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(浙江省特種設(shè)備檢驗(yàn)研究院, 杭州 310020)

質(zhì)量控制與失效分析

鍋爐旋風(fēng)分離器進(jìn)口受熱面管爆裂原因分析

戈浩,金南輝,劉杰,趙立

(浙江省特種設(shè)備檢驗(yàn)研究院, 杭州 310020)

通過(guò)宏觀分析、化學(xué)成分分析、力學(xué)性能試驗(yàn)、金相檢驗(yàn)、斷口掃描電鏡分析等方法對(duì)某鍋爐旋風(fēng)分離器進(jìn)口受熱面管爆裂原因進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：該鍋爐受熱面管爆裂是由長(zhǎng)時(shí)間超溫運(yùn)行導(dǎo)致的蠕變開(kāi)裂造成的。最后根據(jù)爆管原因提出了預(yù)防措施。

鍋爐; 旋風(fēng)分離器; 受熱面管; 爆裂; 長(zhǎng)時(shí)間超溫; 蠕變

某鍋爐系杭州鍋爐廠制造，其蒸發(fā)量為130 t·h-1，過(guò)熱器出口壓力為9.8 MPa、溫度為540 ℃。旋風(fēng)分離器進(jìn)口煙道受熱面由汽包上部引出2根導(dǎo)汽管(規(guī)格DN150)，進(jìn)入受熱面上集箱，經(jīng)過(guò)13排爐管引入受熱面下集箱，再由2根導(dǎo)汽管(規(guī)格DN150)引入旋風(fēng)分離器進(jìn)口集箱，管組為膜片式，爐管規(guī)格為φ51 mm×5 mm，材料為20G鋼。爐管受熱側(cè)澆注防火耐磨層50 mm，爐管非受熱側(cè)保溫層厚度120 mm。自2007年12月投入運(yùn)行至今，該鍋爐累計(jì)運(yùn)行時(shí)間約7.5×104h。2016年1月13日，鍋爐處于低負(fù)荷運(yùn)行狀態(tài)，其左側(cè)旋風(fēng)分離器進(jìn)口煙道爐管發(fā)生爆裂，鍋爐停爐檢修。為了查明該爐管的爆裂原因，防止類(lèi)似事故的再次發(fā)生，筆者對(duì)爆裂爐管進(jìn)行了檢驗(yàn)和分析。

1 理化檢驗(yàn)

1.1宏觀分析

圖1 爆管宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of the bursting pipe

由圖1可以看到，受熱面管破口呈“魚(yú)嘴”狀，破口粗糙，邊緣較鈍，破口處管徑稍有漲粗，管壁減薄不大，在主破口旁邊還有若干小裂紋存在。鍋爐外表面由于澆注料的包裹，氧化皮并不多。利用GE公司XL Go+型內(nèi)窺鏡觀察爐管內(nèi)壁，可見(jiàn)很厚的氧化皮，如圖2和圖3所示。

圖2 破口處管內(nèi)壁形貌Fig.2 Inner wall morphology of the pipe at the bursting position

圖3 爐管內(nèi)壁形貌Fig.3 Inner wall morphology of the pipe

破口兩端窄、中間寬，說(shuō)明爆裂起始于破口中部。破口外壁沒(méi)有氧化皮而內(nèi)壁有很厚的氧化皮，且內(nèi)壁小裂紋多于外壁的，說(shuō)明爆裂是由管內(nèi)壁向外壁擴(kuò)展的。

1.2化學(xué)成分分析

利用ARL4460直讀光譜儀對(duì)爐管進(jìn)行化學(xué)成分分析，結(jié)果見(jiàn)表1?？梢?jiàn)爐管材料的化學(xué)成分符合GB 5310-2008《高壓鍋爐用無(wú)縫鋼管》對(duì)20G鋼成分的技術(shù)要求。

表1 爐管的化學(xué)成分 (質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical compositions of the pipe (mass fraction) %

1.3力學(xué)性能試驗(yàn)

從遠(yuǎn)離爐管破口處(距離破口約1.5 m)取樣，在拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)表2?？梢?jiàn)爐管材料的力學(xué)性能符合GB 5310-2008對(duì)20G鋼的技術(shù)要求。

表2 爐管的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of the pipe

1.4金相檢驗(yàn)

分別在爐管破口處以及破口附近取樣，經(jīng)鑲嵌、打磨、拋光和4%(體積分?jǐn)?shù))硝酸酒精溶液侵蝕后，利用GX71型金相顯微鏡進(jìn)行顯微組織觀察。由圖4和圖5可見(jiàn)，破口及破口附近爐管材料的顯微組織均為鐵素體+呈球粒狀分布的碳化物，片狀珠光體形態(tài)已完全消失，晶界及鐵素體基體上的球狀碳化物已逐漸長(zhǎng)大，根據(jù)DL/T 674-1999《火電廠用20號(hào)鋼珠光體球化評(píng)級(jí)標(biāo)準(zhǔn)》評(píng)定球化等級(jí)為5級(jí)，同時(shí)可以看到晶界上還存在蠕變孔洞。在遠(yuǎn)離破口處(距破口約1.5 m)利用現(xiàn)場(chǎng)金相分析儀(型號(hào)PTI-5000)進(jìn)行顯微組織觀察，結(jié)果顯示材料顯微組織正常，為鐵素體+珠光體，未見(jiàn)明顯的珠光體球化現(xiàn)象。

圖4 破口處顯微組織形貌Fig.4 Microstructure morphology at the bursting position

圖5 破口附近顯微組織形貌Fig.5 Microstructure morphology near the bursting position

1.5斷口掃描電鏡分析

將爐管爆裂斷口置于掃描電鏡(SEM)內(nèi)觀察。由圖6可以看到，斷口表面覆蓋有厚厚的腐蝕產(chǎn)物，難以觀察斷口的細(xì)節(jié)特征，但是高倍條件下仍可見(jiàn)其具有沿晶脆性斷裂特征。

2 分析與討論

化學(xué)成分分析及力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果表明，爐管材料化學(xué)成分及力學(xué)性能均符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求。

爐管內(nèi)壁有很厚的氧化皮，破口及破口附近區(qū)域顯微組織中珠光體嚴(yán)重球化，說(shuō)明爐管經(jīng)歷了長(zhǎng)時(shí)間的高溫運(yùn)行，破口處顯微組織中未出現(xiàn)貝氏體、馬氏體等異常組織，說(shuō)明超溫的溫度低于AC1(加熱時(shí)珠光體開(kāi)始轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體的溫度)。爐管內(nèi)壁氧化皮是由于水蒸氣在高溫下分解成氫和氧，金屬在高溫水蒸氣中發(fā)生氧化產(chǎn)生的[1]。氧化皮厚度與材料特性、運(yùn)行時(shí)間、運(yùn)行溫度等有密切的關(guān)系：氧化皮厚度隨著運(yùn)行時(shí)間的延長(zhǎng)基本呈線性增長(zhǎng)關(guān)系，隨著溫度的升高呈加速上升趨勢(shì)，當(dāng)金屬材料在接近和達(dá)到其最高允許溫度區(qū)域運(yùn)行時(shí)，其影響極為顯著[2]。該鍋爐爐管可能因內(nèi)壁氧化皮大量脫落，在彎頭等處聚集，造成管路堵塞，影響蒸汽流量，從而使管壁溫度升高。由于爐管爆裂后，業(yè)主在很短的時(shí)間內(nèi)更換爆裂爐管，恢復(fù)生產(chǎn)，因此無(wú)法進(jìn)行進(jìn)一步的檢查，具體超溫原因還需要進(jìn)一步查明。氧化皮導(dǎo)熱系數(shù)僅為母材金屬的十幾分之一[3]，氧化皮的熱阻較大，阻隔了蒸汽和管壁的熱量交換，從而導(dǎo)致管壁金屬溫度升高，加速了其氧化過(guò)程。

由爆管破口處的顯微組織可以看到蠕變孔洞和蠕變裂紋，掃描電鏡分析結(jié)果顯示爆裂斷口呈沿晶脆性斷裂特征，這些都說(shuō)明爐管爆裂是由蠕變損傷導(dǎo)致的。當(dāng)?shù)吞间撛?50 ℃至AC1溫度下長(zhǎng)期運(yùn)行時(shí)，珠光體中的層片狀滲碳體因表面能較高而向能量較低的球狀滲碳體轉(zhuǎn)變(珠光體球化)，并逐漸聚集長(zhǎng)大[4]。珠光體球化使材料的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、蠕變強(qiáng)度和持久強(qiáng)度等降低，明顯加快蠕變速率。晶界上出現(xiàn)的蠕變孔洞，在應(yīng)力的作用下不斷增多、長(zhǎng)大、聚合，連接成微裂紋，微裂紋連通呈宏觀裂紋，直至爐管爆裂[5]。

3 結(jié)論及建議

爐管爆裂是由長(zhǎng)時(shí)間超溫運(yùn)行導(dǎo)致蠕變開(kāi)裂造成的。爐管超溫可能是由內(nèi)壁氧化皮脫落堵塞管道、影響蒸汽流量導(dǎo)致的，具體原因還需要進(jìn)一步查明。

為防止類(lèi)似爆管事故的再次發(fā)生，提出以下建議：嚴(yán)格控制煙氣及蒸汽流量和流速，避免超溫運(yùn)行；鍋爐定期檢驗(yàn)時(shí)，對(duì)爐管進(jìn)行金相檢驗(yàn)，顯微組織球化達(dá)到5級(jí)的爐管應(yīng)更換；鍋爐定期檢驗(yàn)時(shí)，可采用高頻超聲波氧化皮測(cè)厚技術(shù)[6-7]，測(cè)量爐管內(nèi)壁的氧化皮厚度，內(nèi)壁氧化皮厚度過(guò)大的爐管應(yīng)及時(shí)更換。

[1] 王俊霖,劉敏,張萍,等.T91高溫過(guò)熱器管爆裂原因分析[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2013,49(9):618-621,624.

[2] 趙永寧,劉爽.102鋼高溫過(guò)熱器管內(nèi)壁氧化皮脫落研究[J].熱加工工藝,2010,39(22):203-206.

[3] 蒙新明,張路,賴(lài)云亭,等.某超臨界機(jī)組鍋爐過(guò)熱器管爆管原因分析[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2015,51(5):353-357.

[4] 敖哲.鍋爐水冷壁爆管原因分析[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2014,50(4):296-298.

[5] 蔡文河,嚴(yán)蘇星.電站重要金屬部件的失效及其監(jiān)督[M].北京:中國(guó)電力出版社,2009.

[6] 包文東,鄭坊平,崔雄華,等.超臨界鍋爐末級(jí)過(guò)熱器T91鋼管爆管原因分析及預(yù)防措施[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2012,48(10):704-707.

[7] 龍毅,謝國(guó)勝,楊湘?zhèn)?鍋爐爐管內(nèi)壁氧化膜壁厚的測(cè)量[J].無(wú)損檢測(cè),2006,28(11):569-572.

ReasonAnalysisonBurstingoftheInletHeatingSurfacePipeofaBoiler’sCycloneSeparator

GEHao,JINNanhui,LIUJie,ZHAOLi

(Zhejiang Province Special Equipment Inspection and Research Institute, Hangzhou 310020, China)

The bursting reasons of the inlet heating surface pipe of a boiler’s cyclone separator were analyzed by means of macro analysis, chemical composition analysis, mechanical property test, metallographic examination, fracture scanning electronic microscope analysis and so on. The results show that the bursting of the heating surface pipe of the boiler was induced by creep cracking because of long-time overtemperature running. Finally, preventive measures were put forward according to the bursting reasons of the pipe.

boiler; cyclone separator; heating surface pipe; bursting; long-term overtemperature; creep

TM621.2

B

1001-4012(2017)10-0765-03

10.11973/lhjy-wl201710016

2016-09-05

戈 浩(1988-)，男，工程師，碩士，主要從事電廠金屬監(jiān)督及無(wú)損檢測(cè)工作，gehao314@126.com