超超临界机组水冷壁管弯曲面失效分析

吴优福，侯召堂

（1.神华（福建）能源有限公司，福建 福州 350004；2.西安热工研究院有限公司，陕西 西安 710054）

超超临界机组水冷壁管弯曲面失效分析

吴优福1，侯召堂2

（1.神华（福建）能源有限公司，福建 福州 350004；2.西安热工研究院有限公司，陕西 西安 710054）

采用化学成分分析、硬度检测、金相观察、扫描电镜断口分析、断口表面腐蚀产物的能谱分析以及有限元数值模拟等手段，对某发电公司的水冷壁管失效泄漏原因进行分析。结果表明：钢的化学成分符合GB5310标准的要求，失效管的硬度仍在DL/T 438—2009标准的控制范围，珠光体仅发生了轻微球化，断口属于典型热疲劳开裂。分析认为：水冷壁制作过程中弯曲工艺不合理所致的内裂纹或残余应力过大，可能是导致管子弯曲处过早失效开裂的主要原因；腐蚀烟气对热疲劳开裂起到加速作用。

水冷壁管；热疲劳；弯曲工艺；腐蚀烟气

我国化石能源发电以燃煤电站为主，这种电站锅炉受热面受飞灰磨损、腐蚀影响很大。据有关资料统计，锅炉 “四管”（水冷壁、省煤器、过热器和再热器）泄漏占锅炉设备事故的60%～70%，其中腐蚀、磨损、过热和焊接质量差是泄漏的主要原因［1-2］。因此，分析泄漏原因，降低泄漏次数，成为提高锅炉经济性和运行稳定性的关键。

15CrMo钢是广泛应用的铬钼珠光体型耐热钢，常被用于高压、超高压、亚临界电站锅炉的过热器、集箱和主蒸汽管道。15CrMo钢由于含碳量及合金含量较低而具有良好的焊接性能和加工性能，在500～580℃下具有较高的持久强度及良好的抗氧化性能［3］。由于这种钢的广泛应用，也受到了广泛研究，赵宪萍等［4］建立15CrMo钢常温和热态下的冲蚀磨损的模型，而且在热态下，临界温度以下随着温度升高冲蚀磨损逐渐降低，临界温度以上随着温度升高磨损量增大。临界温度存在的原因是，随着温度变化金属表面形成的氧化膜和基体之间结合强度有差别［5-7］。珠光体型低碳低合金耐热钢在高温下长期运行中所发生的珠光体球化、碳化物聚集和类型变化、合金元素在固溶体和碳化物之间重新分配等成分和组织变化，以及相应的力学性能变化等［8-9］。15CrMo低合金耐热钢的使用状态为典型的淬火回火珠光体＋铁素体组织。但在长期服役过程中，原始组织结构会发生演变，珠光体组织中渗碳体Fe3C出现球化和分解，向热力学更为稳定的碳化物类型转化，包括M7C3，M23C6，M6C等不同类型的碳化物。随着这些合金碳化物的析出，固溶体内合金元素发生贫化，对材料高温性能有明显贡献的珠光体组织和固溶强化行为会明显弱化，劣化低合金钢的高温性能，导致材料失效［10］。有学者对15CrMo钢水冷壁的腐蚀疲劳失效也进行了有益的探讨［11-12］。还有学者借助数值模拟对水冷壁失效的原因进行分析［13］。

本文针对某公司发电机组中15CrMo钢水冷壁管运行仅20 000 h后发生的泄漏事故，利用现场割取的管材进行组织结构观察，结合弯管过程的有限元模拟残余受力分布，对失效原因进行分析。

1 试验材料与方法

水冷壁管选用的15CrMo低合金耐热钢，其规格为Ф28.6×5.8 mm。钢材的合金成分为：0.15%C，0.23%Si，0.61%Mn，0.004%S，0.009%P，0.46%Mo，0.61%Mn，0.90%Cr，合金含量符合国标GB5310—2008的要求。水冷壁设计使用状态的蒸汽条件为在保证出口工质过热度的前提下，采用较低的水冷壁出口温度 430℃。运行 20 000 h后，发生泄漏。

截取泄漏失效段的管材，用相机照相记录其裂纹的外观状态。于泄漏裂纹处横向打断，用相机记录其端口的宏观形貌。用KB-3000E硬度计，测量泄漏处，管壁向火面和背火面的硬度情况。依据DL/T 884—2004《火电厂金相检验与评定技术导则》对失效管进行金相检验，分析泄漏处金属的显微组织特征。用JEOL JSM-6460扫描电镜对断口处及裂纹尖端处的形貌进行分析，并用扫描电镜附带的EDAX GENESIS2000X-Ray能谱仪对断口处的成分加以分析。利用有限元数值计算手段，模拟分析钢管在冷弯后内部的残余应力，辅助分析在高温运行后，水冷壁特殊位置出现裂缝泄漏的原因。

2 试验结果

2.1 宏观检查

图1和图2分别为失效水冷壁向火面渗透探伤照片和水冷壁向火面横向裂纹打断后宏观断口照片。水冷壁管表面结垢清理后，发现水冷壁向火面密集分布大量横向裂纹，弯曲变形处横向开裂尤为严重，如图1所示。水冷壁向火面横向裂纹打断后宏观断口上裂纹被腐蚀产物所覆盖，化学清洗后，可观察到明显的贝纹线，裂纹由管外壁向管内壁直线扩展，裂纹长短不一，如图2所示。结合向火面侧面沿环向密集分布的横向平行裂纹，水冷壁管的横向裂纹具有比较明显的热疲劳断裂特征。

2.2 硬度检验

依据GB/T 231.1—2009《金属布氏硬度试验第1部分试验方法》，采用KB-3000E数显布氏硬度计对失效处钢管的硬度进行检测。试验条件为负荷750 kg，保压15 s，钢球直径5 mm。试验结果列于表2中。从表1中数据可以看出，水冷壁管向火面的硬度值高于背火面，但两侧的硬度仍在DL/T438的控制范围。

图1 水冷壁向火面渗透探伤形貌

图2 水冷壁向火面横向裂纹打断后宏观断口形貌

表1 水冷壁管布氏硬度测试结果 HBW

2.3 金相检验

经切割试验检查，在水冷壁管的背火面内外壁没有发现微裂纹，为研究微观组织对裂纹形成的影响，于水冷壁管弯管附近区域的向火面一侧截取金相试样，4%的硝酸酒精为腐蚀剂。

图3（a）为水冷壁管向火面一侧的纵截面低倍组织。在向火侧外壁存在大量的横向裂纹，多数裂纹形态为楔形，从外向内扩展，最大裂纹深度超过3 mm。内壁也有一些裂纹，且内壁拐角处居多，由内向外扩展，最深约1 mm。

图3（b）和（c）分别是水冷壁向火面外壁深裂纹和深裂纹附近微观金相组织。可以看出，水冷壁管向火面内外壁的金相组织均为铁素体＋珠光体，珠光体组织形态完整，1级球化程度，属轻度球化。另外，向火侧外壁大量的横向裂纹形态为楔形（裂纹以直线扩展），以穿晶方式由外向内扩展，裂纹端部圆钝，裂纹区域内存在氧化腐蚀产物。在裂纹尖端呈直线，说明裂纹在扩展过程中既要穿过珠光体晶粒也要穿过铁素体晶粒，如图3（d）所示。同时，裂纹发展过程中有开裂、增宽、尖端圆钝等特征，为开裂→钝化→开裂特征。向火侧的内壁也存在横向裂纹，形态与外壁裂纹类似，但数量和长度低于外壁出现的裂纹。

图3 15CrMo钢水冷壁裂纹处金相组织

图4 向火面外壁横向平行裂纹断面形貌

图5 向火面外壁横向平行裂纹瞬断区的形貌

图6 水冷壁管向火面裂纹内腐蚀产物能谱分析结果

2.4 断口SEM及能谱分析

图4为水冷壁管向火面外壁横向平行裂纹断面清洗后的形貌。可以看出，该断面上分布有多个裂纹源区（如图中箭头所指），不同裂纹源之间有一定的高度差，每个裂纹断面上有比较清晰的呈圆弧形且相互平行的贝纹线，条纹之间的距离比较规则，并和裂纹的扩展方向相垂直，即由外向内逐渐扩展［12］。图5为水冷壁管裂纹瞬断区的形貌，断口上有明显的河流花样、舌状花样、扇形花样以及二次裂纹，具有典型的脆性断裂特征。图6为水冷壁管向火面外壁裂纹内腐蚀产物的能谱分析结果，可以看出，腐蚀产物主要为铁的氧化物、硫化物。至于在腐蚀产物表面检测到Al、K、Si等元素，可能与烟气中的灰尘吸附有关。

图7 有限元模拟水冷壁管冷弯后残余应力分布图

3 分析与讨论

根据上述检测结果，该水冷壁管的化学成分、力学性能、金相组织均满足标准要求；且水冷壁管处于运行老化初期，没有发生超温导致的严重组织劣化、性能降低的现象。由此，可以排除材质因素和机组运行参数波动导致开裂失效。

失效水冷壁管横向裂纹附近金相、裂纹断口扫描电镜照片以及能谱分析结果表明，水冷壁管向火面裂纹具有这几个特征：①裂纹为横向平行裂纹，呈楔形；②内外壁均有裂纹，外壁裂纹数量多且较深；③裂纹扩展具有明显的方向性，以穿晶形式垂直于管壁周向应力扩展；④外壁裂纹充满腐蚀性产物，主要成分为铁的氧化物和硫化物；⑤裂纹断面呈圆弧形且相互平行的贝纹线裂纹形态特征，属于典型的热疲劳裂纹。

3.1 水冷壁热疲劳机理分析

机组在运行过程中，温度存在波动，处于相对高温区运行时水冷壁受热膨胀，但由于膜式水冷壁的结构约束，阻碍其伸长而产生压应力，在压应力情况下，即便水冷壁管表面有原始裂纹，它也得不到扩展。机组运行温度降低，水冷壁内压应力减弱，如果收缩程度较大，在水冷壁管内部就可能形成较大的拉应力，这时就容易使表面形成应力集中处产生裂纹。然而，水冷壁管局部的传热恶化会导致水冷壁管局部温度飞升，随着温度的升高，管壁材料热应力升高，材料的屈服强度下降，材料的塑性变形无法回避。有限元模拟计算表明，15CrMo钢水冷壁在550℃左右产生的热应力即可超过其屈服强度引起塑性变形。当加热过程中不可恢复压缩塑性变形产生后，温度降低，钢的变形抗力升高，反向热应变受阻，导致钢内部产生附加拉应力，拉应力是热疲劳裂纹扩展的动力［13］。随着水冷壁温度的周期性变化，水冷壁所受拉、压热应力会交替变化，从而导致其热疲劳。

失效的水冷壁管运行了20 000 h，这期间启停不过几十次。理论上而言，在仅有几十次启停应力循环的情况下，管子表层金属不致于发生热应力低周疲劳破坏。水冷壁管之所以发生热疲劳失效大致有2个原因，第一可能是运行温度波动太大，导致管子内部产生较大的热应力，使水冷壁管过早产生疲劳裂纹，直至失效泄漏；第二可能是从管子在安装之前弯管工艺选择不当，即弯管温度太低或者弯管速度太快，导致在弯曲处产生一些微裂纹，而后的处理又不足以使这些微裂纹重新焊合，在机组的运行过程中这些微裂纹作为热疲劳过程中裂纹源而加速了管子的失效泄漏。从金相分析的结果可以看出，水冷壁管向火侧内外壁的金相组织仅发生了轻微的珠光体球化，说明失效部位超温运行的可能性不大，硬度检测的结果也能说明这一点，硬度值仍在标准要求的范围之内，也说明局部超温运行的可能性不大。因此，基本可以排除超温运行因素对热疲劳失效的影响。

3.2 水冷壁弯管工艺对热疲劳开裂的影响

观察发现，失效水冷壁管向火面上的横向裂纹集中于弯管处，直管段几乎没有裂纹，说明水冷壁冷弯管变形对热疲劳开裂具有显著的影响。

用有限元数值模拟分析的冷弯管成形后残余应力的分布情况，如图7所示。弯管处的残余应力最大约90 MPa，说明在冷弯过程中产生了非常大的不均匀变形，钢管作为一个整体，在变形过程中各部分要相互协调，而15CrMo钢的组织组成为珠光体＋铁素体，珠光体的硬度大约HB230，铁素体的硬度HB70～80［14］，两者硬度差别显著，在冷变形过程中，珠光体难以变形，铁素体易于变形。变形过程中，珠光体由于变形抗力大而受到附加拉应力，铁素体因变形抗力小而受到压应力作用，势必在相邻的铁素体和珠光体界面上形成较大的应力集中，从而形成微裂纹，如果在冷弯成形后不进行高温热处理，这些微裂纹不会自行消失，最后遗留在内部成为热疲劳裂纹源。钢的组织是均匀的，表面组织在变形过程中受到约束较少，更容易产生微裂纹，这也是裂纹由表面向内部扩展的原因之一，另外，管件在制备和运行过程当中，表面组织易受到外界环境的干扰，这是裂纹由表面向内部扩展的原因之二。

采用机组运行的高温区温度，对水冷壁冷弯管进行550℃时效数值模拟，分析时效后弯管处的残余应力分布情况，如图8所示。水冷壁变形区域高温服役后，应力集中得以松弛，未时效的最大残余应力降至约20 MPa，而且产生了较大塑性变形。停机冷却后，水冷壁原冷弯变形区将因此承受较大拉应力，与热疲劳拉应力叠加更容易萌生裂纹。在这种情况下，因冷弯工艺不合理造成微裂纹也更容易扩展。

在锅炉运行的升温阶段水冷壁受较大热负荷冲击，弯管处金属要承受较大的压应力，可能是管子产生一定的压缩变形，但是由于温度相对较低，钢内部原子迁移速度较低，冷加工过程造成的微裂纹不但没有焊合，还有可能使其有所增大。然而，在停机冷却过程中，水冷壁弯管处又要承受较大的拉应力，而过大的拉应力会导致裂纹的萌生或原有微裂纹的快速扩展。

裂纹一旦萌生，受热疲劳应力循环作用，裂纹逐渐扩展，腐蚀性烟气会加速表面裂纹的扩展［15］。此外，根据Goodman关系，残余拉应力将使材料的疲劳极限下降，导致热疲劳裂纹扩展加速［16］。

失效的水冷壁管向火面所产生的横向裂纹大多集中于其弯管处，而直管段几乎没有裂纹的原因，就在于此。

3.3 烟气腐蚀对疲劳裂纹扩展的影响

图3（a）表明，水冷壁弯曲处附近的向火侧外表面的裂纹深度大于内表面，内外表面上的裂纹均由表面向内扩展，说明裂纹应先在表面形成或者表面原有的裂纹向里扩展。断口处能谱分析结果表明，在断口上分布有煤燃烧灰质，比如K、S等元素在断口上含量较大，由于这些灰质吸附在裂纹尖端，使裂纹不易钝化，因此，在裂纹尖端容易形成较大的应力集中，促使裂纹扩展。这可能是水冷壁弯曲处向火侧内侧裂纹的深度小于外侧的原因。

图8 有限元模拟水冷壁管冷弯＋550℃时效后应力分布图

4 结论

a.失效水冷壁管横向裂纹表现为典型的热疲劳裂纹，推断失效水冷壁管的热疲劳开裂的主要原因是水冷壁管在制作过程选择冷弯工艺不当，造成在管子弯曲处的材料内部或表面产生了微裂纹，在机组运行中这些微裂纹成为热疲劳裂纹的源头，促使该处水冷壁管过早失效泄漏。

b. 腐蚀烟气促使表面裂纹扩展，是失效水冷壁管弯曲处裂纹外侧裂纹较内侧大的原因。

c.失效水冷壁管的化学成分和布氏硬度符合GB5310及DL/T438技术条件要求。弯管处向火侧组织为铁素体＋珠光体，球化级别为1级，材质无明显严重过热特征，处于老化的初中期阶段。

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Failure Reasons Analysis on Bend Surface of Water Wall Tube for Ultra Supercritical Unit

WU Youfu1，HOU Zhaotang2
（1.Shenhua Fujian Energy Co.，Ltd.，Fuzhou，Fujian 350004，China 2.Xi'an Thermal Power Research Institute Co.，Ltd.，Xi'an，Shaanxi 710054，China）

The causes of the cracks of water wall tubes are analyzed by means of chemical composition，hardness testing，metallo⁃graphic observation，fracture analysis，spectrum analysis of corrosion products and finite element numerical simulation.The results show that the chemical composition of the steel meets the requirements of the GB5310 standard，the hardness of water wall tubes still meets DL/T 438-2009 standard.Spheroidization of pearlite in water wall steel is slight.The tracture belongs to a typical thermal fa⁃tigue crack.The internal crack or the residual stress caused by the bending process is too large which may be the main reason for the premature failure.Corrosion of flue gas plays a role in the promotion of thermal fatigue cracking.

water wall tubes；thermal fatigue；bending process；corrosion gas

TM621

A

1004-7913（2017）03-0045-05

吴优福（1966），男，硕士，高级工程师，从事火力发电厂管理工作。

2016-12-29）