摘 要:某化工廠電站鍋爐１５CrMo鋼過熱器管發(fā)生爆管造成整套裝置非計(jì)劃停機(jī).采用宏觀 檢查、化學(xué)成分分析、金相檢驗(yàn)、管壁形貌分析、硬度測試、脹粗量計(jì)算等方法,對過熱器管爆管原因 進(jìn)行了分析.結(jié)果表明:過熱器管爆口有長期過熱的特征,由于鍋爐超負(fù)荷運(yùn)行及氧化層引起過熱 器管長期過熱,造成管材組織劣化、出現(xiàn)蠕變孔洞及顯微裂紋,導(dǎo)致過熱器管強(qiáng)度降低最終造成爆 管.過熱器管的失效模式為長期過熱引起的高溫蠕變開裂. 

關(guān)鍵詞:過熱器管;１５CrMo鋼;爆管;高溫蠕變開裂 

中圖分類號:TG１４２．２１ 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:B 文章編號:１００１Ｇ４０１２(２０１９)１１Ｇ０８０８Ｇ０４

過熱器管作為鍋爐的重要部件,一旦失效會(huì)導(dǎo) 致鍋爐非計(jì)劃停運(yùn)從而造成重大損失.其常見的失 效方式有蠕變、疲勞、腐蝕、侵蝕、氫脆、焊接處性能 劣化、高溫短期過熱、氧化、堿蝕、磨損以及應(yīng)力腐 蝕等[１Ｇ５]. 

某化工 廠 電 站 鍋 爐 為 Q１９０/９００Ｇ６５Ｇ３．８２/４５０ 型煙道式余熱鍋爐,該鍋爐額定蒸發(fā)量為６５t??h－１, 高溫過熱蒸汽出口壓力為３．８２ MPa,出口蒸汽溫度 為４５０ ℃,給水溫度為１０５ ℃.投產(chǎn)運(yùn)行２０３５６h 后,其 出 口 側(cè) 高 溫 過 熱 器 管 (規(guī) 格 為 ６０ mm × ５mm,材料為１５CrMo珠光體耐熱鋼)發(fā)生爆管造 成整套裝置非計(jì)劃停機(jī).為查明該過熱器管爆管失 效的原因,以便采取措施避免類似失效事故的再次 發(fā)生,筆者對失效件進(jìn)行了檢驗(yàn)和分析. 

１ 理化檢驗(yàn) 

１．１ 宏觀檢查 

宏觀檢 查 發(fā) 現(xiàn),該 過 熱 器 管 爆 口 最 大 寬 度 為 ５mm,長度為３５mm,如圖１所示.其中爆口邊緣 鈍且粗糙,爆口周圍有許多與裂口方向平行的縱向 裂紋,爆口呈脆性開裂.爆口處管壁減薄不多,管的 外徑存在明顯脹粗現(xiàn)象,管的內(nèi)外壁氧化皮均呈深 黑色. 

１．２ 化學(xué)成分分析 

對 過 熱 器 管 取 樣 采 用 FOUNDRＧMASTER PRO型全譜火花直讀光譜儀進(jìn)行化學(xué)成分分析,結(jié)果如表１所示.可見該過熱器管材料各元素含量均 符合 GB５３１０－２００８«高 壓 鍋 爐 用 無 縫 鋼 管»的 要求. 

１．３ 金相檢驗(yàn) 

在過熱器管爆口各部位截取金相試樣,經(jīng)過打 磨拋光后,采用體積分?jǐn)?shù)為４％的硝酸酒精溶液浸 蝕,然后使用 AxioObserverA１m 型光學(xué)顯微鏡進(jìn) 行觀察.由圖２a)可見,爆口向火側(cè)近外表面顯微 組織為 鐵 素 體 ＋ 珠 光 體,珠 光 體 球 化 ５ 級 (根 據(jù) DL/T７８７—２００１«火電廠用１５CrMo鋼珠光體球化評 級標(biāo)準(zhǔn)»判定),已完全脫碳,三叉晶界處存在較大量 的蠕變孔洞及蠕變裂紋;由圖２b)可見,爆口背火側(cè) 近外表面顯微組織也為鐵素體＋珠光體,珠光體球化 ４~５級,三叉晶界處觀察到極少量的蠕變孔洞.

１．４ 管壁形貌分析 

使用光學(xué)顯微鏡分別觀察過熱器管爆口向火側(cè) 和背火側(cè)的橫截面的形貌.由圖３可見,爆口向火 側(cè)內(nèi)外壁均有裂紋并擴(kuò)展至管壁深處,裂紋尖端及 周圍存在蠕變孔洞,裂紋內(nèi)部存在氧化物,管壁內(nèi)部 分蠕變孔洞沿晶界呈鏈狀排列,形成晶界顯微裂紋. 由圖４可見,爆口背火側(cè)外壁有裂紋從表面擴(kuò)展到 內(nèi)部,裂紋尖端存在蠕變孔洞,基體內(nèi)晶界處也觀察 到蠕變孔洞;爆口背火側(cè)內(nèi)壁存在蠕變孔洞.爆口 向火 側(cè) 和 背 火 側(cè) 內(nèi) 外 壁 氧 化 層 的 厚 度 均 約 為 ４００μm(氧 化 層 總 厚 度 約 ８００μm),超 過 了 TSG G７００２－２０１５«鍋爐定期檢驗(yàn)規(guī)則»中關(guān)于氧化層厚 度不大于６００μm 的要求. 

１．５ 硬度測試 

使用４０１MVA 型維氏顯微硬度計(jì)對過熱器爆 口向火側(cè)橫截面、背火側(cè)橫截面、遠(yuǎn)離爆口的直段橫 截面進(jìn)行硬度測試,載荷為１．９６N.測得硬度平均 值分別為１３３．５,１３７．５,１５７．７HV,硬度值是工程中力學(xué)性能的一個(gè)重要指標(biāo),可知爆口處背火側(cè)及向 火側(cè)材料的力學(xué)性能均有所下降. 

１．６ 脹粗量計(jì)算 

除去失效過熱器管外表面的灰塵和鐵銹后,將 該管爆口中心橫截面記為 A 截面,自 A 截面起每隔 １５ mm 依 次 記 為 B,C,D,E 截 面. 用 精 度 為 ０．０２mm的游標(biāo)卡尺測量各截面上兩個(gè)相互垂直方 向的管道外徑值,取兩者算術(shù)平均值再得出截面的 脹粗量,計(jì)算結(jié)果如表２所示.可見爆口中心截面 的脹粗量最大,距離爆口中心最遠(yuǎn)截面的脹粗量最 小.所測截 面 的 脹 粗 量 均 超 出 DL/T４３８－２００９ «火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程»的規(guī)定(低合金鋼 管外徑脹粗量不大于２．５％),該爆口處已發(fā)生明顯 高溫蠕變變形. 

２ 分析與討論

過熱器管爆口呈脆性開裂,具有長期超溫過熱 爆管的宏觀特征.爆口向火側(cè)和背火側(cè)近外表面顯 微組織均為鐵素體＋珠光體,三叉晶界處存在蠕變 孔洞及蠕變裂紋,爆口組織的珠光體球化達(dá)到５級 已完全脫碳,可見爆口處向火側(cè)及背火側(cè)近外表面 顯微組織已嚴(yán)重老化.爆口向火側(cè)和背火側(cè)內(nèi)外壁 氧化層總厚度達(dá)到８００μm,超過了 TSG G７００２－ ２０１５中關(guān)于氧化層厚度不大于６００μm 的要求.氧 化層的 存 在 減 少 了 過 熱 器 管 的 有 效 壁 厚 (厚 度 由 ５．０mm減少到４．２mm),由于氧化層的傳熱效果比 金屬的差,氧化層的超標(biāo)將引起過熱器管壁溫度升 高而導(dǎo)致管壁強(qiáng)度降低.蠕變孔洞及裂紋的存在, 破壞了管壁內(nèi)部組織的連續(xù)性,也使管壁強(qiáng)度降低. 爆口背火側(cè)及向火側(cè)硬度比遠(yuǎn)離爆口的直段硬度 低,可知爆口處背火側(cè)及向火側(cè)材料的力學(xué)性能均 有所下降.爆口處脹粗量超出 DL/T４３８－２００９的 規(guī)定,表明過熱器管已發(fā)生明顯高溫蠕變變形.

根據(jù)擴(kuò)散控制理論[６Ｇ７],金屬材料的溫度 T 與 運(yùn)行時(shí)間t之間的關(guān)系式為

式中:A,B 為金屬材料常數(shù). 

對于１５CrMo鋼,其球化級別 E、金屬壁溫 T 及運(yùn)行時(shí)間t之間的關(guān)系式為[８] 

式中:LMP為溫度時(shí)間相關(guān)參數(shù). 

通過核查過熱器管的工作記錄,發(fā)現(xiàn)該鍋爐為 了配合化工生產(chǎn)需要經(jīng)常超負(fù)荷運(yùn)行(最大蒸發(fā)量 達(dá)到８１t??h－１),超負(fù)荷運(yùn)行會(huì)引起煙氣流量增加, 煙氣溫度升高,還會(huì)引起過熱蒸汽超溫.當(dāng)過熱器 管的運(yùn)行時(shí)間t＝２０３５６h時(shí),球化級別E＝５,由式 (２)和式(３)計(jì)算得到過熱器管運(yùn)行時(shí)的平均壁溫 T＝８４２K(５６９ ℃).

１５CrMo珠光體耐熱鋼在電力行業(yè)應(yīng)用廣泛, 其用于過熱器管時(shí),由于管道外部有高溫?zé)煔鉀_刷, 管道內(nèi)部是高溫高壓蒸汽,長期在高溫高壓下超負(fù) 荷運(yùn)行,鋼材會(huì)出現(xiàn)珠光體球化、合金元素重新分配 等問題,其持久強(qiáng)度、蠕變強(qiáng)度等力學(xué)性能均會(huì)下降 而導(dǎo)致爆管[９Ｇ１１].因此１５CrMo鋼使用時(shí)壁溫應(yīng)不 大于５６０ ℃,由上述分析可知該過熱器管處于長期 過熱狀態(tài),導(dǎo)致材料組織劣化,高溫性能及常溫性能 下降,最終發(fā)生開裂.綜合判斷該過熱器管的失效 模式為長期過熱引起的蠕變開裂.

３ 結(jié)論 

由于鍋爐長期超負(fù)荷運(yùn)行,導(dǎo)致過熱器管長期 過熱加速氧化層的形成.氧化層傳熱能力差引起過 熱器管壁超溫,從而造成管材組織劣化并形成蠕變 孔洞及顯微裂紋,導(dǎo)致過熱器管強(qiáng)度降低最終造成 爆管.過熱器管的失效模式為長期過熱引起的高溫蠕變開裂.

參考文獻(xiàn): 

[１] 張磊,夏洪亮．大型電站鍋爐耐熱材料與焊接[M]．北 京:化學(xué)工業(yè)出版社,２００８:１１３Ｇ１２２． 

[２] 蔡斌．６７０t/h 鍋 爐 高 溫 過 熱 器 超 溫 爆 管 問 題 研 究 [D]．北京:華北電力大學(xué)(北京),２００６． 

[３] 吳磊．１０２５t/h鍋爐高溫過熱器爆管原因分析與壽 命預(yù)測[D]．武漢:武漢大學(xué),２００４． 

[４] RAHMAN M M,PURBOLAKSONOJ,AHMADJ． Root cause failure analysis of a division wall superheatertubeofacoalＧfired powerstation[J]． EngineeringFailureAnalysis,２０１０,１７(６):１４９０Ｇ１４９４． 

[５] NOORISA,PRICEJW H．Ariskapproachtothe managementof boilertubethinning[J]．Nuclear EngineeringandDesign,２００６,２３６(４):４０５Ｇ４１４． 

[６] 吳非文．火力發(fā)電廠高溫金屬運(yùn)行[M]．北京:水利電 力出版社,１９７９:３３５Ｇ３４３． 

[７] 賀株莉．電廠鍋爐過熱器管失效分析及殘余壽命預(yù) 測[J]．長沙鐵道學(xué)院學(xué)報(bào),２００３,２１(１):１０８Ｇ１１２． 

[８] 中華人民共和國國家發(fā)展和改革委員會(huì)．火電廠金 相檢驗(yàn)與評定技術(shù)導(dǎo)則:DL/T８８４－２００４[S]．北京: 中國電力出版社,２００４． 

[９] 李幫．某船用鍋爐過熱器三維壁溫計(jì)算及超溫爆管 研究[D]．哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué),２００８． 

[１０] 潘金平,潘柏定,程宏輝,等．１５CrMoG鋼管的壽命評 估新方法[J]．金屬熱處理,２０１２,３７(１０):７１Ｇ７５． 

[１１] 楊瑞成,鄭麗平,王暉,等．珠光體耐熱鋼高溫時(shí)效后 基體力學(xué) 性 能 的 變 化 [J]．鋼 鐵 研 究 學(xué) 報(bào),２００２,１４ (６):４０Ｇ４４．

<文章來源> 材料與測試網(wǎng) > 期刊論文 > 理化檢驗(yàn)－物理分冊 > 55卷 > 11期 (pp:808-811) >