超臨界鍋爐省煤器蛇形管彎頭泄漏原因分析

李鵬剛

(華電電力科學(xué)研究院有限公司，杭州 310030)

0 引言

SA-210C是ASME 標(biāo)準(zhǔn)鋼號，為鍋爐和過熱器用無縫中碳鋼管，屬珠光體熱強鋼，其化學(xué)成分簡單，除碳、錳含量較高外，其余與20G相近，故其屈服強度比20G高20%左右，而塑、韌性則與20G相當(dāng)[1]。該鋼的生產(chǎn)工藝簡單，冷熱加工性能好，但該鋼在服役過程中發(fā)生了一些爆管事故[2-10]。本文針對某電廠超臨界鍋爐SA-210C省煤器蛇形管彎頭爆管原因進(jìn)行研究分析。

1 省煤器蛇形管彎頭泄漏情況

某電廠鍋爐采用東方鍋爐廠制造的DG1900/25.4-Ⅱ2型超臨界直流鍋爐，于2006年10月23日正式投運。

2017-01-25 T 20：31，#5機(jī)組負(fù)荷540 MW，自動發(fā)電控制(AGC)方式運行，爐膛出現(xiàn)正壓(最大為800 Pa)，A側(cè)后煙井煙溫下降(最低至230 ℃)，A側(cè)脫硝保護(hù)動作退出，給水流量同比增加約150 t/h。經(jīng)現(xiàn)場檢查，發(fā)現(xiàn)#5鍋爐后煙井A側(cè)8樓(標(biāo)高54 m)處存在明顯泄漏聲響，判斷為省煤器區(qū)域發(fā)生泄漏；01-26 T 02：40，#5機(jī)組停運，累計運行約50 000 h。

泄漏位置如圖1所示。省煤器A48-1彎頭發(fā)生泄漏后，將中隔墻管、鰭片及彎頭防磨護(hù)板吹損(如省煤器至包墻的箭頭線所示)，并導(dǎo)致中隔墻2根管子破損，破損的中隔墻管泄漏的蒸汽又將省煤器A47-1，A49-1吹損(如包墻至省煤器的箭頭線所示)。

圖1 泄漏位置Fig.1 Leakage location

2 試驗分析項目

對省煤器A48-1管彎頭進(jìn)行取樣(如圖2所示)，進(jìn)行以下試驗分析：對泄漏位置進(jìn)行宏觀形貌檢查；采用DL/T 5366—2014《發(fā)電廠汽水管道應(yīng)力計算技術(shù)規(guī)程》對該段管子進(jìn)行應(yīng)力計算；用NJ-ZN208型多元素分析儀進(jìn)行化學(xué)成分分析；按照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》，采用WDS-1數(shù)顯電子萬能拉力試驗機(jī)對彎管的直管段進(jìn)行拉伸試驗；按GB/T 231.1—2009《金屬材料布氏硬度試驗第一部分：試驗方法》，采用華銀HB-3000型布氏硬度計(壓頭直徑為2.5 mm，試驗力為1.839 kN)對取樣管進(jìn)行布氏硬度測試；用OLYMPUS GX71顯微鏡對取樣位置進(jìn)行金相組織分析；采用日本JSM-6700F型掃描電子顯微鏡和Oxford INCA能譜儀對爆口斷面進(jìn)行掃描電鏡觀察及能譜分析。

圖2 省煤器取樣彎頭Fig.2 Sampling elbow of the economizer

3 試驗結(jié)果

3.1 宏觀形貌檢查

SA-210C彎頭爆口宏觀形貌如圖3所示，爆口位于蛇形管彎頭的外弧面，沿管子縱向長約150 mm，爆口Ⅰ，Ⅱ區(qū)連接處呈z字形。觀察爆口Ⅱ區(qū)，發(fā)現(xiàn)該處有明顯汽水沖刷的痕跡，爆口周圍管壁在汽水沖刷下明顯減薄。結(jié)合爆管現(xiàn)場的觀察和分析，可以確定該彎頭爆口Ⅱ區(qū)是上方管子被吹漏后其內(nèi)部介質(zhì)反吹而形成的，因此，可以判斷原始爆口為Ⅰ區(qū)。以下爆口試驗與分析僅針對原始爆口進(jìn)行。

對送檢彎頭的爆口Ⅰ區(qū)進(jìn)行宏觀檢查(如圖4所示)，可見該爆口齊平，呈一字形，周圍未見縱向小裂紋，爆口周圍的管徑未見明顯脹粗，壁厚未見明顯減薄，爆口呈脆性開裂特征。爆口內(nèi)壁為剪切唇(如圖5所示)，可見該爆口是從外壁向內(nèi)壁擴(kuò)展形成的。

由圖4可見，該彎頭外壁起弧點附近存在一個異物磕碰形成的直徑約3.00 mm凹坑，經(jīng)測量，凹坑處最小壁厚僅為3.92 mm。對爆口處內(nèi)壁和外壁進(jìn)行宏觀檢查，均未見縱向裂紋及明顯腐蝕產(chǎn)物。

圖3 彎頭爆口宏觀形貌Fig.3 Macro-morphology of the crack in the elbow

圖4 爆口Ⅰ區(qū)外壁宏觀形貌Fig.4 Macro-morphology of the crack’s outer wall in zone I

圖5 爆口Ⅰ區(qū)內(nèi)壁宏觀形貌Fig.5 Macro-morphology of the crack’s inner wall in zone I

3.2 應(yīng)力計算

根據(jù)DL/T 5366—2014《發(fā)電廠汽水管道應(yīng)力計算技術(shù)規(guī)程》，工作狀態(tài)下管子由內(nèi)壓產(chǎn)生的折算應(yīng)力為

(1)

式中：σeq為內(nèi)壓折算應(yīng)力，MPa；p為設(shè)計壓力，30.9 MPa；Do為管子外徑，50.80 mm；S為管子實測最小壁厚，3.92 mm；Y為修正系數(shù)，按規(guī)程規(guī)定，該鋼管取0.4；η為許用應(yīng)力修正系數(shù)，按規(guī)程規(guī)定，該鋼管取1.0；α為有腐蝕、磨損和機(jī)械強度要求的附加厚度，此處不考慮附加厚度，取0；[σ]t為鋼材在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力，134.0 MPa。

經(jīng)計算，該省煤器管凹坑處由內(nèi)壓產(chǎn)生的折算應(yīng)力σeq為187.9 MPa，超過該材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力，凹坑處的強度不滿足設(shè)計要求。

經(jīng)查《鍋爐受壓元件強度計算書》，省煤器蛇形管的設(shè)計溫度為350 ℃，設(shè)計壓力為30.9 MPa，外徑為50.8 mm，直管計算的最小壁厚為5.5 mm，取用壁厚為7.1 mm，而彎頭外弧面凹坑處的實測壁厚值遠(yuǎn)小于所連直管計算的最小壁厚。

3.3 化學(xué)成分分析

按照GB/T 223—2008《鋼鐵及合金化學(xué)成分分析方法》對取樣的SA-210C彎頭進(jìn)行化學(xué)成分分析，結(jié)果見表1。由試驗結(jié)果可知，該泄漏彎頭化學(xué)成分滿足ASME SEC II A SA-210/SA-210M—2002《無縫中碳鋼鍋爐和過熱管用規(guī)范》(以下簡稱ASME)中關(guān)于SA-210鋼的相關(guān)要求。

表1 SA-210C化學(xué)成分分析結(jié)果Tab.1 Chemical composition analysis results of SA-210C %

3.4 室溫拉伸試驗

在省煤器彎頭的直管段上取樣進(jìn)行室溫拉伸試驗，結(jié)果見表2。由試驗結(jié)果可知，SA-210C泄漏彎頭直管段室溫下的規(guī)定非比例延伸強度Rp0.2、抗拉強度Rm、斷后伸長率A均滿足GB 5310—2008《高壓鍋爐用無縫鋼管》(以下簡稱GB 5310—2008)中相近牌號25MnG鋼的相關(guān)要求。

3.5 硬度測試

對SA-210C彎頭進(jìn)行布氏硬度測試，測試區(qū)域如圖6所示，測試結(jié)果見表3。由表3可知，除#4直管段的硬度滿足ASME和DL/T 438—2016《火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程》(以下簡稱DL/T 438 —

表2 室溫拉伸試驗結(jié)果Tab.2 Tensile test results at room temperature

2016)中SA-210鋼的相關(guān)要求外，該彎頭的爆口處(230～237 HB)、彎曲中心(216～237 HB)以及起彎處(181～186 HB)的硬度均高于ASME 和DL/T 438—2016中SA-210的相關(guān)要求，可見整個彎頭的硬度高于標(biāo)準(zhǔn)要求。這是由于冷彎后，形變強化作用造成彎頭處的硬度較直管段明顯升高。

圖6 硬度測試及金相取樣位置示意Fig.6 Sampling sites for hardness test and metallographic test

表3 布氏硬度測試結(jié)果Tab.3 Brinell hardness test results HB

3.6 金相組織分析

對SA-210C泄漏彎頭截取試樣制備金相試樣，金相組織如圖7所示，金相組織檢驗結(jié)果見表4。由金相檢驗結(jié)果可知，送檢的SA-210C泄漏彎頭起彎處、爆口、彎曲中心處以及直管段的金相組織均為鐵素體+珠光體+少量魏氏組織，珠光體中的碳化物呈片狀，未見明顯分散[11]，球化級別為1級。魏氏組織是鋼管制造過程中熱處理時溫度過高而產(chǎn)生的，少量魏氏組織的存在對該管子的性能(強度、塑性)未造成明顯影響。該開裂彎頭的金相組織未見明顯異常，爆口未見明顯老化組織或因過熱引起的異常組織。

圖7 取樣管金相組織形貌Fig.7 Sampling tube metallographic morphology

表4 金相組織檢驗結(jié)果Tab.4 Metallographic test results

3.7 掃描電鏡及能譜分析

對省煤器SA-210C泄漏彎頭的爆口斷面進(jìn)行掃描電鏡觀察及能譜分析，爆口斷面微觀形貌照片及能譜分析結(jié)果如圖8—9所示。由圖8可知，該泄漏彎頭的爆口斷面微觀形貌為舌狀花樣，為典型的解理斷裂[12]形貌特征，是一種脆性斷裂[13]，這與爆口宏觀形貌分析結(jié)果一致。能譜分析結(jié)果顯示，爆口上覆蓋物為鐵的氧化物，這是由于SA-210C為碳鋼，新鮮的斷口在高溫、水的作用下易發(fā)生銹蝕。

圖8 省煤器爆口微觀形貌Fig.8 Microscopic morphology of the explosion of the economizer

圖9 省煤器爆口覆蓋物能譜分析結(jié)果Fig.9 Energy spectrum analysis of the cover on the explosion of the economizer

4 彎頭泄漏原因分析

彎頭直管段的力學(xué)性能滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求，金相組織未見明顯異常。原始爆口呈脆性斷裂特征，爆口處硬度高達(dá)237HB，遠(yuǎn)高于ASME和DL/T 438—2016規(guī)定的上限值，說明冷彎后在形變硬化作用下，該彎頭的強度、硬度顯著升高，同時塑性、韌性明顯降低。受異物磕碰形成的凹坑處強度不滿足管壁設(shè)計要求，凹坑底部因應(yīng)力集中而產(chǎn)生微裂紋，運行時在管內(nèi)介質(zhì)壓力、熱應(yīng)力等共同作用下，微裂紋快速擴(kuò)展，從而引起脆性開裂。