火力发电厂锅炉受热面管泄漏原因分析

2019-01-02徐勃赵海高强

发电技术 2018年6期

徐勃，赵海，高强

（1.华电电力科学研究院有限公司，浙江省杭州市 310030；2.黑龙江华电齐齐哈尔热电有限公司，黑龙江省齐齐哈尔市 161000）

0 引言

锅炉受热面作为火力发电厂锅炉中一个基本部位经常处于复杂、恶劣的环境之中[1]。锅炉受热面管包括省煤器管、水冷壁管、过热器管和再热器管。多年来，受热面管的损坏泄漏一直是影响火力发电厂安全运行的一大因素。受热面管的泄漏是造成电厂非正常停机(非停)的最普通、最常见的形式，一般占机组非停事故的50%以上，最高可达 80%[2]。受热面管的失效严重影响了机组的安全性和经济性，因而备受电厂重视。造成受热面管泄漏失效的主要原因有磨损、过热、应力、疲劳、腐蚀、焊接缺陷、材料原始缺陷等[3-5]。

1 事故经过

某电厂300MW锅炉于2007年9月投产，是采用美国燃烧工程公司引进技术设计和制造的。锅炉为亚临界参数、一次中间再热、自然循环汽包炉，采用平衡通风、四角切圆燃烧方式，设计燃料为烟煤。末级过热器位于水冷壁排管后方的水平烟道内，一共有 90片，材质、规格分别为12Cr1MoV Φ 51×9mm 和 SA-213 T23 Φ 51×8 mm，以152.4 mm的横向节距沿整个炉宽方向布置。此次泄漏位置为末级过热器高温段。

事故当天 19:00时，1号炉炉管泄漏监测测点“26”、“27”、“16”点发出报警，报警点位于尾部烟道后墙40～53 m标高处，机组运行参数未见异常。打开本体人孔门检查，确认锅炉发生泄漏，22:56时停止1号机组运行。入炉检查发现1号炉末级过热器泄漏，需将外部管割除才能处理漏点，共割管18根。对漏泄管以及临近管取样并进行失效分析。

2 试验与分析

2.1 宏观分析

进行试验的 3段末级过热器管，材质为12Cr1MoV，规格为Φ51×9mm。其中有一段过热器管为泄漏管段，编号25-6，其余2段过热器管为与泄漏管段相邻的未泄漏管段(分别编号 24-6和26-6)，各管段位置编号及位置关系见表1。

表1 管段位置关系一览表Tab. 1 Position relationship list

宏观检查中未发现编号24-6和26-6的试样有明显胀粗，但管段迎烟气侧均有不同程度的氧化；编号25-6的试样存在明显异常，图1(a)为该管段迎烟气面的宏观形貌，可观察到管段中上部有爆口，管径有明显的胀粗，测量后发现爆口处胀粗量为5.9%，其他位置胀粗量为3.5%。图1(b)是图 1(a)中爆口处的局部形貌，可以看到爆口边缘是不平整钝边，爆口处管壁厚度减薄不明显，爆口及附近管外壁氧化皮较厚，且有部分已经脱落，如图 1(c)所示，这说明氧化皮很脆，爆口呈较明显的长时过热特征。

图1 25-6号样品沿长度方向及局部宏观照片Fig. 1 Macrophotograph of sample No. 25-6

2.2 化学成分分析

从编号25-6的样品上钻取金属屑，分别采用CS230对C、S，采用 Optima 8300DV对 Cr、Mo、V、Mn，采用7230G分光光度计对P进行化学成分测定分析；采用合金分析仪对编号24-6、26-6的样品进行化学成分测定分析，其结果见表 2。根据GB 5310—2008《高压锅炉用无缝钢管》对12Cr1MoV化学成分的要求，3根管材的化学成分基本满足标准要求。其中编号25-6的样品中S、P元素略高于标准成分要求。

表2 末级过热器化学成分分析结果Tab. 2 Analysis of the chemical composition of final superheater %

2.3 力学性能试验

分别从3个样品上沿管长度方向切取拉伸试样，拉伸试样尺寸如图2所示，每个管上切取2根平行试样。采用AG-Xplus 100 kN万能材料试验机进行拉伸试验，试验结果见表 3，各样品编号后的数字1代表迎烟气侧，数字2代表背烟气侧。将各样品的强度及延伸率与GB 5310—2008《高压锅炉用无缝钢管》中规定12Cr1MoV的力学性能进行比较：编号24-6和26-6的样品的屈服强度、抗拉强度以及延伸率均完全符合标准，但25-6号样品的屈服强度、抗拉强度均明显低于标准下限，尤其是迎烟气侧更为严重。

图2 力学性能试样尺寸示意图Fig. 2 Sample size diagram

表3 试样力学性能试验结果Tab. 3 Test results of mechanical properties

2.4 金相观察

采用OLYMPUS GX71金相显微镜进行氧化皮厚度测试。图3为25-6号样品氧化皮厚度测试面宏观照片，分别在管周围所示8个位置观察氧化皮厚度。图4(a)、(b)依次为25-6号样品泄漏位置附近g、h两处(对照图3)测厚位置的显微形貌，其中灰色区域为氧化皮区域，亮白色区域为母材区域。对测量结果对比发现，管内壁的氧化程度比外壁严重，且爆口处附近(位置g)的氧化皮厚度最大，达到0.7255 mm。

在3段管横截面上分别取样，并依次在200倍和1000倍下进行金相显微组织观察，观察位置分别为管内壁、管壁厚中部和管外壁。观察后发现编号24-6和26-6的试样显微组织均为铁素体+珠光体，珠光体球化3.5级和3级。

对25-6号试样泄漏处附近进行观察，如图5所示。图5中(a)、(b)、(c)是200倍下的显微组织形貌，图5中(d)、(e)、(f)是1000倍下的显微组织形貌，可见泄漏处附近的金相组织为铁素体+碳化物，组织中珠光体已经完全球化，球化5级。在晶界处存在大量蠕变孔洞以及由蠕变孔洞连通形成的蠕变微裂纹，裂纹均沿晶分布。

图3 25-6号样品氧化皮厚度观察位置示意图Fig. 3 Observation position of oxide skin of sample No.25-6

图4 25-6试样的不同氧化皮测试位置处显微组织Fig. 4 Microstructure of sample No. 25-6 at different positions of the oxide skin

3 讨论

宏观检验中发现编号24-6和26-6的样品管径未见明显胀粗，管外径有比较厚的氧化皮。而25-6号样品管径有比较明显的胀粗，爆口处胀粗量最大达 5.9%，其他位置胀粗量 3.5%，在迎烟气侧存在沿管径方向的爆口，爆口边缘是不平整的钝边，爆口处壁厚无减薄，爆口及其附近的管子外壁存在较厚的氧化皮。从宏观形貌来看，25-6号样品具有明显的长时过热的特征。

化学成分分析结果表明样品 24-6号、25-6号和26-6号的化学成分基本满足标准GB 5310—2008《高压锅炉用无缝钢管》对12Cr1MoV的要求。其中25-6号样品中的元素S、P含量略高于标准要求，但不是此次过热器泄漏的主要原因。

力学性能试验结果表明，编号 24-6和 26-6的样品的屈服强度、抗拉强度以及延伸率均完全符合标准GB 5310—2008《高压锅炉用无缝钢管》中对12Cr1MoV材料的要求，但25-6号样品的屈服强度、抗拉强度均明显低于标准下限，尤其是迎烟气侧较严重。这说明此次过热器的泄漏与强度不足有直接关系。

对 24-6、25-6和 26-6号样品进行金相组织试验，并重点对爆口区附近的金相组织进行观察，结果表明，样品24-6和26-6的金相组织均为铁素体+珠光体，但珠光体已部分球化，球化分别为3.5级和3级；而25-6号样品的金相组织为铁素体+碳化物，珠光体已完全球化，球化 5级，并存在大量的沿晶分布的蠕变孔洞和由此产生的裂纹，金相组织明显异常。

综合以上试验结果分析，该厂末级过热器的泄漏是长时过热所致。长时过热是指管子长时超温而发生蠕变破裂的现象[6-7]。造成超温的原因有很多，如燃烧不稳、局部积灰、结焦、内壁氧化皮脱落堵塞、启停及事故处理不当等[8-11]。受热面管在高温下运行时所受的应力主要是管中介质内压力对其产生的切向应力，在这种应力作用下，管子会以相当于 10-7mm/h的蠕变速度进行正常的径向蠕变[12-13]。但当管子由于超温而长期过热时，即便所受的应力不变，也会加速蠕变而发生胀粗现象[14-15]。随着胀粗量的不断增大，蠕变孔洞连通形成蠕变裂纹并沿晶分布，裂纹继续聚集、扩大形成宏观轴向裂纹，最终发生漏泄。此外，高温引起珠光体的球化和碳化物的聚集，会使得钢的抗蠕变能力和持久强度下降，高温性能下降，也会进一步加速蠕变失效的过程。