董紅年

（廣東大唐國際潮州發(fā)電有限責任公司，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行分析，從結(jié)構(gòu)、設計、管子組織與性能、運行等方面進行論述，指出高溫運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、結(jié)構(gòu)設計造成的水冷壁局部應力過大以及運行過程中的熱應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、超超臨界變壓運行直流鍋爐，2010年7月15日投產(chǎn)，至此次失效累計運行約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)公司電力科學研究院進行失效分析。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標準要求的上限，最大達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)控制不當造成的，如圖2所示。

表1 水冷壁泄漏情況

2.2 較大應力狀態(tài)下的失效

（1）較大內(nèi)應力造成短時撕裂。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，說明在大應力作用下，管子局部發(fā)生快速開裂。

（2）設計不當、制造工藝控制不嚴格造成較大應力集中。2013年9月20日管子發(fā)生泄漏后，送廣東電網(wǎng)公司電力科學研究院進行失效分析［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行滿焊，按制造廠家的設計，鰭片中間有一個直徑為2mm的半圓孔，但現(xiàn)場鰭片上沒有，導致此處出現(xiàn)應力集中現(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，當停爐或負荷降低時，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，鋼板隨溫度或負荷升高可以正常膨脹，而溫度或負荷降低時，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）運行初期由于異常情況造成較大的殘余膨脹應力。該機組168 h試運行期間，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及垂直鋼梁的共同限制，左右方向膨脹量較?。挥覊ρ伟迨埽?角爐墻膨脹影響，變形量也較?。阂虼藦脑O計上可以看出，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?。雖然此鋼板在檢修中進行了恢復，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，按相關標準［1］，受熱面焊口內(nèi)透量應小于1.5mm，但個別焊口根部內(nèi)透量單邊最大達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：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雜性。

3.2 熱應力的影響

機組運行過程中，負荷總是在一定范圍內(nèi)不斷波動，水冷壁管壁產(chǎn)生一種交變應力。當爐膛溫度降低時，爐內(nèi)表面會受冷收縮，但由于外壁的拘束，使其受拉應力；當爐膛溫度升高時，爐內(nèi)表面會受熱膨脹，由于外壁的拘束，使其受壓應力。運行中溫度、壓力波動變化越大，在管子上產(chǎn)生的交變應力就越大，這種交變應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，交變疲勞頻率越高則硬化速度越快，硬化后容易達到脆化極限，因此，材料硬度、強度越高的部位，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、強度較高部位。因此，運行中應盡可能減小負荷變化的頻率，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行熱處理，適當降低管材硬度，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)表面的拉應力，當溫度降至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)表面受壓應力作用，這種損傷就消失了，可以最大限度降低持續(xù)拉應力對管子爐內(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。當管子爐內(nèi)表面受拉應力時，會加劇這種拉應力的效果，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）交變熱應力使管子產(chǎn)生疲勞，在組織異?；驈姸?、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；在降溫或負荷降低階段，水冷壁管內(nèi)表面受持續(xù)拉應力的影響，是前墻水冷壁失效的一大原因。建議在運行或啟停過程中，嚴格控制負荷及溫度變化速度，盡可能減少交變熱應力的影響。

（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行過程中的檢驗。建議繼續(xù)對結(jié)構(gòu)進行分析，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)電廠焊接技術規(guī)程：DL／T 869—2012［S］.

（本文責編：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