电站锅炉超温爆管原因分析及预防

苏州热工研究院有限公司 郭晓彬 刘献良 彭学文 中国特种设备检测研究院 徐光明

某电厂1#机组由日本三菱重工株式会社于1997年12月制造并交付，锅炉采用单炉膛π型露天布置，强制循环方式，四角切圆室燃燃烧方式，设计燃料为BFG、煤粉、油，固态出渣，化学除盐补给水处理。主蒸汽流量最大连续蒸发量为1210t/h，过热器出口工作压力17.24MPa，工作温度541℃。再热蒸汽流量为869t/h，再热器入口工作压力4.8MPa，工作温度323℃，再热器出口工作压力4.4MPa，工作温度541℃。

1 背景介绍

机组1999年2月28日投运，累积运行时间大于10万小时。2017年机组改造后运行中发生爆管。爆管位置为末级过热器左数第18、19屏夹管下弯头附近出口段（前往后数第18根），该夹管为SA-213T91与SA-213TP347H对接，规格Φ48.3×8mm，爆漏点位于T91侧管子上，具体位置如图1所示。另外，左数第20屏夹管在与18、19屏爆管同高度位置管段有明显胀粗。为了对比分析，割取第20屏夹管胀粗段（编号20-18-1，T91）、中间高度段（编号20-18-2，T91）、靠近顶棚段（编号20-18-3，T91），取样管段见图2。

图1 爆漏位置

图2 取样管段

2 试验与分析

2.1 宏观检查

两爆管爆口位置均位于T91侧，爆口附近T91管段已明显胀粗（图2）。18-18爆口中心距离焊缝边缘约540mm，19-18爆口中心距离焊缝边缘约250mm，20-18胀粗管胀粗最大位置距离焊缝边缘约300mm，测量外径约61.5mm。两爆口形貌相似，呈喇叭状，开口较大，爆口唇部减薄较多，从其爆口形貌来看，爆管具有短时过热特征。

管段设计规格为φ48.3×8mm，计算得上述三根T91管段的最大胀粗量（不含爆口处）分别约为29.6%、35.0%和27.3%。截取20-18-1、20-18-3部分管段纵向剖开，对管内壁进行检查，如图3。20-18-1管段TP347H侧内壁氧化皮均匀脱落；20-18-1和20-18-3管段T91侧内壁氧化皮均有大面积脱落，氧化皮出现分层。

图3 部分管段内壁氧化皮脱落情况

2.2 化学成分分析

各管段经化学成分分析，其化学成分见表1，均满足GB 5310-2008《高压锅炉用无缝钢管》对10Cr9Mo1VNbN（T91）钢化学成分要求。

2.3 力学性能试验

2.3.1 室温拉伸试验

各管段室温拉伸试验结果见表2，爆管18-18爆口附近T91管段及胀粗管20-18-1抗拉强度和屈服强度显著高于GB 5310-2008对T91相应钢种10Cr9Mo1VNbN要求，断后伸长率则低于该标准要求的下限值。其余管段室温拉伸性能符合GB 5310-2008对相应钢种规定。

表1 化学成分分析结果

表2 室温拉伸试验结果

2.3.2 硬度测试

表3为送检管段布氏硬度测试结果。硬度测试在金相试面上进行，其中爆管18-18和19-18在远离爆口的金相1#试样横截面进行。爆管18-18、19-18和胀粗管20-18-1均布测试6点，其余管段均布测试4点。

表3 硬度测试结果

由测试结果可见，爆管18-18（硬度均值286.8 HBW）和胀粗管20-18-1（硬度均值311.3HBW）整体硬度值较高，显著超出DL/T 438-2016对T91钢管硬度要求（185～250HB），且硬度值分散性较大；爆管19-18硬度较为均匀，平均硬度值156.2HBW，显著低于DL/T 438-2016规定的下限值185HB；20-18-2硬度均值210.3HBW，20-18-3硬度均值212.1HBW，硬度值均符合DL/T438-2016对相应钢种硬度要求。

2.4 金相检验

（1）爆口金相检验

图4～6为爆管18-18爆口位置金相检验结果。由图可见，裂纹尖端扩展形式为穿晶扩展。爆口附近组织为铁素体+少量马氏体+碳化物，组织老化明显，爆口边缘铁素体晶粒明显拉长变形，有较多沿变形方向形成的微裂纹。爆口对面4#试样金相组织为马氏体+少量铁素体，晶粒度约9～10级。

图7～9为爆管19-18爆口位置金相检验结果。由图可见，裂纹尖端扩展形式为穿晶扩展。爆口附近金相组织为马氏体+铁素体，铁素体晶粒有拉长变形，并有较多沿变形方向形成的二次微裂纹。爆口对面金相组织为铁素体+少量马氏体+碳化物，组织有明显老化，晶粒度约10～11级。

（2）爆管胀粗段及其他管段金相检验

图10为爆管18-18胀粗段1#试样硬度最高位置（测点2）及最低位置（测点4）金相检验结果。由图可见，测点2位置金相组织为铁素体+马氏体，晶粒度约9～11级；测点4位置金相组织为铁素体+少量马氏体+碳化物，组织老化明显，晶粒度约9～11级。爆管19-18胀粗段金相结果与18-18胀粗段相似。

胀粗管20-18-1硬度最高位置（测点5）及最低位置（测点1）金相检验结果：两测点位置金相组织均为铁素体+马氏体，晶粒度约10～11级，测点5位置组织中铁素体含量略少于测点1。对比管20-18-2、20-18-3和进口段20-17金相检验结果：其20-18-2、20-18-3金相组织为回火板条马氏体，晶粒度约9～11级；10CrMo910材质的进口段金相组织为铁素体+碳化物，依据标准DL/T 999-2006《电站用2.25Cr-1Mo钢球化评级标准》，组织球化级别评为4级。

2.6 氧化皮能谱分析

取胀粗管屏20-18-1弯头处堆积的氧化物置于扫描电镜下进行能谱分析，大块状不含Ni元素的氧化皮应为T91管内壁脱落，细碎状含Ni元素的氧化皮应为TP347H材质管内壁脱落，详见图11～12。因此，TP347H及T91侧管段均有氧化物脱落，与宏观检验时发现的内壁氧化皮脱落情况相吻合。

3 原因分析

通过对送检管段各项理化性能试验，对试验结果进行分析：

（1）两爆口管爆口位置均位于T91一侧，爆口附近T91管段已明显胀粗，两爆口形貌相似，呈喇叭状，开口较大，爆口唇部减薄较多，可见爆管宏观上具有短时过热特征。

（2）现场在弯头处割管发现，弯头处有大量氧化皮堆积，对部分管段内壁氧化皮检查发现，出口段TP347H和T91管段内壁氧化皮均有明显脱落，取样进行能谱分析也可看出，弯头内堆积的氧化皮来自TP347H和T91两种材质的管段。

氧化皮在弯头处发生堆积，会阻碍气流流通，导致弯头前方管段的压力增大，而弯头后方管段内会出现蒸汽流量减少，使管壁得不到有效的冷却，金属管壁温度上升，管子力学性能下降。因此，氧化皮的堆积，容易导致弯头及附近区域局部过热，最终引起过热最严重区域发生短时过热爆管。

（3）力学性能方面，爆管19-18硬度较为均匀，平均硬度值156.2HBW，显著低于DL/T438-2016规定的下限值185HB。

爆管18-18胀粗段及20-18-1硬度值、抗拉强度和屈服强度均显著高于DL/T432-2016和GB 5310-2008对相应钢种性能要求，断后伸长率则低于该标准要求的下限值。与20-18-1相连的同一管段20-18-2和20-18-3力学性能符合相关标准要求。

（4）对18-18和19-18爆口及其附近金相观察可见，爆口附近铁素体晶粒均有拉长变形，并有沿变形方向形成的微裂纹，表明爆口处微观上也有明显的塑性变形特征。

爆管18-18胀粗段和20-18-1均出现铁素体+马氏体组织，且强硬度显著高于标准要求，而远离爆口的同一根管段20-18-2和20-18-3管段金相组织和强硬度均符合标准要求，组织也未见明显老化，可见，18-18和20-18-1胀粗段过热温度已超出T91材料的相变温度，表明管段承受局部短时过热。19-18管段金相组织为铁素体+碳化物，老化程度较为严重。

图4 18-18爆口裂纹尖端形貌

图5 18-18爆口边缘组织形貌

图6 爆管18-18爆口对面组织形貌

图7 19-18爆口裂纹尖端形貌

图8 19-18爆口边缘组织形貌

图9 19-18爆口对面组织形貌

图10 爆管18-18测点2（左图）及测点4（右图）组织形貌

四 结论及建议

通过上述试验结果及分析，得出以下结论：

氧化皮在弯头部位堆积，导致管内蒸汽流通不畅，蒸汽介质不能对管壁进行有效冷却，使得管壁温度升高，造成短时过热，是导致三次过热器管爆管产生的主要原因。

针对上述结论，建议如下：

（1）对与爆管管屏相近位置的下弯头氧化皮堆积情况进行检测，对于氧化皮沉积较多的弯头处，应进行氧化皮清理。在锅炉运行中应当减小温度波动，在锅炉启停过程中，严格控制启停速率，以减少或避免氧化皮的大面积脱落。

（2）在每次机组启动初期一周内，可通过降低主、再热蒸汽压力运行，用较高的蒸汽动量将受热面内脱落的少量氧化皮带走，避免脱落的氧化皮在弯头部位堆积堵管。

图11 脱落的块状氧化皮截面分析结果

图12 碎屑状氧化皮能谱分析结果

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