６００MW 超臨界電站鍋爐末級過熱器管爆裂失效分析

晏嘉陵

(中國大唐集團(tuán) 科學(xué)技術(shù)研究院有限公司 華東分公司,合肥 ２３００８８)

摘 要:通過宏觀檢驗(yàn)、室溫拉伸試驗(yàn)、金相檢驗(yàn)、硬度試驗(yàn)等方法對某６００ MW 超臨界電站鍋爐末級過熱器管發(fā)生爆裂的原因進(jìn)行了分析.結(jié)果表明:該爆裂管經(jīng)歷過長期超溫運(yùn)行,組織老化嚴(yán)重,產(chǎn)生蠕變孔洞并連接形成裂紋,最終導(dǎo)致其在最薄弱的彎頭外弧面處發(fā)生爆裂.

關(guān)鍵詞:末級過熱器;爆裂;失效分析;長期超溫;組織老化;蠕變孔洞

中圖分類號:TK２２３．３;TG１１５ 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:B 文章編號:１００１Ｇ４０１２(２０１７)０６Ｇ０４４５Ｇ０４

收稿日期:２０１７Ｇ０２Ｇ２８

作者簡介:晏嘉陵(１９８４－),男,工程師,碩士,從事電站金屬部

件監(jiān)督及結(jié)構(gòu)壽命評估工作,jialing_yan２００９＠１６３．com

FailureAnalysisonBurstingoftheFinalＧStageSuperheaterTube

ina６００MW UltraＧSupercriticalBoiler

YANJialing

(EastChinaBranch,ScienceandTechnologyResearchInstituteCo．,Ltd．,ChinaDatangCorporation,Hefei２３００８８,China)

Abstract:TheburstingfailurereasonsofthefinalＧstagesuperheatertubeina６００ MW ultrasupercriticalboilerwereanalyzedthroughthemethodsofmacroinspection,tensiletestatroomtemperature,metallographic

examination,hardnesstest,etc．TheresultsshowthattheburstingtubeexperiencedlongＧtermoverheating,the

microstructurewasseriouslyaged,andcreepholesformedandconnectedtocracks,whichfinallyresultedinthe

burstingattheweakestpositionoftheelbowoutsidearcsurface．

Keywords:finalＧstagesuperheater;bursting;failureanalysis;longＧterm overheating;structureaging;

creephole

    鍋爐４管(過熱器管、再熱器管、水冷壁管和省煤器管)是電站鍋爐的主要承壓和受熱部件.據(jù)粗略統(tǒng)計(jì),鍋爐４管事故約占國內(nèi)鍋爐事故的２/３,是影響火電機(jī)組安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行的最主要因素之一[１Ｇ７].隨著我國火電機(jī)組容量的不斷提高,汽水系統(tǒng)的壓力和溫度也相應(yīng)增加,在運(yùn)行過程中出現(xiàn)了諸多問題.某電廠鍋爐末級過熱器管發(fā)生爆管事故,爆裂過熱器管材料為 GB５３１０－２００８«高 壓 鍋 爐 爐 用 無 縫 鋼 管»中 的１０Cr９Mo１VNbN(美 國 牌 號 T９１)鋼 管,規(guī) 格 為

?３８．１mm×７．９６mm;爆 裂 位 置 為 由 西 向 東 數(shù) 第２８排、由外向內(nèi)數(shù)第６根;過熱器管累計(jì)運(yùn)行時(shí)間約６×１０４ h.該鍋爐型號為 SGＧ１９１８/２５．４ＧM９６８,為超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行螺旋管圈直流、單爐膛、一次中間再熱、單爐膛四角切圓燃燒方式、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)、露天布置、Π型燃煤鍋爐.過熱蒸汽出口設(shè)計(jì)壓力為２５．４ MPa,設(shè)計(jì)溫度為５７１℃.筆者對爆裂末級過熱器管進(jìn)行了檢驗(yàn)和分析,查明了其爆裂原因,并給出了改進(jìn)建議.

１ 理化檢驗(yàn)

１．１ 宏觀檢驗(yàn)

    爆裂末級過熱器管爆口宏觀形貌如圖１所示,爆口位于鋼管彎頭背弧面,附近無明顯脹粗,爆口沿鋼管軸向長約３０ mm.由于爆管后與其他過熱器管相互吹損,爆口邊緣部分位置吹損缺失,爆口附近部分未被吹損位置有明顯龜裂紋.

１．２ 室溫拉伸試驗(yàn)

    在爆裂末級過熱器管上?。磦€(gè)拉伸試樣,使用CMT５１０５微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果?。磦€(gè)試樣的平均值,見表１.可見鋼管的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度均不能滿足 GB５３１０－２００８對１０CrMo１VNbN 鋼管的技術(shù)要求.

１．３ 金相檢驗(yàn)

在爆裂末級過熱器管爆口附近、爆口背面、距離爆口２００mm 和５００mm 的直管段位置分別截取金相試樣.試 樣 經(jīng) 磨 制、拋 光 和 化 學(xué) 侵 蝕 后 在 CarlZeissAxioObserverA１m 型金相顯微鏡下進(jìn)行顯微組織試樣的.

可見爆口邊緣管內(nèi)壁有厚約０．３２mm 的氧化皮,外壁氧化皮脫落嚴(yán)重,部分位置留有厚約 ０．１３ mm 的氧化皮,顯微組織晶粒細(xì)小,晶粒度在７級左右.爆口邊緣晶粒變形嚴(yán)重,附近有大量的蠕變孔洞,顯微組織為鐵素體＋碳化物,馬氏體已經(jīng)完全分解,碳化物呈塊狀分布在鐵素體晶界位置.

圖３為爆口背面試樣的顯微組織形貌,可見管內(nèi)壁 有 厚 約 ０．１７ mm 的 氧 化 皮,外 壁 有 厚 約０．１２mm 的氧化皮,顯微 組 織 晶 粒 細(xì) 小,晶 粒 度 在７級左右.顯微組織中大部分馬氏體分解成鐵素體＋碳化物,部分碳化物在鐵素體晶界位置聚集長大成塊狀,部分碳化物仍彌散分布在基體中.

圖４為距離爆口２００mm 處的顯微組織形貌,可見管內(nèi)壁有厚約０．２０ mm 的氧化皮,外壁有厚約０．２７mm 的氧化皮,顯微組織晶粒細(xì)小,晶粒度在７級左右.顯微組 織 中 馬 氏 體 已 經(jīng) 完 全 分 解 成鐵素體＋碳 化 物,部 分 碳 化 物 在 鐵 素 體 晶 界 位 置聚集長大成 顆 粒 狀,部 分 碳 化 物 仍 彌 散 分 布 在 基體中.

圖５為距離爆口５００mm 處的顯微組織形貌,可見管內(nèi)壁有厚約０．１８mm 的氧化皮,外壁有厚約０．２３mm 的氧化皮,顯微組織晶粒細(xì)小,晶粒度在７級左右.顯微組織中部分區(qū)域尚有馬氏體位相,部分區(qū)域馬氏體已經(jīng)分解成鐵素體＋碳化物,細(xì)小的碳化物在鐵素體晶界位置聚集,部分碳化物仍彌散分布在基體中.

１．４ 1.硬度試驗(yàn)

利用 THBＧ３０００MDX 型布氏硬度計(jì)在金相試進(jìn)行布氏硬度試驗(yàn),結(jié)果見表２.硬度檢測結(jié)果顯示,爆裂末級過熱器管各個(gè)位置的硬度均低于 DL/T４３８－２０１６«火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程»規(guī)定的下限值.

２ 分析與討論

由以上理化檢驗(yàn)結(jié)果可知,爆裂末級過熱器管的室溫抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和硬度均低于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的下限值,爆口附近顯微組織中的馬氏體完全分解為鐵素體＋碳化物,基體中的合金元素以碳化物的形式析出并在晶界位置聚集長大,爆口背面以及距離爆口２００mm 和５００mm 位置的顯微組織也均有比較明顯的老化趨勢.在低于６００ ℃運(yùn)行時(shí),T９１鋼中大量固溶的合金元素、彌散分布的碳化物和較高的位錯(cuò)密度使其具有良好的抗蒸汽氧化性能和長時(shí)持久強(qiáng)度.而在超過６００ ℃的條件下長期運(yùn)行時(shí),T９１鋼中的合金元素會以碳化物的形式大量地析出、聚集和長大,顯微組織中的馬氏體加速分解,基體中的固溶強(qiáng)化、彌散強(qiáng)化和位錯(cuò)強(qiáng)化作用大大減弱,進(jìn)而導(dǎo)致材料的持久強(qiáng)度快速下降.

３ 結(jié)論

綜合以上檢驗(yàn)和分析可知,該超臨界電站鍋爐末級過熱器管經(jīng)歷過長期超溫運(yùn)行,組織老化明顯,材料持久強(qiáng)度顯著下降.材料強(qiáng)度下降引起鋼管發(fā)生蠕變脹粗,產(chǎn)生蠕變孔洞并連接形成裂紋,最終導(dǎo)致鋼管在最薄弱的彎頭外弧面處發(fā)生爆裂.

４ 建議

(１)增加溫度檢測點(diǎn),加強(qiáng)受熱面鋼管的溫度監(jiān)控,防止超溫運(yùn)行.

(２)擴(kuò)大末級過熱器管的割管檢查范圍,確定管材老化趨勢,適時(shí)對末級過熱器管開展服役安全性評價(jià),確保鍋爐安全穩(wěn)定運(yùn)行.

(３)定期檢查彎頭氧化皮堆積情況,防止因氧化皮堆積造成管內(nèi)介質(zhì)流量不足而導(dǎo)致局部超溫.

更是在與螺母交界的螺紋根部產(chǎn)生了較大的單向應(yīng)力集中.螺紋根部不斷經(jīng)受疲勞產(chǎn)生疲勞裂紋,疲勞裂紋不斷擴(kuò)展,當(dāng)?shù)蹉^螺桿剩余截面不足以承重時(shí)便會發(fā)生最終斷裂.

３ 結(jié)論及建議

吊鉤螺桿斷裂屬于應(yīng)力集中造成的單向彎曲疲勞斷裂;吊鉤螺桿斷裂的主要原因是長期的不當(dāng)操作造成在斷裂處產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中,在交變的彎曲應(yīng)力作用下最終造成疲勞斷裂.

鑒于以上分析,建議如下:①在起升貨物的過程中,必須要緩慢起升貨物,不能啟動太快,避免產(chǎn)生沖擊載荷;②經(jīng)常檢查吊鉤各部位,檢查和維護(hù)吊鉤組的結(jié)構(gòu)部件,如發(fā)現(xiàn)問題及時(shí)處理;③嚴(yán)格執(zhí)行操作要求,避免不規(guī)范操作,尤其是起吊重物時(shí)應(yīng)盡量避免橫向撞擊.

（文章來源： 材料與測試網(wǎng)-理化檢驗(yàn)－物理分冊 > 53卷 > 6期 (pp:445-448)）