600 MW亞臨界鍋爐屏式再熱器失效分析

張建偉

(中國大唐集團科學技術研究院有限公司西北電力試驗研究院， 西安 710021)

再熱器管作為電站鍋爐“四管”之一，具有提高熱效率、提升汽輪機排汽干度、降低汽耗、減輕汽輪機末級葉片的侵蝕及降低排煙溫度等作用。再熱器工作區(qū)域溫度高、環(huán)境惡劣，其一旦失效將給電廠帶來重大經濟損失[1]。

筆者對某火電廠600 MW亞臨界鍋爐屏式再熱器的爆管管樣和對比管樣進行對比，通過宏觀檢查和相關試驗，對屏式再熱器爆管原因進行分析。

1 機組概況

該火電廠1號機組為600 MW亞臨界機組，鍋爐為亞臨界、一次中間再熱、單爐膛、正壓直吹、四角切圓、平衡通風、干排渣、П形半露天布置、全鋼構架、懸吊結構、控制循環(huán)的汽包鍋爐。機組累計運行時間約為56 000 h時，該鍋爐屏式再熱器從左向右數第19屏的夾屏彎管發(fā)生了爆管，爆管位置見圖1。

圖1 爆管管樣和對比管樣的位置

屏式再熱器管的規(guī)格為Φ63×4(外徑為63 mm、壁厚為4 mm)、材質為12Cr1MoVG鋼，運行參數為541 ℃、3.4 MPa。

通過對爆管管樣和對比管樣進行宏觀檢查、化學成分檢測、厚度測量、蠕變應變測量、室溫力學性能試驗、顯微組織檢驗、垢量及垢樣成分檢測等相關試驗，并結合管子的壁溫估算和強度校核，分析屏式再熱器爆管的原因。

2 試驗結果

2.1 宏觀檢查

管樣的宏觀形貌見圖2。1號管樣為爆管管樣，2號管樣(位置為屏式再熱器從左向右數第19屏向火面第3根)為對比管樣。

圖2 管樣的宏觀形貌

1號管樣的爆口位于夾屏管垂直段焊縫下部直管處，爆口呈喇叭狀，爆口的縱向最大長度約為208 mm、橫向最大長度約為163 mm。爆口處發(fā)生明顯塑性變形，且邊緣鋒利、明顯減薄，為典型薄唇形爆破(見圖3)。管樣明顯脹粗，且內壁和外壁均附著有明顯的氧化皮，爆口附近的最小壁厚為1.94 mm。2號管樣宏觀形貌檢查未見脹粗和明顯的壁面氧化現象。

圖3 1號管樣爆口的形貌及邊緣壁厚測量

在1號管樣爆口下部直段和2號管樣的直段，每隔100 mm取測量點，得到管樣的外徑和壁厚測量結果(見表1)。由表1可得：1號管樣直管段明顯脹粗，管樣的外徑蠕變應變?yōu)?.30%～10.32%，超過DL/T 438—2016 《火力發(fā)電廠金屬技術監(jiān)督規(guī)程》要求的蠕變應變(2.5%)。向火面和背火面的壁厚最大減薄率分別為15.00%和12.50%，均滿足DL/T 438—2016對在役機組再熱器管壁厚減薄率的要求(不應超過設計壁厚的30%)。2號管樣的外徑和壁厚未見異常。

表1 管樣的外徑及壁厚測量結果

2.2 化學成分檢測

1號管樣和2號管樣的化學成分見表2，2個管樣均符合GB/T 5310—2017 《高壓鍋爐用無縫鋼管》中對12Cr1MoVG的化學成分要求。

表2 管樣的化學成分

2.3 室溫力學性能試驗

在1號、2號管樣的向火面和背火面分別選取2個拉伸試樣進行室溫力學性能試驗，結果見表3。

表3 室溫力學性能試驗數據

由表3可得：2號管樣的性能指標都符合標準的要求；1號管樣的抗拉強度均低于標準要求的下限，屈服強度雖然符合標準要求，卻比2號管樣的屈服強度低30%左右。1號管樣可能存在長期超溫現象，導致其內壁和外壁的氧化皮較厚，管子的傳熱效率降低，顯微組織發(fā)生變化，進而使力學性能下降。2號管樣內壁未見明顯氧化皮附著，其力學性能合格，表明超溫并非屏式再熱器整體超溫，而是單根管超溫。

2.4 顯微組織檢驗

在1號管樣的向火面、背火面和爆口處分別取試樣進行顯微組織檢驗，結果見圖4。

圖4 1號管樣的顯微組織

由圖4可得：1號管樣向火面的顯微組織為鐵素體+碳化物+少量珠光體，碳化物向晶界偏聚，珠光體已分解，僅有極少量的珠光體區(qū)域，碳化物聚集于晶界上呈鏈狀、條塊狀分布，珠光體球化達4級，同時，向火面顯微組織晶粒大小不均勻，鐵素體晶粒存在長大現象，有不完全再結晶導致的混晶現象，推測管子存在短時超溫，溫度接近A1線；背火面珠光體球化程度略好于向火面，但珠光體球化也達到3級；爆口處的顯微組織為拉長的鐵素體+碳化物，并存在孔洞和微裂紋。

在2號管樣取試樣進行顯微組織檢驗，結果見圖5。由圖5可得：2號管樣向火面的顯微組織為鐵素體+貝氏體，聚集態(tài)的貝氏體形態(tài)較清晰，晶界上有少量顆粒狀碳化物析出，晶粒大小基本均勻，晶粒度5～6級，貝氏體球化約2級，顯微組織未見異常，其組織劣化程度較1號管樣輕。

圖5 2號管樣的向火面顯微組織

此外，1號管樣內壁和外壁發(fā)生了嚴重氧化，氧化皮厚度測量結果見圖6。內壁氧化皮厚度的最大值為436.72 μm、平均值為419.55 μm；外壁氧化皮厚度的最大值為284.35 μm、平均值為214.24 μm。雖然1號管樣的內壁氧化皮厚度未超過DL/T 939—2016 《火力發(fā)電廠受熱面管監(jiān)督技術導則》對鐵素體鋼再熱器內壁氧化皮厚度的要求，但已經接近其要求的上限(0.5 mm)。2號管樣內壁和外壁氧化皮厚度的平均值分別為48.82 μm、49.00 μm，遠遠小于1號管樣，說明1號管樣的運行溫度比2號管樣高。

圖6 1號管樣內壁和外壁的氧化皮厚度測量

2.5 斷口檢測

對1號管樣爆口附近進行掃描電鏡分析，發(fā)現爆口附近表面附著有亮白色氧化物，為典型的高溫氧化特征。能譜分析發(fā)現氧化物為鐵的氧化物，檢測結果見圖7和表4。

圖7 1號管樣爆口附近氧化物掃描電鏡分析

表4 爆口處氧化物能譜分析結果

2.6 垢量及垢樣成分檢測

對1號管樣的垢量及垢樣成分進行檢測，管樣的垢量為2 389.6 g/m2，垢樣成分檢測結果見表5。垢樣的主要成分(質量分數)為Fe3O4(66%)、FeO(32%)、Fe(2%)。

表5 1號管樣垢樣成分檢測結果

1號管樣的垢量已遠遠超過DL/T 794—2012 《火力發(fā)電廠鍋爐化學清洗導則》中“當過熱器垢量超過400 g/m2應進行化學清洗”的建議值。1號管樣垢樣中含有質量分數為32%的FeO，而FeO在低于575 ℃的條件下具有熱不穩(wěn)定性，可以分解生成Fe和Fe3O4[2]。1號管樣的垢樣中有大量FeO進一步驗證了1號管長時間處于過熱狀態(tài)，且管壁溫度超過575 ℃。

3 管子的壁溫估算及強度校核

3.1 壁溫估算

在役鍋爐受熱面管子向火面內壁氧化皮厚度和管子的使用溫度存在定量關系，根據DL/T 654—2009《火電機組壽命評估技術導則》，12Cr1MoVG鋼管子金屬壁溫的估算公式為：

lgx=6.839 869+0.003 860×T1+

0.000 283T1×lgt

(1)

式中：x為管子向火面內壁氧化層厚度，mils(1 mils=2.54×10-5m)；T1為蘭氏溫度，°R(1 °R=5/9 K)；t為管子的運行時間，h。

經計算，鍋爐運行56 000 h，1號管樣的實際使用溫度為589 ℃，而用12Cr1MoVG鋼制造受熱面管子時，其使用溫度上限為580 ℃(根據DL/T 715—2015 《火力發(fā)電廠金屬材料選用導則》)，1號管在實際使用過程中存在長期超溫運行現象。12Cr1MoVG鋼在使用溫度低于580 ℃時具有良好的高溫強度和組織穩(wěn)定性，但是在高溫長期運行過程中會發(fā)生珠光體球化現象，輕度或中度的珠光體球化對其持久強度影響不大，但完全球化組織會顯著降低其高溫強度[3]。

3.2 強度校核

管樣的計算厚度δt和最小需要厚度δmin的計算公式為：

(2)

δmin=δt+C1

(3)

式中：p為計算壓力，MPa；Do為管子外徑，mm；φmin為最小減弱系數，取1；[σ]為許用應力，MPa；C1為腐蝕裕量，mm，取0.5 mm。

根據 GB/T 16507.4—2013 《水管鍋爐 第4部分：受壓元件強度計算》，12Cr1MoVG鋼管子在589 ℃時的許用應力為44 MPa。該屏式再熱器在589 ℃和3.4 MPa的運行工況下，其計算厚度為2.34 mm，最小需要厚度為2.84 mm。而1號管樣實測的最小厚度(去除內壁和外壁氧化皮后)為2.68 mm，說明1號管樣的實際最小需要厚度小于該運行工況下的最小需要厚度。

4 綜合分析

爆管管樣的化學成分符合標準要求，排除了管子材質錯用的情況。爆口處呈喇叭狀，且邊緣鋒利，顯微組織為拉長的纖維狀鐵素體加碳化物，有典型的短時超溫爆管特征。同時，向火面晶粒大小不均勻，鐵素體晶粒有長大現象，并且有不完全再結晶導致的混晶現象，可推測管子存在短時超溫，并且溫度接近A1線。直管段明顯脹粗，且內壁和外壁均附著有明顯的氧化皮，管子在實際運行過程中長期處于超設計溫度狀態(tài)，而屏式再熱器正常運行溫度(541 ℃)較高，超溫裕度較小。垢樣中含有質量分數為32%的FeO，表明管子在實際使用中，溫度長期超過575 ℃。通過壁溫估算，管子金屬壁溫為589 ℃，而12Cr1MoVG鋼用作為受熱面管子時，其使用溫度上限為580 ℃。在長期超溫運行的情況下，爆管管樣向火面珠光體球化達到4級(完全球化)，導致管子的高溫強度顯著降低，而其塑性較高，在內壓的作用下，管子的變形量增大，直管段明顯脹粗，爆口邊緣顯著減薄，爆管管樣的室溫力學性能試驗結果和蠕變應變測量結果也驗證了這一點。另外，在運行過程中，氧化皮厚度增加，管子的傳熱效率和實際壁厚降低，使管子的運行應力增加，加速了屏式再熱器管的蠕變，最終導致屏式再熱器管爆破失效。

爆管管樣為屏式再熱器的夾屏管，在煙道內不斷受到高溫煙氣的沖刷和氧化腐蝕的作用，管子壁厚減薄，也間接促使管子爆破失效。而其他位置的管樣的各項試驗結果均符合要求，說明超溫屬于個別現象，排除屏式再熱器整體或整屏超溫。

5 結語

(1) 該屏式再熱器爆管的原因是管子在長期超溫運行狀態(tài)下，顯微組織劣化，力學性能下降；爆管前，管子存在短時超溫，其高溫強度不滿足要求，最終導致爆管。

(2) 生成的氧化皮伴隨煙氣沖刷的作用，導致管子的有效承載厚度降低，進一步促使管子爆破失效。