劉天佐

(華電國(guó)際電力股份有限公司技術(shù)服務(wù)分公司，山東 濟(jì)南 250014)

0 引言

近年來，T/P92高合金耐熱鋼在我國(guó)超臨界火力發(fā)電機(jī)組中得到普遍應(yīng)用。該材料在T/P91鋼的基礎(chǔ)上加入W元素提高固溶強(qiáng)化的效果，加入V、Nb、N元素提高析出強(qiáng)化的效果，具有更高的持久強(qiáng)度和許用應(yīng)力，最高允許使用溫度可達(dá)620℃，在電站高溫過熱器、高溫再熱器乃至主蒸汽管道上的應(yīng)用越來越多[1-4]。

某電廠燃煤機(jī)組鍋爐為東方鍋爐廠制造的DG3000/26.15-Ⅱ1型高效超超臨界參數(shù)變壓直流爐，于2006年投產(chǎn)。2019年8月，機(jī)組負(fù)荷700MW，現(xiàn)場(chǎng)檢查爐頂大包上部南側(cè)漂汽、東南側(cè)有異音。停爐檢查發(fā)現(xiàn)，分隔屏左十四屏出口聯(lián)箱(Φ325×71mm,SA-335 P92)前屏后數(shù)第1根管段的入口接管管座下100mm處發(fā)生爆管如圖1所示。爆口長(zhǎng)度約30mm，呈鼓包狀開裂，有明顯的塑性變形，宏觀上具有一定的短時(shí)過熱特征[5-7]。此外，爆口邊緣呈粗糙的鈍邊，減薄量較小，爆口兩側(cè)邊緣還出現(xiàn)的了較多的樹皮狀褶皺形貌，又具有輕微的長(zhǎng)時(shí)過熱傾向特征[8-11]。爆管發(fā)生時(shí)，該機(jī)組已運(yùn)行約9.3萬h。

圖1 爆口管宏觀照片

火電鍋爐過熱器、再熱器等高溫段受熱面管爆管的情況時(shí)有發(fā)生，通過對(duì)大量爆管案例總結(jié)發(fā)現(xiàn)，爆管原因多為焊接質(zhì)量不佳[12-14]、氧化皮或異物堵塞引起過熱[15-17]、管子存在原始缺陷[18-20]等，前兩種類型的爆管發(fā)生位置分別為焊接接頭、管子下彎頭及附近區(qū)域，而管子存在原始缺陷引起的爆管位置則相對(duì)較為隨機(jī)。

本文中涉及的爆管發(fā)生在靠近出口集箱接管座的直管段，該位置發(fā)生爆管的情況并不多見，未見有相關(guān)的文獻(xiàn)記載，且爆管位置及形貌也不符合上述所提及的三種爆管類型。因此，對(duì)爆管發(fā)生的原因進(jìn)行探究，一方面可針對(duì)分析結(jié)果采取相應(yīng)的預(yù)防措施，避免爆管的再次發(fā)生；同時(shí)，也為同行業(yè)從業(yè)人員提供一定的參考。

1 研究方法

圖2為爆口管取樣位置及對(duì)應(yīng)的試樣編號(hào)示意圖。其中，兩個(gè)拉伸試樣采用全壁厚弧形拉伸試樣，分別進(jìn)行室溫和高溫(600℃)拉伸性能測(cè)試，硬度測(cè)試在金相試樣表面進(jìn)行。

圖2 取樣位置及對(duì)應(yīng)的試樣編號(hào)示意

1.1 化學(xué)成分分析

采用PMI-MASTER Smart型火花直讀光譜分析儀對(duì)爆口管取樣進(jìn)行化學(xué)成分分析，標(biāo)準(zhǔn)為ASEM SA-213(Specifcation for seamless Ferritic and Austenitic Alloy-steel Boiler,Superheater,and Heat-exchanger Tubes)。檢查爆口管段是否存在材質(zhì)錯(cuò)用或成分不合格的情況。

1.2 力學(xué)性能測(cè)試

采用100kN AG-IC島津電子萬能材料試驗(yàn)機(jī)、HVS-50Z自動(dòng)轉(zhuǎn)塔數(shù)顯維氏硬度計(jì)等設(shè)備，標(biāo)準(zhǔn)為ASEM SA-213及GB/T5310-2017《高壓鍋爐用無縫鋼管》。對(duì)爆口管取樣進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，包括硬度測(cè)試、室溫拉伸及高溫拉伸性能測(cè)試，分析管子的力學(xué)性能是否滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求。

1.3 金相分析

采用Zeiss Axiovert 200MAT倒置萬能材料顯微鏡及TESCAN VEGA TS 5136XM/Integrated EDS &EBSD掃描電子顯微鏡，標(biāo)準(zhǔn)為GB/T13298-2015《金屬顯微組織檢驗(yàn)方法》。對(duì)爆口邊緣及爆口附近等區(qū)域進(jìn)行金相檢驗(yàn)，查看是否存在金相組織明顯老化或發(fā)生相變等異常情況，對(duì)管子的顯微組織狀態(tài)進(jìn)行微觀分析及狀態(tài)評(píng)估。

綜合各項(xiàng)理化檢驗(yàn)結(jié)果，結(jié)合管子的服役情況，對(duì)爆管的原因進(jìn)行綜合分析，并根據(jù)分析結(jié)果提出相應(yīng)的防范措施。

2 結(jié)果與討論

2.1 化學(xué)成分

表1為爆口管取樣化學(xué)成分分析結(jié)果，表中還列出了ASEM SA-213標(biāo)準(zhǔn)對(duì)T92鋼管化學(xué)成分要求。分析可見，爆口管段的各元素含量均滿足上述標(biāo)準(zhǔn)要求，可排除其材質(zhì)錯(cuò)用或化學(xué)成分不合格引起爆管的可能。

表1 化學(xué)成分分析結(jié)果 wt%

2.2 力學(xué)性能

表2和表3分別為爆口管取樣拉伸性能測(cè)試結(jié)果及硬度測(cè)試結(jié)果，表中還分別列出了ASEM SA-213及GB/T5310-2017等相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)對(duì)T92鋼管的相應(yīng)性能要求，其中ASEM SA-213標(biāo)準(zhǔn)中并未給定T92鋼的600℃的高溫性能要求，因此其高溫性能僅參考GB/T5310-2017標(biāo)準(zhǔn)。

表2 拉伸性能測(cè)試結(jié)果

硬度測(cè)試時(shí)，爆口邊緣(試樣1-J1)和爆口對(duì)側(cè)(試樣1-J2)分別測(cè)試3點(diǎn)，遠(yuǎn)離爆口的試樣1-J3周向均勻測(cè)試4點(diǎn)。

結(jié)果可見，爆管取樣的室溫及高溫拉伸強(qiáng)度值均低于上述標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的下限。爆口邊緣硬度值低于GB/T5310-2017標(biāo)準(zhǔn)要求，爆口對(duì)側(cè)硬度值則接近標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的下限，而距離爆口稍遠(yuǎn)處取樣1-J3硬度值則略高于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的下限值。

表3 硬度測(cè)試結(jié)果(HV10)

根據(jù)上述結(jié)果可以看出，爆管的力學(xué)性能已出現(xiàn)顯著下降，尤其是爆口邊緣，其硬度值低于標(biāo)準(zhǔn)較多，根據(jù)硬度與強(qiáng)度的對(duì)應(yīng)關(guān)系可知，其強(qiáng)度值也明顯較低。

2.3 金相

圖3為爆口管取樣金相檢驗(yàn)結(jié)果。爆口邊緣(試樣1-J1)晶?？梢娒黠@的拉長(zhǎng)變形特征，顯微組織為鐵素體+碳化物，原始組織中的馬氏體板條完全消失，組織老化級(jí)別為5級(jí)(圖a、b)。

爆口對(duì)側(cè)(試樣1-J2)顯微組織為回火馬氏體+碳化物，馬氏體板條出現(xiàn)分散，老化級(jí)別約3級(jí)(圖c)。爆口遠(yuǎn)端(試樣1-J3)的顯微組織為回火馬氏體+少量碳化物，馬氏體板條較為清晰，組織老化級(jí)別約2級(jí)。高溫服役的鋼管材料力學(xué)性能的下降，本質(zhì)上是材料顯微組織的變化所引起。

T92材料正常狀態(tài)的顯微組織為細(xì)小的回火板條馬氏體，高溫長(zhǎng)期服役后，馬氏體板條逐漸消失，碳化物聚集長(zhǎng)大，經(jīng)歷足夠長(zhǎng)的時(shí)間后，最終會(huì)分解為鐵素體加碳化物，其相應(yīng)的室溫及高溫力學(xué)性能也顯著降低[21-24]。

因光學(xué)顯微鏡的放大倍數(shù)相對(duì)較低，且T92管晶粒和碳化物顆粒也比較細(xì)小，因此借助掃描電子顯微鏡對(duì)爆口附近試樣1-J1和遠(yuǎn)離爆口試樣1-J3進(jìn)行顯微組織高倍分析，結(jié)果如圖4所示。

從圖4可以看出，1-J1顯微組織中沿晶擴(kuò)展的蠕變孔洞清晰可見，碳化物在鐵素體基體上分布，組織老化嚴(yán)重，已觀察不到馬氏體板條特征；1-J3則馬氏體板條特征清晰，碳化物在板條界分布，組織老化級(jí)別較低。

圖3 金相取樣顯微組織

圖4 掃描電鏡下的顯微組織形貌

3 爆管原因分析

管段的化學(xué)成分滿足ASME SA-213標(biāo)準(zhǔn)要求，由此可排除材質(zhì)不合格對(duì)爆管的影響。

事故發(fā)生后，現(xiàn)場(chǎng)內(nèi)窺鏡檢查出入口聯(lián)箱內(nèi)部、爆管附近管段及下部U型彎，均未見異物。除爆口附近氧化皮存在剝落現(xiàn)象外，其余管段氧化皮附著良好，因此排除管段因氧化皮堆積而造成短時(shí)過熱爆管的可能。

自2019年起，該管屏出口南聯(lián)箱的壁溫測(cè)點(diǎn)一直未出現(xiàn)超溫情況，該機(jī)組鍋爐應(yīng)當(dāng)不存在超溫運(yùn)行的情況。

且實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，距離爆口僅約200mm遠(yuǎn)的位置取樣(1-J3)顯微組織為回火馬氏體+碳化物，組織老化輕微，僅約2級(jí)，因此可看出管子也不存在長(zhǎng)時(shí)超溫的情況。

爆口邊緣顯微組織為鐵素體+碳化物，組織老化級(jí)別為5級(jí)嚴(yán)重老化，而爆口背側(cè)的老化程度僅約3級(jí)。該位置并不直接與火焰接觸，不存在向火面與背火面的區(qū)別，因此可判斷造成爆口側(cè)與爆口背側(cè)組織差異的情況應(yīng)與鍋爐的運(yùn)行無關(guān)，而是與管子的制造、安裝過程的局部受熱有關(guān)。

該管子爆口位置為直管，且爆口與兩側(cè)焊縫的距離也遠(yuǎn)大于熱影響區(qū)的寬度，因此基本不會(huì)存在制造或熱處理不當(dāng)?shù)膯栴}。經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查得知，該管段爆口區(qū)域在安裝過程中經(jīng)歷過熱矯正過程，結(jié)合上述分析可以看出，在熱矯正過程中爆口局部位置可能存在溫度過高的情況，熱矯正后馬氏體組織位向趨于分散，導(dǎo)致爆口處局部區(qū)域的硬度及強(qiáng)度劣化，高溫?zé)釓?qiáng)性也出現(xiàn)了下降[25-26]。

綜合上述試驗(yàn)結(jié)果及分析，該屏式過熱器爆管的主要原因是，由于熱矯正實(shí)施過程不當(dāng)，造成了爆口所在的管子局部區(qū)域原始組織惡化，性能下降，從而導(dǎo)致劣化區(qū)域管段經(jīng)長(zhǎng)期運(yùn)行后最終發(fā)生爆管。

該機(jī)組于2006年投產(chǎn)，依據(jù)ASME《鍋爐及壓力容器規(guī)范》第I卷2000版設(shè)計(jì)，之后ASME《鍋爐及壓力容器規(guī)范》對(duì)92級(jí)鋼許用應(yīng)力進(jìn)行了下調(diào)，GB/T5310-2017《高壓鍋爐用無縫鋼管》也對(duì)92級(jí)鋼10萬小時(shí)持久強(qiáng)度推薦值進(jìn)行了下調(diào)。根據(jù)爆口管未脹粗部位的尺寸測(cè)量結(jié)果?45×8.6mm、設(shè)計(jì)溫度631℃及設(shè)計(jì)壓力28.6MPa，利用等溫線外推法估算某溫度下材料在某應(yīng)力下持續(xù)的時(shí)間的方法，根據(jù)已有持久試驗(yàn)數(shù)據(jù)來預(yù)測(cè)該材料的使用壽命[27-29]。對(duì)以蠕變?yōu)橹饕Х绞降牟考?，?yīng)用Larson-Miller參數(shù)法[30-38]進(jìn)行計(jì)算?；诋?dāng)量溫度及運(yùn)行應(yīng)力的L-M公式為：

LMP(σ)=(T+237.15)(C+lgtr)

(1)

式中：T為當(dāng)量金屬溫度或管子等效運(yùn)行溫度，℃；tr為蠕變斷裂壽命，h；σ為實(shí)測(cè)最小厚度下管子周向應(yīng)力，MPa，焊接構(gòu)件應(yīng)考慮焊縫減弱系數(shù)；C為L(zhǎng)arson-Miller常數(shù)。

該機(jī)組泄漏發(fā)生時(shí)，已運(yùn)行約9.3萬h。參考ECCC-2017的數(shù)據(jù)，當(dāng)計(jì)算的管段總壽命為116087h時(shí)，其對(duì)應(yīng)的系數(shù)為1.2，隨著計(jì)算壽命值的增加，應(yīng)力安全系數(shù)相應(yīng)降低。對(duì)于機(jī)組目前的運(yùn)行參數(shù)而言，該屏式過熱器設(shè)計(jì)壁厚較小，條件使用壽命相對(duì)較短。試驗(yàn)結(jié)果表明，爆口遠(yuǎn)端及對(duì)比管段取樣硬度值均接近或略低于標(biāo)準(zhǔn)下限，對(duì)比管取樣的拉伸性能已不滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，該結(jié)果側(cè)面證明這一結(jié)論。因此，初始設(shè)計(jì)壁厚偏薄也導(dǎo)致了管段在該位置的過早失效。

表4 根據(jù)Larson-Miller參數(shù)法計(jì)算的管段壽命值

4 結(jié)論與建議

(1)T92鋼屏式過熱器爆口管段管子的化學(xué)成分符合ASME SA-213標(biāo)準(zhǔn)要求，可排除材質(zhì)錯(cuò)用的情況。

(2)爆口所在的局部區(qū)域在安裝過程中存在熱矯正不當(dāng)?shù)膯栴}，導(dǎo)致局部區(qū)域組織狀態(tài)惡化，性能下降，經(jīng)長(zhǎng)期運(yùn)行后導(dǎo)致管段發(fā)生開裂爆管。

(3)管子初始設(shè)計(jì)壁厚偏薄在一定程度上促進(jìn)了該管段的過早失效。

針對(duì)上述檢驗(yàn)結(jié)果及分析，提出以下建議：

(1)利用檢修機(jī)會(huì)，通過宏觀檢查和蠕脹檢查，對(duì)T92管段狀態(tài)進(jìn)行跟蹤，并對(duì)T92管段割管取樣進(jìn)行金相檢測(cè)分析。

(2)利用機(jī)組檢修機(jī)會(huì)對(duì)屏過聯(lián)箱密封結(jié)構(gòu)進(jìn)行改造，確保T92管段在密封盒外面，防止密封盒焊接不嚴(yán)密，使煙氣進(jìn)入大包，煙氣溫度高于管壁溫度，管壁吸收對(duì)流熱，加速T92管段的老化。

(3)結(jié)合機(jī)組檢修改造對(duì)高溫受熱面加裝壁溫測(cè)點(diǎn)，確保管壁處于受監(jiān)視狀態(tài)。

(4)根據(jù)最新技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)對(duì)屏過出口T92管段進(jìn)行重新設(shè)計(jì)，制定改造方案。

(5)聯(lián)系設(shè)計(jì)、制造單位，對(duì)鍋爐可靠性進(jìn)行評(píng)估，全面分析結(jié)構(gòu)、材料、運(yùn)行參數(shù)限額等方面存在的問題，落實(shí)運(yùn)行、監(jiān)督及改造治理方案。