鍋爐的安全及穩(wěn)定運(yùn)行是保障電力供給的關(guān)鍵因素[1]。鍋爐問(wèn)題造成的事故發(fā)生率占整個(gè)火電機(jī)組事故發(fā)生率的40%以上[2],其中,由鍋爐中水冷壁管、過(guò)熱器管、再熱器管、省煤器管等失效造成的突發(fā)事故占鍋爐事故的70%以上[3],水冷壁管泄漏是造成電廠鍋爐泄漏的原因之一[4]。因此,研究鍋爐水冷壁管開(kāi)裂原因具有重要的指導(dǎo)意義。 

馬曉藝等[5]采用一系列理化檢驗(yàn)方法對(duì)某火電廠鍋爐水冷壁管爆管原因進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)水冷壁管向火側(cè)內(nèi)壁的嚴(yán)重氧化和高溫氫腐蝕導(dǎo)致其爆管。劉帥等[6]模擬了水冷壁管的焊接過(guò)程,獲得了焊接殘余應(yīng)力分布場(chǎng),研究了強(qiáng)制對(duì)口產(chǎn)生的裝配應(yīng)力對(duì)水冷壁管焊接接頭應(yīng)力場(chǎng)的影響,發(fā)現(xiàn)熱疲勞是導(dǎo)致環(huán)向裂紋擴(kuò)展的關(guān)鍵因素。高超等[7]采用一系列理化檢驗(yàn)方法對(duì)核電廠高壓加熱器系統(tǒng)疏水器在服役過(guò)程中發(fā)生局部減薄的原因進(jìn)行了分析,并對(duì)疏水器流道的流態(tài)進(jìn)行了模擬計(jì)算,發(fā)現(xiàn)高流速介質(zhì)的沖刷減薄及流體加速腐蝕減薄是造成疏水器減薄穿孔的直接原因。曹慧泉等[8]采用一系列理化檢驗(yàn)方法對(duì)某鍋爐旋風(fēng)分離器水冷壁過(guò)熱管發(fā)生多起開(kāi)裂事故的原因進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)過(guò)熱管長(zhǎng)期處于450 ℃以上的高溫狀態(tài),珠光體球化明顯,顯微組織的劣化導(dǎo)致過(guò)熱管的強(qiáng)度和硬度下降,被氧化腐蝕減薄的過(guò)熱管在蒸汽壓力的作用下脹粗變形,最終導(dǎo)致過(guò)熱管開(kāi)裂。 

某電廠檢查發(fā)現(xiàn)爐本體6樓至7樓之間有異常聲音,后經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)確認(rèn)水冷壁管發(fā)生泄漏現(xiàn)象。鍋爐標(biāo)高39 m折焰角處,從鍋爐A側(cè)往B側(cè)數(shù)第18,19根,折焰角下方約2 m處水冷壁管開(kāi)裂。水冷壁管材料為210C鋼,尺寸為63.5 mm×8 mm（外徑×壁厚）。筆者采用一系列理化檢驗(yàn)方法對(duì)該電廠鍋爐水冷壁管接頭開(kāi)裂的原因進(jìn)行分析,以避免該類問(wèn)題再次發(fā)生。 

1.   理化檢驗(yàn)

1.1   宏觀觀察

開(kāi)裂水冷壁管的宏觀形貌如圖1所示。由圖1可知：第18,19根水冷壁管之間有鱗片焊接相連,表面存在一定程度的氧化現(xiàn)象,開(kāi)裂位置為管道向火面,鰭片及其兩側(cè)管外表面有明顯沖蝕痕跡,鰭片及其焊縫上分布有數(shù)條長(zhǎng)短不一的縱向和橫向溝槽；A區(qū)可見(jiàn)3處密集孔洞,孔洞四周分布有放射性溝槽,且孔洞周圍管壁仍保留一定的厚度；B區(qū)有3處較分散孔洞,孔洞周圍管壁明顯減薄變形。根據(jù)孔洞分布情況及管壁狀態(tài)可以推斷,B區(qū)孔洞為A區(qū)破口后管壁外表面經(jīng)高壓水柱沖蝕減薄所致。管壁除沖蝕區(qū)域之外厚度較均勻,未見(jiàn)明顯蠕脹變形或減薄缺陷。 

圖  1  開(kāi)裂水冷壁管的宏觀形貌

對(duì)A區(qū)內(nèi)表面進(jìn)行宏觀觀察,結(jié)果如圖2所示。由圖2可知：A區(qū)內(nèi)表面可見(jiàn)3處密集孔洞,孔洞分布于水冷壁管對(duì)接環(huán)焊縫一側(cè)熔合線附近,內(nèi)表面氧化較均勻,未見(jiàn)明顯局部腐蝕痕跡,無(wú)異常減薄。 

圖  2  A區(qū)內(nèi)表面宏觀形貌

1.2   化學(xué)成分分析

依據(jù)ASME SA-210 Specification for Seamless Medium-Carbon Steel Boiler and Superheater Tubes,利用手持式合金成分分析儀對(duì)開(kāi)裂水冷壁管試樣進(jìn)行化學(xué)成分分析,結(jié)果如表1所示。由表1可知：開(kāi)裂水冷壁管試樣的化學(xué)成分基本符合ASME SA-210的要求。 

1.3   金相檢驗(yàn)

在A區(qū)孔洞附近垂直于壁厚方向截取試樣,將試樣置于光學(xué)顯微鏡下觀察,試樣的拋光態(tài)微觀形貌如圖3所示,可見(jiàn)裂紋走勢(shì)較直且無(wú)分叉,裂紋起始端位于管壁內(nèi)表面,裂紋幾乎貫穿截面厚度。A區(qū)孔洞附近的顯微組織形貌如圖4所示。由圖4可知：裂紋起始端兩側(cè)組織差異明顯,裂紋位于焊縫與母材的熔合線部位,裂紋開(kāi)口較寬,中間有氧化物填充；裂紋末端粗大,中間有氧化物,裂紋左側(cè)為水冷壁管母材,組織為鐵素體+珠光體,裂紋右側(cè)為焊縫,組織為鐵素體+貝氏體+少量珠光體,呈枝晶狀分布。 

圖  3  A區(qū)孔洞附近的拋光態(tài)微觀形貌

圖  4  A區(qū)孔洞附近的顯微組織形貌

在水冷壁管遠(yuǎn)離焊縫處母材上取樣,將試樣置于光學(xué)顯微鏡下觀察,結(jié)果如圖5所示。由圖5可知：試樣的組織為鐵素體+珠光體,未見(jiàn)明顯老化現(xiàn)象。 

圖  5  遠(yuǎn)離焊縫處母材顯微組織形貌

1.4   硬度測(cè)試

在水冷壁管開(kāi)裂處橫截面上取樣,對(duì)試樣進(jìn)行顯微維氏硬度測(cè)試,結(jié)果如表2所示。根據(jù)ASME SA-210的要求,母材硬度為143~179 HB,根據(jù)GB/T 33362—2016 《金屬材料 硬度值的換算》,將維氏硬度換算成布氏硬度,可知試樣的硬度滿足標(biāo)準(zhǔn)要求,且焊縫及熱影響區(qū)硬度高于母材。 

2.   綜合分析

由上述理化檢驗(yàn)結(jié)果可知：開(kāi)裂水冷壁管母材的化學(xué)成分、顯微組織及硬度均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求,因此可以排除長(zhǎng)時(shí)和短時(shí)超溫導(dǎo)致管子開(kāi)裂的可能。水冷壁管A區(qū)孔洞密集且?guī)в休^深溝槽,B區(qū)孔洞分散且出現(xiàn)在管壁最薄處,可推斷A區(qū)孔洞先出現(xiàn),B區(qū)孔洞為管壁受沖蝕減薄所致。管壁未見(jiàn)明顯蠕脹變形或減薄缺陷,故排除長(zhǎng)時(shí)和短時(shí)過(guò)熱導(dǎo)致管子開(kāi)裂的可能。水冷壁管內(nèi)表面氧化較均勻,未見(jiàn)明顯局部腐蝕痕跡,故排除內(nèi)壁酸堿腐蝕導(dǎo)致管子開(kāi)裂的可能。A區(qū)裂紋分布于水冷壁管對(duì)接環(huán)焊縫一側(cè)熔合線附近,說(shuō)明焊接使管子發(fā)生早期開(kāi)裂現(xiàn)象。 

A區(qū)孔洞附近裂紋起始于水冷壁管內(nèi)表面焊縫與母材的熔合線部位,該處為焊縫的薄弱環(huán)節(jié),組織中晶粒較粗,導(dǎo)致材料的脆性變大,在焊接引起的殘余應(yīng)力、焊接缺陷,焊接結(jié)構(gòu)造成應(yīng)力集中等因素的影響下,水冷壁管發(fā)生開(kāi)裂現(xiàn)象。 

3.   結(jié)論與建議

水冷壁管開(kāi)裂的主要原因?yàn)椋核浔诠軐?duì)接環(huán)焊縫產(chǎn)生了殘余應(yīng)力,材料中存在焊接缺陷,在高溫高壓環(huán)境下,缺陷逐漸擴(kuò)展為孔洞,并對(duì)其他管壁造成沖蝕破壞,最終導(dǎo)致水冷壁管開(kāi)裂。 

建議改善焊接的相關(guān)工藝,避免結(jié)構(gòu)約束產(chǎn)生異常殘余應(yīng)力。焊接完成后盡可能去除焊縫余高,避免焊縫區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力集中。進(jìn)行焊后熱處理,松弛焊接殘余應(yīng)力,細(xì)化組織晶粒,防止產(chǎn)生延遲裂紋,注意預(yù)熱和加熱的速率,避免產(chǎn)生再熱裂紋。定期檢查水冷壁管,以便及時(shí)發(fā)現(xiàn)和解決潛在問(wèn)題。 

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