何 華， 吳鵬飛

（1. 中國大唐集團科學技術研究院有限公司 西北電力試驗研究院，西安 710021；2. 陜西渭河發(fā)電有限公司，西安 712085）

0 引言

在煤粉鍋爐事故中，受熱面（過熱器、再熱器、水冷壁和省煤器）的爆管失效是最常見的故障，是鍋爐安全運行的最大隱患。而“四管”中過熱器和再熱器的工況最為惡劣，再熱器內的介質不僅壓力低而且流速也較低，因此對熱偏差非常敏感[1-4]。

高溫再熱器管工作溫度高、運行不規(guī)范，易出現干燒、擠壓、晃動等，導致高溫再熱器早期失效[5]。王甲安等[6]研究表明，12Cr1MoV鋼制高溫再熱器樣管運行累計123 975.5 h后，基體已出現合金元素貧化現象，碳化物彌散程度增加。胡文龍等[7]對運行 50 000 h的 12Cr1MoV 鋼管進行了狀態(tài)評估，管子的剩余壽命約 28 000 h。因此，結合運行工況及時間對失效管樣進行分析，防止因超溫超壓等導致的再熱器再次爆管失效，對于機組安全穩(wěn)定運行至關重要。本研究對象為超過運行150 000 h的高溫再熱器，對爆管的管件進行分析。

電站鍋爐為300 MW亞臨界、中間再熱、自然循環(huán)、全懸吊和平衡通風的燃煤鍋爐。運行中發(fā)生高溫過熱器出口集箱彎頭爆管，截止本次停運，累計運行時間 152 561 h，機組累計啟停 100余次，期間經歷5次A修（對本體部件解體檢查、處理缺陷）。爆口位于再熱器出口聯箱B側至A側第7排爐側第1根，具體位置及爆口形貌見圖1、圖 2。管樣材質為 12Cr1MoVG，規(guī)格為 ?60 mm×4 mm。

圖1 再熱器出口聯箱示意圖Fig.1 Schematic diagram of the outlet header of the reheater

圖2 失效管樣位置及形貌Fig.2 Location and morphology of the failed sample

1 試驗方法

試驗對比管樣為第9排爐側第1根。力學性能試驗在直管段縱向取樣，金相測試在爆口處橫向取樣，金相、顯微硬度、氧化皮測厚檢測在非聯箱側距離彎頭約600 mm處取樣，采用機械+化學拋光，4%硝酸酒精（質量分數）浸蝕，觀察金相組織，測試顯微硬度（加載載荷為200 g）。

2 試驗過程與結果

2.1 斷口宏觀觀察

經現場檢查測量，爆口呈窗口狀，爆口附近管徑最大為61.45 mm，爆口處最小壁厚為3.36 mm，爆口長約 175 mm，寬度約 60 mm（圖 3）。宏觀檢查結果表明，泄漏管管壁厚度無明顯減薄，管子未發(fā)生明顯脹粗，爆口附近存在較多微裂紋，管子內外壁均存在較厚氧化皮。

圖3 爆口形貌Fig.3 Burst morphology

2.2 化學成分分析

采用光譜儀對2個管樣進行化學成分分析，結果見表1，可見其化學成分符合標準[8]要求。

表1 12Cr1MoVG 化學成分分析結果（質量分數 /%）Table 1 Results of chemical composition analysis (mass fraction /%)

2.3 室溫力學性能檢測

參照 GB/T 228—2010[9]，對失效管樣和對比管樣分別制取拉伸試樣進行屈服強度、抗拉強度及斷后伸長率等室溫拉伸性能指標試驗，結果見表2。由表2可以看出，2個管樣的抗拉強度、屈服強度均低于標準要求下限值，抗拉強度較標準要求下限值分別下降33.51%、32.76%，斷后伸長率合格。管樣拉伸性能明顯下降，已不能滿足設計要求。

表2 室溫拉伸性能測試結果Table 2 Test results of mechanical properties at room temperature

2.4 硬度檢測

對2個管樣進行顯微硬度試驗，所測硬度值均在 GB/T 5310—2017要求（HV0.2135～195）的下限值附近，且爆口處硬度與遠離爆口處硬度差異不明顯（表 3）。

表3 硬度檢測結果Table 3 Microhardness testing results

2.5 金相檢驗

圖4為失效管樣和對比管樣的金相組織形貌，可以看出：失效管樣組織中碳化物明顯聚集長大呈顆粒狀，鏈狀分布在晶界上，珠光體區(qū)域及形態(tài)基本消失，珠光體球化4級，晶粒度大小為7～8級，晶粒細小均勻；對比管樣組織中碳化物呈鏈狀分布在晶界上，珠光體區(qū)域消失，珠光體球化4.5級，晶粒度7～8級，晶粒均勻。金相試驗結果表明，失效管樣材質老化較嚴重，這也是其硬度較低、力學性能下降嚴重的內在因素。

圖4 金相組織Fig.4 Metallurgical structure

2.6 掃描電鏡測試

在掃描電鏡下觀察失效管樣金相組織形貌，如圖5a所示。大量的碳化物沿晶界析出并聚集長大，尤其在三角晶界聚集著粗大不規(guī)則的碳化物，其尺寸約位2～4 μm。有研究表明，碳化物析出長大并成鏈狀，消弱晶界強度，從而會促使晶界裂紋的形成，鋼的熱強性顯著降低，并會出現脆性破裂[10]。三角晶界處聚集粗大的碳化物，會形成微觀裂紋，宏觀表現出材料的強度下降。裂紋尖端存在大量的沿晶界的二次裂紋，也說明晶界粗大的碳化物使得晶界成為組織的薄弱區(qū)域，裂紋優(yōu)先從該處產生，不斷擴展并吞并其他微裂紋，最終連接起來形成宏觀裂紋（圖5b）。

圖5 失效管樣 SEM 形貌Fig.5 SEM morphology of the failed pipe

2.7 氧化皮檢查

爆口處內外壁氧化皮均勻呈灰色，外表面的氧化皮呈樹皮狀。圖6為爆口處截面裂紋尖端氧化皮形貌，可以看到內壁氧化皮結構分為2層，內層致密，外層疏松；外壁氧化皮為一層結構。

圖6 失效管樣氧化皮形貌Fig.6 Morphology of oxide scale on the failed pipe

對管樣顯微組織試樣在金相顯微鏡下進行內外壁氧化皮厚度測量，結果見圖7。由圖7可見，失效管樣和對比管樣內外壁均可見氧化層，失效管樣內、外壁氧化層最大厚度分別約為0.490、0.578 mm，對比管樣內、外壁氧化層最大厚度分別約為0.504、0.914 mm。內壁氧化皮厚度均已遠超過標準[11]要求“高溫再熱器管運行時間達到50000 h后，當氧化層厚度超過0.5 mm時，應對管子材質進行狀態(tài)評估”；對比管樣外壁氧化皮厚度超過了標準[12]中要求“當高溫再熱器管外表面氧化皮厚度超過0.60 mm時應及時換管”。

圖7 氧化皮厚度測量Fig.7 Measurement of oxide scale thickness

3 分析與討論

高溫再熱器來樣化學成分符合標準要求，宏觀檢查發(fā)現爆口呈窗口狀，爆口邊緣未見明顯減薄，管徑未明顯脹粗。管樣室溫下抗拉強度均低于標準下限值的1/3，屈服強度低于標準要求的下限值；爆管管樣金相組織為珠光體球化4級，非爆管管樣金相組織為珠光體球化4.5級。在掃描電鏡下可見大量碳化物沿晶界析出并長大，這些碳化物的粗化降低了晶界的強度，降低了材料的強度，內外壁氧化皮生成并向基體不斷生長，一定程度上減薄了管子壁厚。另一方面，管子在制造時需要彎曲變形，彎曲的工藝以及之后的處理工藝不當，會有較大的殘余應力。殘余應力是由于冷變形后工件內部變形不均勻引起的，有研究表明，彎管內弧存在殘余拉應力，外弧存在殘余壓應力。低溫退火可以基本消除宏觀殘余應力（不降低硬度），而微觀殘余應力必須經過再結晶退火才能完全消除，管子運行溫度不足以達到再結晶溫度，這部分殘余應力就會一直留存在材料中。運行中管子受到頂棚及聯箱的拉應力，使得彎頭應力水平進一步加大，應力水平的變化也會加速材質的老化。

4 改進措施

1）將與本次取樣管連接的管及管座進行更換，并及時對此鍋爐高溫再熱器管類似部位割管取樣，如發(fā)現取樣管力學性能仍不符合標準要求、組織老化、硬度值偏低等問題時，宜對問題管段全部更換。

2）在未停機前應降低參數運行，聯系鍋爐制造廠確定安全運行參數，重點監(jiān)督該區(qū)域運行狀況，防止發(fā)生爆管。

5 結論

1）鍋爐高溫再熱器管管徑有明顯脹粗，爆口呈窗口狀，爆口邊緣減薄不明顯；金相組織完全球化，碳化物沿晶界析出并粗化，呈鏈狀分布；室溫抗拉強度及屈服強度均低于標準值，其中抗拉強度下降明顯；內外壁氧化皮厚度測量結果均已超過相關標準要求。

2）鍋爐高溫再熱器管在長期高溫高壓運行中，受熱應力及高壓介質作用，材質老化，產生微裂紋。

3）微裂紋發(fā)生擴展并在尖端附近產生大量細小的裂紋，彎頭彎制過程中的殘余應力，運行中受到頂棚及聯箱的拉應力等會加速微裂紋的擴展長大，當剩余壁厚不滿足工況要求時，發(fā)生爆管失效。