄漏的垂直水冷壁管與燃盡風(fēng)噴口彎管交界區(qū)域（包括管子、鰭片和焊縫）整體存在較為密集的橫向裂紋，泄漏位置斷口基本全部存在“貝紋狀”的疲勞裂紋擴(kuò)展特征[2]，因此該區(qū)域的橫向裂紋與熱疲勞存在明顯的關(guān)聯(lián)[3]。 裂紋整體呈穿晶擴(kuò)展，擴(kuò)展方向基本與表面垂直，裂紋尖端較為圓鈍，不利于應(yīng)力集中，說明裂紋擴(kuò)展速率較慢，也符合熱疲勞裂紋尖端的特征。 較多裂紋起源處存在局部的晶粒變形，等軸晶轉(zhuǎn)變?yōu)槔L狀態(tài)，推測管子向火側(cè)表面存在著較高的張應(yīng)力。

另外，8 號爐泄漏位置的2 號角水冷壁鰭片直接拉裂1 m以上，為嚴(yán)重拉裂，未泄漏的5 號角和3 號角也存在不同程度的鰭片拉裂；7 號爐同樣該位置在2018 年也出現(xiàn)過一次泄漏，鰭片也出現(xiàn)同樣的嚴(yán)重拉裂。 從這些現(xiàn)象分析垂直水冷壁管與燃盡風(fēng)噴口彎管交界區(qū)域存在較大的結(jié)構(gòu)應(yīng)力，該結(jié)構(gòu)應(yīng)力與爐膛內(nèi)外的溫差導(dǎo)致的交界區(qū)域兩側(cè)膨脹不一致息息相關(guān)。 并且隨著爐膛負(fù)荷的不斷變化，該結(jié)構(gòu)應(yīng)力也在整體變化中。

因此，造成垂直水冷壁管與燃盡風(fēng)噴口彎管交界區(qū)域泄漏的主要原因是該區(qū)域存在熱疲勞和局部的結(jié)構(gòu)應(yīng)力。

泄漏位置管壁未見明顯減薄，通過能譜分析發(fā)現(xiàn)斷口及裂紋主要鐵氧化物為主，并夾雜著部分氧化鉻，同時發(fā)現(xiàn)存在S 元素，對裂紋擴(kuò)展具有一定促進(jìn)作用。 交變熱應(yīng)力、腐蝕因素和管壁溫度的綜合影響，會促進(jìn)腐蝕性介質(zhì)（如硫化物）通過裂紋尖端逐漸向水冷壁母材滲透，形成溝槽，并逐漸擴(kuò)展導(dǎo)致貫穿泄漏。

2.2 熱疲勞及應(yīng)力來源分析

采用無分隔墻的八角雙火球切圓燃燒方式的全擺動燃燒器，布置于前后墻上，形成二個反向雙切圓，從而獲得沿爐膛水平斷面較為均勻的空氣動力場。 由于全部為垂直管屏，因此可以不必采用結(jié)構(gòu)復(fù)雜的張力板來解決下部爐膛水冷壁的重量傳遞問題，為了使回路復(fù)雜的后水冷壁工作可靠，將后水冷壁出口集箱（折焰角斜坡管的出口集箱）出口工質(zhì)分別送往后水冷壁吊掛管和水平煙道二側(cè)包墻二個平行回路，然后再用連接管送往頂棚出口集箱，與前水冷壁和二側(cè)水冷壁出口的工質(zhì)匯合后再送往尾部包墻系統(tǒng)，這樣的布置方式對避免后水冷壁回路低負(fù)荷時發(fā)生水動力的不穩(wěn)定性和減少溫度偏差方面較為合理和有利。

圖12 八角雙火球切圓燃燒方式

造成該區(qū)域熱疲勞及結(jié)構(gòu)應(yīng)力的可能因素有以下幾點(diǎn)。

（1）泄漏的垂直水冷壁管是燃盡風(fēng)噴口凸出來的第一根管，較低溫度的燃盡風(fēng)可能跟高溫?zé)煔饨惶嫦此⒃撐恢肹4]，造成該位置也存在表面冷熱交變的情況造成熱疲勞。 這是八角雙切圓燃燒所帶來的結(jié)構(gòu)性問題，資料顯示在以往四角切圓燃燒時類似位置也存在類似情況[5-7]。

（2）水冷壁管采用垂直布置，由于機(jī)組參與調(diào)峰，頻繁升降負(fù)荷，水冷壁內(nèi)工質(zhì)參數(shù)波動幅度及速率變化大，水冷壁溫度場不均衡，造成水冷壁相鄰管溫度梯度過大，以及負(fù)荷變化時壁溫波動較大的情況，產(chǎn)生巨大的熱應(yīng)力。

（3）從現(xiàn)場來看，泄漏位置上方附近（距泄漏位置約1 ～1.5 m）存在一二個爐膛短吹（圖13），若吹灰器過熱度不足或吹灰?guī)甗8]，則有很大可能造成該區(qū)域冷熱交替頻繁造成金屬熱疲勞。 因此需要對這些吹灰進(jìn)行檢查復(fù)核，進(jìn)行優(yōu)化吹灰邏輯、采取調(diào)整吹灰壓力等措施來提高吹灰蒸汽過熱度、消除吹灰?guī)畣栴}。

圖13 8 號爐泄漏及鰭片拉裂處的爐膛短吹

垂直水冷壁管與整個燃盡風(fēng)噴口彎管區(qū)在鍋爐啟停以及負(fù)荷變化過程中膨脹狀態(tài)可能存在不一致[9-10]，鍋爐每次啟?；蜇?fù)荷變化，水冷壁管產(chǎn)生一次反向彎曲變形（尤其是第一根垂直水冷壁管），即經(jīng)歷一次交變應(yīng)力循環(huán)。 橫向開裂的水冷壁管段均有一定的彎曲變形，金相組織中較多裂紋起源處也存在局部的晶粒變形，推測該處管段向火側(cè)受到較大軸向應(yīng)力。 冷—熱態(tài)變化時的交變軸向應(yīng)力不僅導(dǎo)致管子變形，也是橫向開裂的應(yīng)力來源。 另外，垂直水冷壁管與燃盡風(fēng)噴口彎管區(qū)的膨脹不一致也可能是導(dǎo)致鰭片拉裂的根源。

3 處理措施

3.1 處理措施

（1）對8 號爐2 號角泄漏區(qū)域進(jìn)行宏觀與測厚檢查，確定水冷壁更換三根管子；對焊工資質(zhì)審核，制定規(guī)范的焊接工藝，焊前對管子及焊材進(jìn)行光譜檢驗(yàn)，并在施工現(xiàn)場進(jìn)行監(jiān)督，保證工藝的嚴(yán)格執(zhí)行，確保檢修質(zhì)量及管內(nèi)清潔度，焊口最終檢驗(yàn)合格。

（2）對2 號角換管區(qū)域進(jìn)行擴(kuò)大性PT檢查，著重檢查線性缺陷；對其他七個角進(jìn)行擴(kuò)大檢查，疑似缺陷部位進(jìn)行打磨PT檢查。

（3）將八個角的燃盡風(fēng)噴口彎管與垂直水冷壁管之間的鰭片割開，減小膨脹應(yīng)力。

3.2 后續(xù)反措

（1）可調(diào)整節(jié)流圈孔徑尺寸，改變水冷壁出口端介質(zhì)溫度及金屬壁溫，使溫度趨于均衡；在熱負(fù)荷波動劇烈區(qū)增加壁溫測點(diǎn)，監(jiān)測管壁溫度變化速率，通過優(yōu)化燃燒調(diào)整和給水自動調(diào)節(jié)，降低水冷壁過熱度變化速率和中間點(diǎn)溫度變化速率，控制壁溫波動幅度和速率。 運(yùn)行中盡量避免水冷壁超溫及溫度大幅度波動，合理組織燃燒降低該區(qū)域熱負(fù)荷。

（2）開展燃燒調(diào)整試驗(yàn)，合理分配氧量，減少燃燒器、燃盡風(fēng)區(qū)域的還原性、腐蝕性氣體。

（3）每次計劃檢修時，對7、8 號爐燃盡風(fēng)噴口位置和爐膛高負(fù)荷區(qū)域進(jìn)行全面檢查，通過宏觀檢查、滲透、測厚等手段確定缺陷情況，以消除隱患。

4 結(jié) 論

（1）造成電廠8 號爐垂直水冷壁管與燃盡風(fēng)噴口彎管交界區(qū)域泄漏的主要原因是該區(qū)域存在熱疲勞和局部的結(jié)構(gòu)應(yīng)力。

（2）造成熱疲勞的因素可能與以下因素有關(guān)：a）較低溫度的燃盡風(fēng)與高溫?zé)煔饨惶嫦此⒐鼙谠斐衫錈峤蛔?；b）水冷壁相鄰管溫度梯度過大或壁溫波動較大；c）吹灰器過熱度不足或吹灰?guī)?；d）垂直水冷壁管與燃盡風(fēng)彎管區(qū)膨脹狀態(tài)不一致。