高温过热器T92钢爆管原因分析

第３３喜第３期２０ｌＩ阜３月

卓电技末

ＨｕａｔＩＩａｎＴｅｃｈｍ，ｌｏ目

高温过热器＇１９２钢爆管原因分析

董红年

广东人唐目％斓州发电有限责任公Ｈ

Ｊ采ｍ＂５１５７２３

摘ｉｍｇ电ｒ高ｍ过热＊“：ｕ段ｗ２爆骨Ⅱ爆竹田Ⅲ６＊肿｜匕样竹刷进｛，／‘常ｍ牲Ｊ』ｄ驻Ⅲ－＃ｍ拉ｎ趟驰结ｆ现场寅琢情睫ｍ过＆靴钟粜∞Ｗ№Ｈ丹析挥究此执爆管的直Ｊ』：砸闻．提ｍｒ目ｎ∞措施“巨叮ｌｆ爆符Ａ出拉’｜关键目：ｑｘＪ２刑＋墀管．原月丹拼托＾Ｈ骑热｛＊悱金榭坦女；过热＊敏中目分尝号Ｉ＇Ｋ

２２３３

２

ｉ献标志日：Ｂ女章％｝：１６７４

１９５ｌｃ２０１１）０３

０３２４

０５

１爆口特征

某发电公用。４锅炉足哈尔滨锅炉厂有限公司生产的单炉膛反向“蜘圆ｎ型布钱、

３１１０／２６

次中叫阿

热、超超临界Ｉ变压运行直流锅炉．剐母为Ｈｃ

１５一ＹＭ２、最太睦续燕汽世曲３１１０ｔ／ｈ，过

Ｉ５

热器蒸汽出ｎ温度为６０５ｔ．Ⅲｒ１压力为２６

Ｍ几，该锅炉商温过热器沿炉宽方向冉１００群饵屏巾１６根管绕制埘成．ｍ¨段材质为ＨＲ３Ｃ．Ａ一

２１３Ｓ３０４３２

：釜糍疆銎

＃｝Ｊ、卅¨卅鼍，。。一：ＬＥ＃刮、ｉｌＩ川Ｉ…＿＿４脚１２２２１ｍ２

ＳＡ

！；鲻融

一ｇ溺『疑驻嚆蝴

ＳＡ２】３一＂／９２．具似＝布置如吲１所示

目２■口＊观

发现＇ｐ：ｊ２钢删母材中Ｃｒ，ｗ的质璇仆数摹本符台１＇９２钢标准晕求．，【＿１ｗ的质埘分数偏差较大最旆丛２４Ｉ％最低只彳ｒｌ３６％，爆管处ｗ的质箭分数为２

０４％。

（Ｉ）硬鹱检测：对＇１９２钢焊缝及婀侧母材进行硬度榆测．发现１５０［１ｌｍＫｑ９２钢管段硬度偏簋较大，最高的２４１ＩｉＢ，虽低只有１４３］Ｉｌｌ，ＤＩ４３８－－２００９《火力垃电ｒ－金属技术监忤舰拌》规定．‘１＇９２钢管硬度舶－１８０—２５０ＨＢ内为台浒

（２）内窥镜榆测沿第５０排前伟后致第５撒对

围１高Ⅲｔ热器出口段管材质布ｉ目

。４锅炉干２０１０年８月２２口发生爆管，爆ＬＪ忙于高ＩＥ过热器出ｕ侧右教第５０屏前往后数第７根侧面．爆¨出删枉＇Ｉ＇９２钢。ＩＨＩＬ＇｛Ｃ许｛异挂焊¨附近＇１＂９２铡删；爆ｎ附近管内外壁均有较厚的黑色镀化皮，氧化皮沿轴ｍ裂开，爆ｕ边缘蝴钝不坐锐，尤明

高睡过热器懈『ｌ侧集幸｝ｉ进行山窥链谴础，发现集箱

山无鞍大异物．只发州集箱内蛙ｆ『”红色的低揣氧化物

（３）常温托力试骑Ｉ｜ｊｃ爆１１背耐２根钢管进行常温Ｆ的托』试验数抑；处表】

表Ｉ常口拉力试验数据

显减薄现象，外观呈长１９Ｊ过热特眠爆ＩＩ

宽１４ｔｏｎｉ．爆Ｈ特征如蹬ｌ２所示．

Ｋ

５５ｍｍ

２试验数据分析

全定罐光ｊ荇榆删：对｛ｉ第５０排筇５Ｉ于｜＿＿Ｉ＇９２暂９侧、ＨＩ廿ｃ侧竹材及母材，进ｉ

收橘日期２０１０一１０

ｒ

１’全定鞋ｊ匕瞒椅测，

２０；修目日期２０１０

第３期董红年：高温过热器’１９２锢爆管原因分析（４）高温力学性能试验取艟管附近被吹伤的１９２钢管６撇，每撤做３种温度下的性能试验，每种温度下做２根钢管的批力试验＋其数据见表２～表４

表２室温下的女学性能敞据

＃９Ｈ舯／Ｍｈ

。４螂

’６５２５舯搿瑚Ⅲ圳瑚呈Ⅲ珊兰Ⅲ㈨Ⅲ叫Ⅲ鲫圳舭ⅢⅢ竺嚣黧翟蕊嚣嚣

５，ＳＭＥ５＂）５瑚一㈦≥舶

￥３在６０５ｆＴ白勺力学性能数＃

”％

｜曼

附蛳：呈∞ｍ＂∞～ｎ∞∞∞

（５）枉爆箭处取纵向和横向试样，做金科１组织分析，袅相组织如图３一例６所示；取附近１９２管做金相组织分析，具体如幽７一翻ｌＯ所示。目６蠕管纵向样目女自ＢＥ体＋铁ｉ体，晶＃上出ｍ大量蜢奎孔日

毕电技术第”卷

目１０’６对【匕样ｍ女∞索＆体组女３试验结果分析（Ｉ）扶堞钒。ｍ近管于艘度检测，ｉＩ姗Ｔ９２钢硬度偏謦较太．有此Ｌ无法满足标搬要求，在一定范Ｆ／＇ｌ内、强度‘ｏ碰度有一定的对应羌最，硬度偏怔．点趴Ｊｌ材料强度也较低（２）从僻口背面常温拉力斌验结果可知：陔段管抗拉强度橱服强座止低干标准曼求（接近】００ＭＰａ），表叫泼段材料强度已大幅度下降，完牟币能满足蛆度的罂求（３）执爆管附近埘比管高温性能城验可知：常温ｎｆ，有２根延伸率略低丁标“ｌ：要求，其盘＝性能都符合要求，但在高温椰ｔ和６１５℃时．６个样的ＪＪ学性能还屉有差别的＋。１一’４样数据比较第巾，’５～。６样数据比较分散．特月４盛’５样的１根试样在ｄｂ屯时州Ｈ＆强睦ｏＪ抗拉强度仪为２６５ＭＰｕ和２７０～胁，说州这批１驼钠的高强性能芹异是比较大的；『目时４４，‘５，’６样均存ｌ根试佯，其埘ＨＨ强度比较犬，造成材料在高温Ｆ的安争梅度较小．材料易出日幢尢预兆的脆断。ｆ４）从爆管金相照片可以看ｆｉ｛，在组织结构中，玛氏ｆ奉板条已大情消失，碳化物在品界Ｉ．聚集，并且杠品界Ｊ＝有Ｉ＾＝量的蠕变孔ｉＩｏｌ有明湿的过热迹象；从对比样的金相组织照片可以看出．’１～ｑ样组织辇木正常，为同火马氏体，而。５样是少螭弓氏ｆ；垂：加旧＾索氏体，屿氏体板条特征小明屁，索氏体特征鞍ＩＵｌ祜，６￡精较细碎，屯样组织为啸儿索氏体，品鞋细碎．有少量混晶现象４综合原因分析（１）过热原旧尢论从爆管的外观特征．ｊ丕是从微观金相皇ｆｌ织分析．部柏明显的过热迹象。尤其是从微观组织１．町“看出，品粒，Ｉ，码氏体板条组织Ｌ些率消失．彤卷已严重退化，碳化物大量向晶界聚集，品界』已“：现大最的蠕坐孔嗣，为典型的过热组织特征，对蹦丰Ｉｊ荧标准１．组织老化已接近４—５级。材料往正常设计温度下丁作．］毒组织也在发生老化现象．但速度较慢，ｍ１只有枉过热状况下，管擘温度垲过儿设计温度，甚至足许片ｊ温度．＿会在较短时期内发牛微舰组织的迅速堂化，即碳化物扩散皿向晶弹聚集，亢至形成蠕变孔洞碳化物向品界聚集．会降低出界强度．１而蠕变孔洞则会成为裂纹的源发点．所“．廿热魁此次爆管失效的最主要西导吲索。ｆ２）材料州能内在原因嵫瞥背面材料常温阵能低Ｆ标准萼求近】Ｉ】０ＭＰｄ．虽说常温性能小能完辛代丧高温性能，但在一定的温度区『订Ｊ内，还足有一定对应性的。有一点一Ⅱ以肯定．常温性能低于标

第３期董红年：高温过热器Ｔ９２钢爆管原因分析

?２７?

准要求，高温性能绝对满足不了标准要求。说明这根管子由于自身的性能较低，即使在正常运行温度下，也比其他管子容易出现过热现象而发生过热失效。所以，这根爆管自身的性能偏低是此次爆管的最根本内在原因。

（３）顶棚结构的原因。在高压过热器区域顶棚管之间的鳍片未进行焊接，高压过热器管屏穿顶棚管也只是用２块不锈钢点焊进行密封，整体密封是通过炉顶保温材料实现的，如果保温材料在运行中由于管子的膨胀而发生破裂，均会使炉膛的烟灰或多或少地窜人高温过热器集箱小包内，使小包内温度超过设计温度，超标的温度会使１９２钢的管壁温度相比设计要高，出现过热的几率就比正常设计下要高得多。所以，顶棚密封设计缺陷造成过热集箱小包内温度超标，是此次爆管的外在因素之一。

（４）材料差异性的原因。材料在轧制、热处理过程中均会因热处理炉炉型的不同、热处理时管子在炉内堆放方式的不同导致温度场的不均匀，从而造成管子性能的差异。这种差异会或多或少地造成同一炉批号管子性能的差异，甚至是同一根管子不同部位性能的差异。管子在炉内较为恶劣的环境下，失效往往在管子性能较为薄弱的区域首先产生破坏。

（５）管材热处理原因。＇１９２钢是通过正火＋高温回火处理，组织为回火马氏体，如果热处理参数控制不好，不但会使钢材组织中出现组织偏析和混晶现象，而且还会出现６一Ｆ，冷却速度较慢，甚至会出现索氏体组织等异常组织，从而损伤材料的性能。６一，的出现，也会使钢材的热强性、耐腐蚀性等性能下降。从高温对比试样的金相组织可知，。５样、。６样组织中都有索氏体，明显是热处理时由于冷却速度太慢，部分或全部组织未转变为马氏体。马氏体组织中有贯串整个晶粒的马氏体板条组织，为过饱和溶体结构，热态变形时阻力很大，固材料强度也较高。而索氏体是一种极细珠光体组织，碳化物为

片层组织，性能不如马氏体。这一点也说明，材料间差异性的客观存在是造成管子失效的主要原因。

（６）焊接及热处理的影响。＇１９２钢由于９％的Ｃｒ元素和其他合金元素，造成钢材的焊接性能比低合金钢与不锈钢差，同时，１９２钢的淬硬性高，也使钢材的焊接性变差。如果焊接工艺控制不当，很容易造成钢材焊缝（尤其是热影响区）出现裂纹类缺陷。焊后热处理的作用就是最大限度地减少焊缝与母材间强度偏差，消除焊接应力，去除引起钢材性能脆化及氢腐蚀的氢元素。如果热处理工艺控制不当，使钢中６一Ｆ不能发生部分转变，焊接应力消除力度不够，使钢材性能变差。另外，如果保温温度过高，保温时间过长，也会使焊接接头钢材的硬度和强度性能下降。老工艺对Ｔ９２钢与不锈钢异接焊口不进行热处理，这样，更加大了焊缝热影响区性能差异及出现早期失效的可能，哈尔滨锅炉厂及许多电建公司从２００９年５月就开始对这种异接口进行热处理，这样，可部分消除焊接应力和均化组织。而此次爆口一端很明显起于异接口的热影响区，所以，焊接原因是此次爆管的内在影响因素之一。

（７）异接焊口自身原因。＇１９２钢正常组织为马氏体，其中，主要合金元素中Ｃｒ的质量分数在９％左右，而ＨＲ３Ｃ不锈钢中Ｃｒ的质量分数在２５％左右，Ｎｉ的质量分数在１７％左右。合金元素偏差，使这些元素在高温下由高浓度区域向低浓度区域扩散，并与低合金含量侧钢中Ｃ元素结合，这样，在不锈钢侧易出现贫Ｃｒ区而发生晶间腐蚀，＇１９２钢侧则出现低Ｃ区而使钢材强度降低，同时，这种异接头还有性能脆化倾向。虽说Ｎｉ元素及Ｎｉ基焊材在一定程度上可减少这种影响，但完全杜绝还不可能，这也是这类异接头无法消除的弊端之一。

（８）运行方面原因。从表５近期内运行主蒸汽及后屏出口蒸汽温度的变化趋势规律可以看出，从２０１０年８月１０日至爆管停炉，运行温度波动较大。变化较大的情况有２次，一次为后屏右侧出口变化

表５蒸汽温度变化趋势

?２８?

华电技术第３３卷

速率为４．２５ｏＣ／ｒａｉｎ，另一次为后屏右侧出口变化速率为ｌｏｏＣ／ｒａｉｎ，其余均大于１ｏＣ／ｍｉｎ，经粗略测算，因为温度变化在管壁上产生的附加应力约为５０

ＭＰａ和ｌ１０ＭＰａ，这样大的附加应力很容易造成管壁

的损伤。由于ＴＰ３４７Ｈ不锈钢管内壁氧化皮与管子的膨胀系数相差３０％，在管壁温差变化时很容易发生脱落，堵塞管内孔而引起管内介质流动不畅，管壁冷却效能降低，会在短期内使管壁温度达到或超过管材许用温度，导致过热失效。

（９）热偏差影响。因炉型、燃烧器布置、过热器集箱蒸汽出入方式、炉内烟气场、热量辐射场等因素影响，会造成受热面管屏间甚至同一屏不同管子间的热偏差，这种热偏差会直接导致受热面管屏间受热幅度的差异，从而造成管子间壁温的差异，进而使同一材料的管子即使在正常运行工况下，也会使局部的管子在超过或接近设计壁温下工作而增加其过热失效的几率，从目前已安装的第６４排壁温监测的壁温数据可以看出，同一管屏不同管子的壁温的确存在壁温不同现象，最大的相差５０℃。

（１０）管排结构影响。此次爆管在出口侧从外向内数第７根，由图ｌ可知，从外向内第７一１０根管对应的管座均为集箱上斜下２５０方向，这样的结构与其他管座相比，由于氧化皮脱落堵塞管子的几率要高得多，因而高温过热器出口集箱设计成中间出口且在集箱中。中间管子介质离出口近，使得流速快而容易把异物带走，两侧由于中间较快蒸汽流的阻滞效应，其流速相对减慢，异物不容易被带走，也会因重力作用下落致使弯头发生堵管或使管的通流作用减弱。一旦出现这种情况，在较短时间内管壁温度就会因介质冷却效率下降而迅速上升至极限许用温度，使管壁的氧化速率迅速提高，组织老化速度加快，其高温性能也会快速下降，当强度降至无法满足正常运行时，会引起管壁过热失效。从。３锅炉２次爆管均位于集箱斜下２７．５。方向来看，集箱上最下的管座被异物堵塞几率要比其他管座堵塞几率高得多。

（１１）温度的影响。可通过相关资料进行管壁温度的推断，通过如下公式，由内壁氧化层厚度来推测管子的实际温度

ｌｏｇＸ＝一６．８３９８６９＋０．００３８６０Ｔ＋

０．０００２８３Ｔｌｏｇｔ。“，

式中：ｘ为氧化层厚度；Ｔ为列氏温度；￡为运行时间。

从金相组织分析可知，此次爆管处氧化皮最厚达０．５ｍｍ，经推算，爆管时管壁温度接近６００ｏＣ。温度越高，则管壁的氧化速度越快。

５建议与预防措施

（１）更改高温过热器区域顶棚结构。顶棚管在

高温过热器区域，采用间距为６６．７５ｍｍ的带鳍片管但未进行焊接的密封形式，该结构的密封性不好，容易造成集箱小包内温度超标，增大集箱及管座弯管Ｔ９２钢产生过热的倾向。可以减少高温过热器、后屏区域顶棚管根数，加宽管间距，管问产生焊接鳍片形式密封，管屏穿墙处采用不锈钢金属伸缩节焊接密封，这样，可以从根本上解决集箱小包超温问题，也可以减少Ｔ９２钢的过热几率。

（２）联系哈尔滨锅炉厂有关人员对入口节流孔进行改造，改造中要尽可能地减小管屏间的热偏差，减少局部管子壁厚超过或接近设计温度而发生过热的几率。

（３）运行方面。要尽可能减少温度升降速率，减少温度的突变，尤其是启、停炉时，要严格执行滑停，控制管壁温升降速率，尽可能地减少管内氧化皮的脱落。

（４）加大氧化皮的检测及集箱内窥镜的检查。利用停炉机会，加大氧化皮检测力度，尤其是集箱两侧各５屏管子的检查，减少因氧化皮脱落堵塞管内孔而导致过热失效的事故。

（５）加大备品管验收力度。管子的差异性，可以通过常温机械性能、金相组织分析来鉴定，尤其是组织异常情况时，更应该进行此项工作。按ＧＢ５３１０＿２００８《高压锅炉用无缝铜锈钢管》的要求，取样都按炉批抽查，抽查比例一般较小，代表性较差，以后尽可能增大抽查比例，增加涡流、ｕＴ等手段，减少不合格管材在现场使用。

６结论

（１）过热是此次爆管失效的最主要的诱导因素。（２）材料自身性能低于标准要求，是此次爆管最主要的内在原因。

（３）管屏问的热偏差，造成局部管屏的壁温超过或接近设计温度，增大了管壁过热的倾向。

（４）异接焊口的焊接、热处理及对口时的工艺，也是此次爆管的影响因素之一。参考文献：

［１］ＧＢ５３１０－－２００８，高压锅炉用无缝铜锈钢管［ｓ］．［２］Ｓｔｅｖｅ

Ｒ，ＰａｔｅｒｓｏｎＴｅｒｒｙ

Ｗ．过热器与再热器管蠕变损伤和

剩余寿命和评估［Ｃ］／／超役服役机组剩余寿命评估和延寿报告论文集．西安：西安热工研究院，１９９３．

（编辑：王书平）

作者简介：

董红年（１９ｒ７旺），男，陕西宝鸡人，高级工程师，从事金属

结构技术监督方面的工作（Ｅ—ｍａｉｌ：ｂｊｄｈｎ４０８９２＠ｓｉｎａ．ｔｏｍ）。