1000MW超超臨界鍋爐水冷壁泄漏原因分析及治理

董紅年

（廣東大唐國際潮州發(fā)電有限責(zé)任公司，廣東潮州 515723）

1000MW超超臨界鍋爐水冷壁泄漏原因分析及治理

董紅年

（廣東大唐國際潮州發(fā)電有限責(zé)任公司，廣東潮州 515723）

對某電廠超超臨界鍋爐前墻水冷壁泄漏原因進(jìn)行分析，從結(jié)構(gòu)、設(shè)計(jì)、管子組織與性能、運(yùn)行等方面進(jìn)行論述，指出高溫運(yùn)行過程中前墻水冷壁異常膨脹、管子性能與組織異常、焊接工藝不當(dāng)、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)造成的水冷壁局部應(yīng)力過大以及運(yùn)行過程中的熱應(yīng)力是引起水冷壁失效的主要原因，針對以上原因提出了針對性的治理措施

超超臨界鍋爐；前墻水冷壁；膨脹；熱應(yīng)力

1 水冷壁泄漏概況

某電廠＃4鍋爐為HG－3110／26.15－YM2型單爐膛、反向雙切圓、П型布置、一次中間再熱、超超臨界變壓運(yùn)行直流鍋爐，2010年7月15日投產(chǎn)，至此次失效累計(jì)運(yùn)行約32000 h。

該鍋爐采用內(nèi)螺紋管垂直上升膜式水冷壁，爐膛斷面尺寸為34220mm×15 670mm。水冷壁管共2240根，前后墻各768根，左右墻各352根，均為?28.6 mm×5.8 mm的內(nèi)螺紋管，管材均為15CrMoG；管子間加焊的扁鋼寬15.9mm，厚6mm，材質(zhì)為15CrMo。前墻水冷壁中間集箱設(shè)入口集箱左右各2根，規(guī)格為?273mm×55mm，材質(zhì)為SA－335P12；一級混合器左右各2根，規(guī)格為?762mm× 131mm，材質(zhì)為SA－335P12；二級混合器左右各16個，規(guī)格為?356mm×63mm，材質(zhì)為SA－335P12。

該電廠＃4鍋爐自投入商業(yè)運(yùn)行至今，水冷壁共發(fā)生泄漏8次，有5次發(fā)生在前墻，具體情況見表1。

2 泄漏原因分析

2.1 組織異常

前墻第251根管泄漏后，送廣東電網(wǎng)公司電力科學(xué)研究院進(jìn)行失效分析。金相組織檢測發(fā)現(xiàn)：過熱爆口處和鼓包處管子微觀組織均為貝氏體＋碳化物，而這兩處背火面組織均為正常組織（如圖1所示）。硬度檢測顯示：兩處的硬度均大于15CrMo標(biāo)準(zhǔn)要求的上限，最大達(dá)281HBW。

從前墻右數(shù)第313根管的金相組織檢測發(fā)現(xiàn)，管子向火面與背火面組織中均有非常明顯的帶狀組織，可能是管子在軋制過程中工藝參數(shù)控制不當(dāng)造成的，如圖2所示。

表1 水冷壁泄漏情況

2.2 較大應(yīng)力狀態(tài)下的失效

（1）較大內(nèi)應(yīng)力造成短時撕裂。從2013年3月27日的爆管可以看出（如圖3a所示），裂紋垂直于管子軸線，是一種橫向開裂，觀察其他幾次失效管子，8次失效中6次有橫向裂紋，說明較大內(nèi)應(yīng)力是造成橫向開裂的主要原因。從圖3b可看出，裂紋為穿晶型，能譜分析顯示，裂紋內(nèi)部氧化產(chǎn)物主要為Fe2O3，為較疏松的非高溫氧化物，是短期氧化物，說明在大應(yīng)力作用下，管子局部發(fā)生快速開裂。

（2）設(shè)計(jì)不當(dāng)、制造工藝控制不嚴(yán)格造成較大應(yīng)力集中。2013年9月20日管子發(fā)生泄漏后，送廣東電網(wǎng)公司電力科學(xué)研究院進(jìn)行失效分析［1］。從圖4a可以觀察到：裂紋出現(xiàn)在鰭片末端，鰭片末端與管壁未進(jìn)行滿焊，按制造廠家的設(shè)計(jì)，鰭片中間有一個直徑為2mm的半圓孔，但現(xiàn)場鰭片上沒有，導(dǎo)致此處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。從圖4b可以看出，裂紋明顯為穿晶型，能譜分析顯示裂紋內(nèi)氧化較少，多為疏松的Fe2O3，說明管材在很大的應(yīng)力作用下發(fā)生撕裂失效。

圖1 第251根管金相組織

圖2 第313根管基體縱截試樣金相組織

2.3 膨脹造成的失效

（1）水冷壁左右膨脹。2014年4月小修時，拆除前墻保溫后，發(fā)現(xiàn)前左側(cè)水冷壁中間集箱下約1.5m處有一塊腰型鋼板發(fā)生向外的彎曲變形，與水冷壁管壁間隙最大達(dá)150mm，如圖5a所示。此類腰形鋼板兩端通過卡塊與水冷壁管子連接，中間靠卡塊限位，鋼板與水冷壁管子之間可以左右滑動。之所以出現(xiàn)此現(xiàn)象，有2種可能：第1種可能是鍋爐啟動升溫階段或負(fù)荷升高時，水冷壁向左有較大的變形，造成此腰形板發(fā)生塑性變形而被拉長，當(dāng)停爐或負(fù)荷降低時，水冷壁向右收縮，鋼板正常收縮已無法吸收過大的塑性變形，向內(nèi)受到水冷壁管的阻滯，只能向外發(fā)生變形；第2種可能是，鋼板隨溫度或負(fù)荷升高可以正常膨脹，而溫度或負(fù)荷降低時，鋼板與卡塊之間摩擦力過大而無法正常收縮，向內(nèi)受到阻滯，只能向外發(fā)生變形。

圖3 第253管宏觀照片及金相組織

圖4 管子泄漏處宏觀照片及金相組織

圖5 鋼板變形

（2）運(yùn)行初期由于異常情況造成較大的殘余膨脹應(yīng)力。該機(jī)組168 h試運(yùn)行期間，由于鍋爐發(fā)生異常情況，＃1角前墻與右墻的限位鋼板發(fā)生嚴(yán)重變形，如圖5b所示。此限位鋼板前端與前墻橫向限位鋼梁相連，后端與右墻腰形板相連；前墻橫向限位鋼梁受中間死點(diǎn)及垂直鋼梁的共同限制，左右方向膨脹量較小；右墻腰形板受＃1角爐墻膨脹影響，變形量也較?。阂虼藦脑O(shè)計(jì)上可以看出，此限位鋼板上下可以有較大的膨脹量，但左右變形量卻較小。之所以發(fā)生這么大的變形，可能是在鍋爐發(fā)生異常時，前墻向右有較大的膨脹變形，而限位鋼板前端受限，向右位移較小，后端向右發(fā)生較大的塑性變形，當(dāng)異常消除后，限位鐵板的已產(chǎn)生的塑性變形無法正常吸收，轉(zhuǎn)變?yōu)橄蚯暗漠惓Ｗ冃巍ｋm然此鋼板在檢修中進(jìn)行了恢復(fù)，但這種過量膨脹造成的塑性變形在爐墻上殘存下來，對水冷壁管的膨脹或多或少都有影響。

（3）膨脹方向改變。后墻燃盡風(fēng)口第251根管發(fā)生過2次泄漏，這根管正好處于垂直與變形管過渡區(qū)域，此處膨脹方向發(fā)生改變，造成管子鰭片間產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，造成鰭片開裂而拉裂管壁。

2.4 過熱原因

2013年3月27日的管失效中，第251根管的失效區(qū)域有2處，第1處外觀特征為過熱，第2處發(fā)生鼓包，如圖6所示。分析這兩處的金相組織為珠光體球化4級，均有過熱特征。經(jīng)檢查，此管所對應(yīng)的入口節(jié)流孔未發(fā)現(xiàn)有異物，但檢查前墻水冷壁焊口時，發(fā)現(xiàn)焊口內(nèi)根部透入量較大，按相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)［1］，受熱面焊口內(nèi)透量應(yīng)小于1.5mm，但個別焊口根部內(nèi)透量單邊最大達(dá)4.0mm。焊口根部內(nèi)透量較大，在焊口處造成通流面積減少，產(chǎn)生節(jié)流效應(yīng)：一方面管內(nèi)徑減少，卡住異物的幾率增加；另一個方面通流面積減小，管子下游冷卻效果變差，很容易在管子局部發(fā)生過熱而導(dǎo)致失效。

3 綜合分析

3.1 水壁自身結(jié)構(gòu)的影響

鍋爐正常工作狀態(tài)下，水冷壁管子內(nèi)表面理論溫度為爐膛煙氣溫度（900～1 100℃），外表面因傳導(dǎo)或輻射熱形成300℃左右的溫度，水冷壁管爐內(nèi)、外所受的溫差應(yīng)力很大，處于一種極不平衡狀態(tài)，這也決定了水冷壁受力的復(fù)雜性。

3.2 熱應(yīng)力的影響

機(jī)組運(yùn)行過程中，負(fù)荷總是在一定范圍內(nèi)不斷波動，水冷壁管壁產(chǎn)生一種交變應(yīng)力。當(dāng)爐膛溫度降低時，爐內(nèi)表面會受冷收縮，但由于外壁的拘束，使其受拉應(yīng)力；當(dāng)爐膛溫度升高時，爐內(nèi)表面會受熱膨脹，由于外壁的拘束，使其受壓應(yīng)力。運(yùn)行中溫度、壓力波動變化越大，在管子上產(chǎn)生的交變應(yīng)力就越大，這種交變應(yīng)力一方面會使材料產(chǎn)生疲勞破壞，另一個方面會使材料產(chǎn)生冷作硬化效應(yīng)，交變疲勞頻率越高則硬化速度越快，硬化后容易達(dá)到脆化極限，因此，材料硬度、強(qiáng)度越高的部位，越容易發(fā)生硬化引起的斷裂失效，這也可以解釋為什么幾次失效都發(fā)生在焊縫或組織為貝氏體等硬度、強(qiáng)度較高部位。因此，運(yùn)行中應(yīng)盡可能減小負(fù)荷變化的頻率，降低疲勞硬化發(fā)生的幾率；另外，對焊縫及易發(fā)生冷作硬化的管子進(jìn)行熱處理，適當(dāng)降低管材硬度，雖然無法徹底消除這種隱患，但某種程度上可以延緩這種失效的發(fā)生。

3.3 持續(xù)拉應(yīng)力的影響

鍋爐停止過程中，爐膛內(nèi)溫度持續(xù)下降，造成管子爐內(nèi)表面受持續(xù)拉應(yīng)力的影響，持續(xù)時間越長，越容易在爐內(nèi)表面產(chǎn)生損傷，因此，與運(yùn)行過程相比，停爐過程更容易發(fā)生失效，這也是8次水冷壁失效中有6次發(fā)生在停爐后再次升溫過程中的原因。采用“悶爐”方式停爐，可以讓爐膛盡可能緩慢冷卻，以減少爐內(nèi)表面的拉應(yīng)力，當(dāng)溫度降至300～400℃，也就是接近水冷壁爐外表面溫度時，再快速冷卻，這時水冷壁爐內(nèi)表面溫度比爐外表面溫度低，爐內(nèi)表面受壓應(yīng)力作用，這種損傷就消失了，可以最大限度降低持續(xù)拉應(yīng)力對管子爐內(nèi)表面的損傷幾率。

3.4 幾種橫向力的影響

3.4.1 水冷壁中間集箱重力傳遞的橫向力

圖6 第251管過熱爆口及鼓包

觀察水冷壁中間集箱處的結(jié)構(gòu)發(fā)現(xiàn)，前墻18根水冷壁二級混合器及其連接管道、1根一級混合器及1根入口集箱的全部質(zhì)量約為19 t，這些重力一少部分傳遞給出入口水冷壁管，但大部分通過4根斜支撐傳遞給橫梁，勢必產(chǎn)生一個水平方向的分力。橫梁把這個分力傳遞給由螺栓連接在一起的腰圍鋼板，鋼板再把這個力傳遞給水冷壁，腰圍鋼板與橫梁之間、腰圍鋼板與水冷壁之間是可以滑動的，而這種橫向力增加了滑動間的摩擦力，間接影響了水冷壁的左右膨脹。

3.4.2 介質(zhì)離心力產(chǎn)生的橫向力

分析水冷壁中間集箱出、入管布置方式，在長741.8mm的范圍內(nèi)，介質(zhì)由于離心力的作用，在上、下兩根管子上各作用1個斜向內(nèi)的合力，這個合力各有一個水平方向的爐內(nèi)分力。從離心力公式F＝（mv2）／R可以看出，離心力F與管內(nèi)介質(zhì)流速v的平方、單位截面上介質(zhì)的質(zhì)量m成正比，與半徑R成反比。由于此處小管子的彎曲半徑很小，勢必增加了離心力，管內(nèi)介質(zhì)為單一蒸汽時，這種作用力影響不大，但當(dāng)介質(zhì)為汽水兩相流時，由于質(zhì)量的增大，其離心力就不可忽視。當(dāng)管子爐內(nèi)表面受拉應(yīng)力時，會加劇這種拉應(yīng)力的效果，加快管子失效的速度。

3.4.3 噴燃器布置方式產(chǎn)生的橫向力

每個噴燃器加在水冷壁上的質(zhì)量約為10 t，前后墻各有4個噴燃器，約40 t的質(zhì)量加在水冷壁管上，而噴燃器向外凸出，中心和水冷壁軸線不在一個作用面上，必然產(chǎn)生一個橫向力；另外，噴燃器工作時介質(zhì)向內(nèi)噴，在反作用力下勢必會產(chǎn)生一種向外的橫向力。但這兩種力的大小及最終的合力是向內(nèi)、還是向外，還有待于進(jìn)一步研究。

4 處理方案

（1）在前墻尤其是在水冷壁中間部位加裝11根Π形彎管，以吸收水冷壁上下方向的應(yīng)力，減少上下異常膨脹對水冷壁管的損傷。

（2）更換前墻變形的噴燃器支吊架，改善噴燃器的受力狀況，減少噴燃器附加在水冷壁上的力，從而改善噴燃器區(qū)域水冷壁的受力，減少橫向力對水冷壁的不良影響。

5 結(jié)論與建議

（1）交變熱應(yīng)力使管子產(chǎn)生疲勞，在組織異?；驈?qiáng)度、硬度較高部位發(fā)生冷作硬化，使管子局部區(qū)域的脆性較早較快增加；在降溫或負(fù)荷降低階段，水冷壁管內(nèi)表面受持續(xù)拉應(yīng)力的影響，是前墻水冷壁失效的一大原因。建議在運(yùn)行或啟停過程中，嚴(yán)格控制負(fù)荷及溫度變化速度，盡可能減少交變熱應(yīng)力的影響。

（2）水冷壁前后墻中間集箱部位結(jié)構(gòu)帶來的橫向力，對水冷壁受力產(chǎn)生不良影響；噴燃器附加在水冷壁上的重力也產(chǎn)生一定的橫向力，對水冷壁（尤其是在水冷壁內(nèi)表面受持續(xù)拉應(yīng)力時）損傷更大。

（3）由于水冷壁前墻失效的真正原因還沒有完全得到認(rèn)識，本次的解決方案可能只解決了部分的問題，效果還有待于今后運(yùn)行過程中的檢驗(yàn)。建議繼續(xù)對結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，找出真正的原因，徹底解決前墻水冷壁泄漏問題。

［1］火力發(fā)電廠焊接技術(shù)規(guī)程：DL／T 869—2012［S］.

（本文責(zé)編：劉芳）

TM 621.2

B

1674－1951（2016）02－0048－05

董紅年（1970—），男，陜西寶雞人，高級工程師，從事金屬材料及焊接監(jiān)督管理工作（E-mail：375580983＠qq.com）。

2015－06－17；

2016－01－20