330 MW亚临界锅炉高温过热器爆管原因浅析

高清林，郭开胜

(1.福建电力职业技术学院，福建 泉州 362000； 2.福建华电漳平火电有限公司，福建 龙岩 364400)

表1 管样化学成分 %

0 引言

某电厂330 MW亚临界汽轮发电机组配备的WGZ1004/18.34-1型燃煤锅炉，为全钢结构、露天岛式布置、四角布置直流式百叶窗水平浓淡燃烧器、切向燃烧、平衡通风、 热风送粉、一次中间再热、亚临界自然循环汽包炉。该锅炉在累计运行48 000 h、启停25次后，炉A侧高温过热器第一排由外向内数第5圈炉前入口管距底部弯头约2 m处的迎风面发生爆管。爆管段材质为SA213-T91，规格为ø54 mm×8 mm。

1 宏观形貌分析

爆管从爆口处折弯并向炉后甩出约2 m，爆口沿纵向撕裂，呈喇叭口形，长约90 mm，最宽处约100 mm，如图1所示。爆口处明显胀粗，爆口管壁厚度沿圆周方向至爆口边缘均匀减薄，爆口边缘较为锋利，呈现明显塑性，具有明显的短期过热爆管的特征。

图1 爆口原始形貌

在随后的清洁度检查中发现，管子内部存有异物，造成管子内介质流量减小，管子壁温上升，使管子在高温下的环向应力超过其材料本身强度而发生爆管，爆管产生的直接原因为短时过热。

2 化学成分分析

取爆管的邻管——炉A侧第1排由外向内数第6圈入口管(材质为SA213-T91，规格为ø54 mm×8 mm)作为对比管样。爆管管样编号为#1，对比管样编号为#2，分别检测其化学成分，分析结果见表1。爆管管样和对比管样的主要化学成分均符合ASTM(美国材料实验协会)标准中对SA213-T91合金钢的成分要求，材料与设计材质相符。

3 金相组织分析

图2是爆管管样和对比管样的金相组织图。图2a和图2b是#1管样爆口附近的纵截面抛光态图，图中可见不同大小的点状夹杂物，夹杂物等级评定为2.5级，基本符合要求。图2c和图2d为#2管样背火面和向火面的显微组织，两者无明显差异，均为回火索氏体+铁素体，有少量碳化物析出，组织老化等级评为3级。图2e是#1管样远离爆口端的金相组织，为回火索氏体+铁素体，并有少量碳化物析出。图2f为#1管样爆口附近的金相组织，其中碳化物颗粒明显析出并长大，组织劣化等级评为5级。图2g显示#1管样爆口附近尖角处呈明显纤维状及沿纤维状方向撕裂的裂纹。

图2 管样金相组织

表2 管样硬度HB

表3 管样拉伸强度

注：≥20，纵向取样试样≥20；≥16，横向取样试样≥16。

金相组织分析结果表明，#1爆管爆口组织劣化严重，出现长大的碳化物析出，爆口附近分布着密集的纵向细裂纹，管子内外壁有氧化皮，这些均为长期高温运行所致，说明炉管在爆管前曾长期处于高温运行状态。#2管由于长期在高温下服役，管子金相组织出现碳化物析出等老化现象。根据DL/T 884—2004《火电厂金相检验与评定技术导则》组织老化等级评为3级，但并未出现相变组织。

4 力学性能分析

4.1 硬度分析

#1和#2管样的显微硬度见表2：#1管样爆口处硬度偏低，可能与金相组织发生老化有关；#1管样爆口附近尖角部位硬度较高，可能是由于此处塑性变形最大产生加工硬化所致；#2管样的硬度要比#1管样的硬度高，其硬度值符合ASTM SA-213对T91材质硬度的要求。

4.2 强度分析

#1和#2管样常温拉伸性能测试结果如表3所示。#2管样强度明显高于#1爆管管样，#1管样的强度明显下降，向火面抗拉强度及屈服强度最低，屈服强度值已经不能满足标准要求。

5 结论

由上可知，爆管管样的化学成分符合标准要求，爆口处明显胀粗，管壁厚度沿圆周方向至爆口边缘均匀减薄，爆口边缘较为锋利，呈现明显的塑性，符合短期过热爆管特征。金相组织及力学性能分析结果表明，爆管爆口组织劣化严重，碳化物析出并长大，爆口附近分布着密集的纵向细裂纹，在高温蒸汽及烟气的作用下，管子内外壁有氧化皮生成，力学性能明显下降，这些现象均为长期高温运行所致，说明管子在爆管前曾处于长期高温运行状态。因此，该高温过热器爆管是长期超温和长期过热(异物堵管)共同作用所造成的。