超临界锅炉高温过热器T91钢管爆管分析

P TCA(PAR T:A P H YS.TEST.)2009年第45卷7质量控制与失效分析
超临界锅炉高温过热器T91钢管爆管分析
钟万里,盘荣旋
(广东电网公司电力科学研究院,广州510600)
摘　要:通过化学成分、显微组织、力学性能、硬度和内壁沉积物检查等手段对某电厂超临界锅炉高温过热器出口T91钢管爆裂的原因进行了分析。

结果表明:由于该钢管内壁氧化皮脱落堆积,管内蒸汽流通面积减小,造成了钢管过热,从而引起了钢管在薄弱区域爆裂失效。

关键词:超临界锅炉;高温过热器;爆管;氧化皮;过热
中图分类号:T K223.3+2 文献标志码:A 文章编号:100124012(2009)0720440203
Analysis of T91Steel Pipe Bursting at High T emperature
Superheater in Supercritical Boiler
ZH ONG W an2li,PAN R ong2xu an
(Guangdong Power Test and Research Institute,Guangzhou510600,China)
Abstract:For the T91steel pipe bursting at the high temperature superheater exports in a supercritical power plant boiler,some tests had been completed such as chemical composition analysis,microstructure examination,me2 chanical properties testing,hardness and deposit inspection.The results showed that the oxidation of the tube in the boiler fell off and amassed,the circulation area of steam in pipe reduced,and caused the overheating,all those caused the pipe failured in the weak region.
K eyw ords:supercritical boiler;high temperature superheater;pipe burst;oxide;overheating
某电厂1号炉为东方锅炉(集团)股份有限公司与东方日立锅炉有限公司联合设计的600MW D G1900/25.42II2型本生直流超临界锅炉,锅炉采用单炉膛,倒U型布置、平衡通风、一次中间再热、前后墙对冲燃烧,锅炉高温过热器出口设计温度567℃。

该炉自2008年1月投产以来,锅炉一直稳定运行,2008年7月小修,锅炉启动后,于8月13日下午3时发现爆管现象,及时采取了停机措施,停炉后发现爆管位置在高温过热器出口A侧第21屏前第9根管,如图1所示。

高温过热器是由位于折焰角上部的一组悬吊受热管组成,沿炉宽方向布置有32片,管排横向节距S1=685.8mm,钢管纵向节距S2=57mm,每片管屏由20根钢管并联绕制而成,钢管规格<45mm×8.5mm,炉内受热面管子的材
收稿日期:2008210209
作者简介:钟万里(1968-),男,高级工程师,硕士。

料为TP347H钢,穿过顶棚后通过与一个同尺寸的异种钢管焊接进入联箱,管子材料为T91钢。

此次爆管位置出现在大罩内的T91钢管安装焊缝附近。

为查找爆管原因,
笔者对爆裂的钢管进行了理化
图1　高温过热器管屏布置及爆管位置
Fig.1　The arrangement and exploded position
of the high temperature superheater pipe
检验。

1　理化检验
1.1　宏观检验
图2为爆口宏观形貌,爆口位于高过出口联箱管座与管屏对接焊缝的上部,爆口处管材脱落了一块,有胀粗,但不明显,钢管爆裂后由于气流的冲击,发生了严重的弯曲变形,无法精确测量胀粗的程度,在破口处弯曲成90°,爆管破口临近焊缝,约处于焊
接热影响区(未到熔合线);破口边缘粗糙,有钝边,破口中央明显减薄,最薄处厚度仅为1.7mm ,内壁有爆裂时气流冲刷的痕迹,
破口附近钢管有轻微胀
图2　爆裂钢管的破口形貌
Fig.2　Microscopic appearance of the
exploded pipe
粗现象,破口处内外表面有大量纵向的蠕变裂纹,并有明显的厚氧化膜。

1.2　化学成分分析
高温过热器爆管材料为T91钢,爆管管样化学成分分析结果及ASM E 标准对该材料的要求如表1所示。

1.3　金相检验
在爆裂钢管的不同位置取样进行金相检验,取样位置见图1和2;具体为:①焊缝下方钢管;②破口正面横向;③破口正面纵向;④破口背面横向;⑤弯头后横向。

显微组织见图3～7,可见位置在①,④和⑤试样的显微组织为位相不明显的马氏体+碳化物(聚集并已经长大)+铁素体;位置在②和③试样的显微组织为位相不明显的马氏体+碳化物(聚集并已经长大)+拉长变形的铁素体。

可以判断T91钢中的回火马氏体出现了分解,马氏体形态不明显,碳化物已经聚集长大,并且在原奥氏体的部分晶界位置出现了孔洞,组织明显有过热的现象。

1.4　力学性能测试
对爆裂钢管进行了拉伸、冲击性能试验和硬度测试,在管子破口上方的直段上取样进行拉伸和冲击性能的测试,结果见表2;在金相取样点附近取样进行硬度测试,结果见表3。

1.5　射线检测
对爆裂钢管下弯头及相连的异种钢焊缝位置进
表1　爆管管样的化学成分(质量分数)
Tab.1　Chemical composition of the sample of exploded pipe (wt )
%
条件C Mn P S Si Cr Mo V Nb Ni 爆管管样
0.0660.498-0.009
0.4969.3710.982
0.279
0.161
0.000
ASME
标准值
0.07～0.12
0.3～0.6
≤0.2≤0.010.2～0.5
8.0～9.5
0.75～1.050.18～0.250.06～0.1≤0.
4
图3　焊缝下方钢管的显微组织
Fig.3　The microstructure underneath the welded joint pipe
图4　破口正面横向的显微组织
Fig.4　The transverse microstructure
in f ront of the crack
图5　破口正面纵向的显微组织
Fig.5　The longitudinal microstructure in f ront of the crack
图6　破口背面横向的显微组织
Fig.6　The transverse microstructure behind the
crack
图7　弯头后横向的显微组织
Fig.7　The transverse microstructure after the bend
表2　爆管的力学性能检测结果
Tab.2　Test result of mechanical properties
of exploded pipe
条件R m /MPa
R p0.2/MPa
A /%
爆管管样
54531531.0
ASME 标准值
≥585≥415≥20
表3　爆裂钢管的硬度检测结果
Tab.3　Hardness test result of the exploded pipe
位置硬度/HB
位置硬度/HB
破口正面124弯头后焊缝170破口背面153焊缝下
150距破口上100mm 正面135ASME (SA335)
180～250
距破口上100mm 背面
138
行射线检测,发现在弯头位置存在氧化膜沉积;焊缝未发现异常。

2　检验结果分析
2.1　显微组织
T91钢管的正常组织为回火马氏体。

当高温过
热器管超过T91钢的A C1点时,则在T91钢中形成大
量的块状铁素体,原奥氏体晶界上碳化物聚集较多,即T91钢爆管段组织出现A C1～A C3两相区不完全相变产物,回火马氏体特征消失,这种组织变化使得T91钢的屈服强度和抗拉强度显著下降;组织中出现的块状铁素体和沿晶界分布的碳化物颗粒导致脆性增加,因此在破口边缘出现了粗钝的裂口[1-2]。

2.2　力学性能
爆裂的T91钢管的力学性能与ASM E 标准规定值相比,R m ,R p0.2和硬度值都有所下降,说明材料在高温、高压条件下长期服役,使其强度显著下降,一旦管段局部区域应力超过材料的屈服强度,即产生管段的局部破裂。

2.3　内壁氧化层和沉积物
分析认为弯头沉积的氧化膜应为钢管内壁氧化皮脱落所致,对锅炉受热面钢管内壁氧化皮脱落机理研究表明,在运行中钢管内壁在高温蒸汽的作用下会不断氧化从而形成连续的氧化皮,这种氧化皮通常附着在管壁上,在运行中持续增厚但并不脱落。

由于氧化皮的膨胀系数与基体金属相比差别很大,温度变化时,两者的变形程度不一致,由此在氧化皮与金属基体间产生较大的热应力,当热应力值超过脆性氧化皮与金属基体的结合强度时,就会引起氧化皮破裂并从金属表面剥离。

因此,在机组启停或温度急剧变化时管内氧化皮大面积剥落,使钢管表面直接暴露在蒸汽介质中,由于氧化的抛物线特征为初期氧化速度较快,导致反复氧化、反复脱落,氧化速度逐渐加快的恶性循环,脱落后的氧化皮屑掉入管子底部并逐渐聚集就会造成管内堵塞[2]。

此次射线拍片检测发现炉膛内下弯头部分存在氧化皮,目测估计约100g 。

3　爆管原因分析
从检验结果看,钢管爆裂发生在T91钢安装焊
缝热影响区附近,此处为钢管相对薄弱的环节。

爆口所在钢管内壁已经形成氧化皮,并已经脱落在下方弯头沉积,管内蒸汽流通面积减小,造成了过热。

焊缝上下的T91钢管的显微组织出现了老化现象,硬度均有所降低,破口处内外表面有大量纵向的蠕变裂纹,并有明显的厚氧化膜,说明材料存在超温过热现象,钢管在超温过热环境下运行使材料性能下降,从而在其相对薄弱的位置破裂。

(下转第445页)
吴继权等:海水泵叶轮叶片的断裂分析
表2　断裂叶片基体和点蚀坑能谱分析结果(质量分数)
Tab.2　Energy spectrum result of f racture
vane matrix and pitting (wt )
%
部位O Al Si
Mo
Cl K Ca Cr
Mn
Ni
基体
0.28
- 1.44 2.27---17.650.889.78
点蚀坑7.03 1.77 5.319.61 3.05 1.000.6016.540.52 1.85
2　分析与讨论
叶片材料的化学成分与316奥氏体不锈钢相
近,力学性能符合316不锈钢的性能要求。

材料的显微组织为奥氏体+铁素体,为典型的铸造奥氏体不锈钢组织。

表明材料的化学成分、力学性能及显微组织正常。

叶片试样表面宏观检验显示有大量气孔,金相检验发现基体中有大量的孔洞等铸造缺陷。

而断口扫描电镜检验同样显示断口上有大量铸造孔洞和疏松等铸造缺陷。

能谱分析表明:叶片表面孔洞中未见氯离子富集,腐蚀产物主要为铁的氧化物。

这些检测结果都说明该铸造叶轮叶片存在大量的铸造缺陷。

断口宏观检验显示,叶片断口平整,无明显塑性变形,具有多源开裂特征。

在断口扫描电镜分析中发现疲劳辉纹特征,及存在裂纹。

这表明叶片断裂是因叶片存在铸造缺陷在旋转交变载荷的作用下产
生裂纹失稳扩展直至断裂[5-6]。

3　结论及建议
叶片材料中含有大量的铸造缺陷,这些铸造缺
陷在交变载荷的作用下产生裂纹失稳扩展贯通,导致叶片断裂。

建议提高铸造质量,并增加无损探伤检验。

也可提高叶片的材料等级,如选用双相不锈钢,但仍需注意其铸造质量。

同时设备运行前应确定动平衡校验合格,以减小叶片运行中所受到的交变载荷。

参考文献:
[1]　上海交通大学.金属断口分析[M ].北京:国防工业出
版社,1979:2102214.
[2]　G B/T 2100-2002　一般用途耐蚀钢铸件[S].[3]　胡世炎.破断故障金相分析[M ].北京:国防工业出版
社,1979:2802282.
[4]　张栋,钟培道.失效分析[M ].北京:国防工业出版社,
2005:1982206.
[5]　吴连生.失效分析技术及其应用———第二讲断裂分类
及韧、脆断裂的转变[J ].理化检验2物理分册,1995,31
(6):57261.
[6]　曹力军.主轴断裂分析[J ].理化检验2物理分册,2007,
37(12):5392541.
(上接第422页)的,即测量结果分散性是最大的。

为了降低测量结
果的分散性,在可能的情况下,应选择不确定度小的试验方式,以提高检测结果的准确性,因此选择第3种试验方式进行附着力的检测;另外要在检测报
告中注明使用的试验方式,以便更客观、更全面地反
映检测结果。

参考文献:
[1]　JJ F 1059-1999　测量不确定度评定与表示[S].[2]　G B/T 5210-2006　色漆和清漆　拉开法附着力试验
[S].
[3]　CNAS -CL07:2006　测量不确定度评估和报告通用
要求[S].
(上接第442页)
4　结论及建议
(1)管内壁氧化皮脱落堆积造成了过热,加上钢
管材料在高温、高压条件下长期服役,使其组织变
化,强度下降,从而在钢管的薄弱区域发生了爆裂。

(2)建议相关部门根据其他同类电厂的经验,结合该类机组的特点,制定防止钢管内壁氧化皮脱落的相关措施,防止氧化皮脱落堵塞引起爆管;同时在下次检修期间要对受热管内壁氧化皮的厚度进行测量和监测,并作好记录。

参考文献:
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[2]　赵彦芬.高温过热器T91,T22管爆管分析[J ].热力发
电,2004(11):61264.。