電廠超臨界鍋爐末級(jí)過熱器爆管原因分析及對(duì)策

張 奎 曾 祥 李亞芬

（1.南昌科晨電力試驗(yàn)研究有限公司，南昌 330096；2.國(guó)網(wǎng)江西省電力有限公司電力科學(xué)研究院，南昌 330096；3.國(guó)網(wǎng)江西省電力有限公司超高壓分公司，南昌 330029）

火力發(fā)電廠機(jī)組中，約有70%的事故來自鍋爐側(cè)，而且大部分原因在于過熱器、水冷壁、再熱器以及省煤器這4 類管（簡(jiǎn)稱鍋爐“四小管”）的泄漏和爆管。管道泄漏和爆管事故會(huì)造成機(jī)組非計(jì)劃停運(yùn)，是影響火力發(fā)電廠機(jī)組安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行的主要因素。

近年來，隨著火力發(fā)電廠機(jī)組運(yùn)行時(shí)間的延長(zhǎng)，鍋爐各承壓部件的金屬材料逐漸發(fā)生老化。長(zhǎng)期的高溫腐蝕、機(jī)組啟停以及深度調(diào)峰，使得材料應(yīng)力集中和裂紋等各類缺陷不斷增多，鍋爐“四小管”爆管的概率大幅增加。火電廠機(jī)組的非計(jì)劃停運(yùn)不僅給發(fā)電企業(yè)造成較大經(jīng)濟(jì)損失，也會(huì)影響電網(wǎng)的正常調(diào)度，極易發(fā)生各類電網(wǎng)事件。在鍋爐“四小管”中，末級(jí)過熱爆管問題時(shí)有發(fā)生，本文根據(jù)一起典型案例進(jìn)行爆管原因分析，并提出相關(guān)處理對(duì)策。某電廠1#爐為超臨界Π 型爐，運(yùn)行時(shí)間約2.5 萬(wàn)h。末級(jí)過熱器管高溫出口段左數(shù)第13 屏、前數(shù)第6 根管道彎頭部位在點(diǎn)火運(yùn)行并網(wǎng)后25 h 爆管，爆管前壁溫567 ℃，鍋爐末級(jí)過熱器共82屏管屏，每屏12 根管道。為了分析爆管原因，消除設(shè)備隱患，保障機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行，對(duì)爆裂的SA-213T91 鋼管進(jìn)行失效分析[1-6]。

1 相關(guān)檢驗(yàn)與力學(xué)性能分析

1.1 宏觀檢驗(yàn)

本次爆管宏觀形貌如圖1 所示，爆口呈魚嘴狀，爆口內(nèi)壁、外壁均出現(xiàn)大量與爆口方向平行的樹皮紋。爆口尺寸長(zhǎng)約43 mm，寬約20 mm，爆口邊緣管壁嚴(yán)重減薄成薄刃狀。從爆口的宏觀分析來看，末級(jí)過熱器爆管具有超溫過熱爆漏的特征。分別取樣a 和b，其中a 為圖1 中所示爆口位置，b 為遠(yuǎn)離爆口的位置。

圖1 爆口宏觀形貌及樣品a 取樣位置

1.2 顯微組織檢驗(yàn)

在爆口尖端位置及遠(yuǎn)離爆口位置分別取a、b 試樣進(jìn)行顯微組織分析和內(nèi)壁氧化皮形貌觀測(cè)。爆口位置a 試樣橫截面顯微組織，如圖2 所示。由圖2 可見，金相組織嚴(yán)重老化，碳化物大量析出并沿晶界聚集，爆口尖端組織被拉長(zhǎng)。爆口位置a 試樣縱截面顯微組織，如圖3所示。由圖3可清晰見到沿晶界分布的鏈狀碳化物。經(jīng)測(cè)量，單個(gè)碳化物尺寸在1.3 μm 左右。

圖2 a 試樣橫截面顯微組織

圖3 a 試樣縱截面顯微組織

b 試樣距離爆口位置約250 mm，對(duì)其進(jìn)行金相檢驗(yàn)，其橫截面顯微組織如圖4 所示。金相組織為回火索氏體，根據(jù)《火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程》（DL/T 884—2019）對(duì)試樣金相組織進(jìn)行評(píng)級(jí)[7]，b 試樣的金相組織老化級(jí)別為3.5 級(jí)，屬于中度老化。該位置的氧化皮顯微形貌如圖5 所示，可見試樣內(nèi)壁氧化皮厚度為198.365 μm，且呈多層形貌結(jié)構(gòu)。氧化皮的表層結(jié)構(gòu)為柱狀晶層，含有較多的空隙和裂紋，與內(nèi)層氧化皮有明顯的分界面。

圖4 b 試樣橫截面顯微組織

圖5 b 試樣氧化皮顯微形貌

爐管金屬當(dāng)量運(yùn)行壁溫計(jì)算經(jīng)驗(yàn)公式為

式中：T為當(dāng)量金屬溫度，℃；t為管內(nèi)壁氧化層厚度，mm；x為管道已運(yùn)行時(shí)間，h；ɑ、b為材料常數(shù)。

代入相關(guān)數(shù)據(jù)，求得爆管的當(dāng)量壁溫為649 ℃，可見所送檢的爆口管道長(zhǎng)期處于較高溫度水平下運(yùn)行。蒸汽溫度越高，氧化皮表層的團(tuán)簇狀物質(zhì)生成的越多，外層氧化皮越疏松，氧化皮整體的黏附性和抗氧化性就越差，易發(fā)生剝落。

1.3 力學(xué)性能分析

分別對(duì)a、b 樣品進(jìn)行顯微維氏硬度測(cè)試，選取參數(shù)為載荷200 g、保載10 s，將測(cè)得的維氏硬度換算為布氏硬度后匯總于表1。根據(jù)《火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程》（DL/T 438—2016），SA-213T91 鋼管的布氏硬度值應(yīng)為180 ～250 HBW[8]。由表1 中的數(shù)據(jù)可知，爆口位置a 試樣的硬度平均值為172 HBW，遠(yuǎn)離爆口位置b 試樣的硬度平均值為188 HBW。爆管位置的硬度值低于標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求，而且明顯低于遠(yuǎn)離爆口位置的硬度值。

表1 試樣的硬度值

對(duì)送檢的管道彎頭上側(cè)直管段沿縱向制取3 根試樣，分別進(jìn)行常溫拉伸試驗(yàn)，檢測(cè)結(jié)果如表2 所示。試驗(yàn)結(jié)果顯示，爆口管道的力學(xué)性能符合《高壓鍋爐用無縫鋼管》（GB/T 5310—2017）的要求[9]。

表2 常溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果

2 問題分析及對(duì)策

對(duì)#1 爐末級(jí)過熱器爆管失效管道進(jìn)行宏觀檢查和取樣后可知，編號(hào)D13-6 末級(jí)過熱器管道爆管具有超溫過熱爆漏的特征，爆口位置金相已嚴(yán)重老化，并出現(xiàn)方向性變形，且遠(yuǎn)離爆口部位的金相組織中度老化。爆口位置的硬度不滿足《火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程》（DL/T 438—2016）標(biāo)準(zhǔn)的要求，且明顯低于遠(yuǎn)離爆口處的硬度。管道的常溫力學(xué)性能符合標(biāo)準(zhǔn)要求，其內(nèi)壁氧化皮厚度約為198 μm，估算爆管的當(dāng)量壁溫為649 ℃，可見送檢的爆口管道長(zhǎng)期處于較高溫度下運(yùn)行。

綜合試驗(yàn)結(jié)果可以得出，爆口位置及遠(yuǎn)離爆口位置的顯微組織已中度或完全老化，較厚的內(nèi)壁氧化皮表明該管存在較長(zhǎng)時(shí)間的過熱。在機(jī)組啟停的過程中，管壁金屬溫度變化產(chǎn)生的熱應(yīng)力是內(nèi)壁氧化皮剝落的主要原因。隨著管內(nèi)壁氧化皮的剝落，氧化皮逐漸在管道下彎頭處堆積，導(dǎo)致管道內(nèi)介質(zhì)流量不斷減少，造成管壁的平均溫度持續(xù)升高。

鑒于此，建議停爐時(shí)除對(duì)管道下彎頭進(jìn)行常規(guī)氧化皮堆積檢查外，有必要檢測(cè)內(nèi)壁氧化皮的厚度，及時(shí)清理管內(nèi)壁厚度偏大或者在啟停爐及運(yùn)行過程有較大剝落傾向的氧化皮。同時(shí)，采用內(nèi)壁氧化皮測(cè)厚及壽命診斷原理，全方位分析鍋爐高溫受熱面管的應(yīng)力、溫度及壽命情況，進(jìn)而指導(dǎo)爐管的檢修計(jì)劃和方案，提高設(shè)備的安全性及檢修的針對(duì)性。需要注意，管內(nèi)壁氧化皮測(cè)厚是一種抽樣測(cè)量方法，而內(nèi)壁氧化皮本身是一個(gè)不斷生成與剝落的交替過程，在實(shí)際操作中有可能發(fā)生部分測(cè)量結(jié)果與爐管實(shí)際劣化狀況不符的情況。因此，還應(yīng)結(jié)合金相分析及其他手段，更加準(zhǔn)確地分析爐管的實(shí)際壽命情況，改善鍋爐及其管道的運(yùn)行工況，保證各部件在設(shè)計(jì)條件范圍內(nèi)運(yùn)行，從源頭遏制爐管超溫爆管的發(fā)生。

3 結(jié)語(yǔ)

某電廠末級(jí)過熱器管發(fā)生爆管現(xiàn)象，通過宏觀檢驗(yàn)、顯微組織檢驗(yàn)和力學(xué)性能分析，探究爆管原因，并提出相關(guān)建議，以改善鍋爐及其管道的運(yùn)行工況，消除設(shè)備隱患，避免再次出現(xiàn)超溫爆管問題。未來，隨著超超臨界機(jī)組中新結(jié)構(gòu)、新材料、新工藝的應(yīng)用，鍋爐管道安全運(yùn)行將會(huì)涌現(xiàn)出更多難題。鍋爐管道的防爆管工作重在預(yù)防，電廠運(yùn)行管理人員應(yīng)杜絕檢查死角，確保能夠及時(shí)發(fā)現(xiàn)鍋爐存在的問題，將爆管事故消除在萌芽階段，有效提升發(fā)電企業(yè)的經(jīng)濟(jì)效益。