2008t锅炉减少四管泄露的措施.doc

2008t/h炉四管爆漏治理综述平圩发电有限责任公司(淮南市232089) 梅莹1 概述平圩电厂1、2炉由哈尔滨锅炉厂引进美国CE公司技术设计制造的，系HG-2008/18.3 -M型亚临界中间再热强制循环汽包炉，锅炉最大连续出力为2008t/h，主汽参数540，18.3 MPa，再热蒸汽参数540，3.6M Pa，给水参数278，20.1MPa，排烟温度为128，锅炉效率87.94%(高位热值)、92.2%(低位热值)，燃煤量为270t/h。平圩电厂1炉于1989年11月28日并网，至1999年7月31日已 运行64170.59h，平圩电厂2炉于1992年7月22日并网，至1999年7月31日已运行4118 3.55h。平圩电厂1、2炉投运至今，锅炉四管发生过多次爆漏，具体情况见表1、表2。1炉并网至今，四管爆漏44次，水冷壁 23次，占52.27%，过热器4次，占9.09%，再热器15次，占34.09%，省煤器2次，占4.54%。爆管原因焊接缺陷20次，占45.4%，热疲劳11次，占25.0%，超温8次，占18.18%，磨损3次， 占6.8%，腐蚀及材质不良各1次，占2.3%。2炉并网至今 ，四管爆漏33次，水冷 壁 15次，占45.45%，过热器6次，占18.18%，再热器11次，占33.33%，省煤器1次，占3.03%。 爆管原因焊接缺陷15次，占45.45%，超温7次，占21.21%，氢腐蚀6次，占18.18%，磨损1次 ，占3.03%，材质不良3次，占9.09%，磨损1次，占3.03%。 2 四管焊漏原因浅析从以上统计情况看，占四管爆漏原因第一位的为焊接质量不良，1炉为23次，占52.27%，2炉为15次，占45.45%，在焊接缺陷中，大量的是外观，象焊口咬边(7次)，鳍片焊缝缺陷(2次)，亚弧焊打底接头处未接上(2次)，其次是角焊缝泄漏(5次) ，另外还有补焊缺陷，焊口未熔合、开裂、裂纹等，说明无论是在焊工管理，还是在焊接检验方面都有大量的工作要做。占四管爆漏原因第二位的是特殊原因，1炉为热疲劳，11 次，占25.0%，2炉为超温，7次，占21.21%。占四管爆漏原因第三位的1炉为是超温 ，为8次，占18.18%，2炉为氢腐蚀，6次，占18.18%。3 平圩电厂典型四管爆漏，特别是引起大面积换管或多次因同一原因引起的爆漏原因分析3.1 1炉末级再热器爆管原因分析1炉再热器“U”型管有12环，管径为574mm，节距S=114，材料有12Cr1MoV，钢102，T P-347H。末级再热面积3556m，蒸汽进口温度479.1，出口温度540.6，进出此处烟气温度846.1/771.1，管壁最高温度629。1992年8月8日22点56分，1炉末级再热器扩建端数5排2环弯管处向火面发生爆管，爆管材料为钢102，规格574mm，累计运行16648h。爆管后，对爆口进行宏观检验和金相分析，结果如下：爆口宏观特征：爆口呈鱼嘴状，位于向火面，爆口处达0.7mm，爆口内壁有一层很厚的氧化皮，最厚处达1.2mm，氧化皮分布很不均匀，向火面较厚，内外壁氧化皮经化学分析为FeO，95.4%，FeO，102.4%，Fe2O3，106%，三种情况同时在。从爆口处和爆口背火侧及距弯管140mm处的鼓包处取样做金相分析：爆口组织为贝氏体+粒状碳化物，贝氏体的岛状组织已不明显， 碳化物已较多聚集 晶界，从检查结果看，爆口附近比爆口背面及鼓包处岛状组织消失明显，且碳化物聚集晶界明显，爆口附近有大量蠕变裂纹存在，爆口边缘有典型的蠕变产生的三晶粒交界处裂纹，并 已长大成孔洞；爆口附近组织虽然在晶界已析出碳化物，但晶界清晰，没有发生相变。从以上爆口的宏观特征和金相分析可得出结论：末级再热器爆管的主要原因是长期超温蠕变与高温腐蚀共同作用的结果，因没有发生相变，因而超温未超过Acl(820-845)。此次爆管后并网运行1个多月，92年10月14日5点6分，1炉末级再热器6排5环弯头处再次发生爆管，材料为12Cr1MoV，再次做分析后，结论相同。就此在10月23日9:54-10:35安装温度测点就地测量烟温度值，结果(表3)说明扩建端确实有超温现象。以后，1末级再热器及后屏再热器又多次发生因扩建端超温引起的爆管。2后屏再热 器同样多次发生因扩建端超温引起的爆管。厂里对这种情况的解决方是：1)将超温部分的钢102、12Cr1MoV管更换为TP347H；2)进行燃烧调整，改善烟温偏差状况。3.2 2末级过热器因 钢102材质缺陷引起爆管的原因分析1993年11月7日21点30分，2炉末级过热器炉左向右数16排6环，标高约70m处发生爆管，爆管材料为钢102，规格为578mm，爆口处呈铁锈色，局部呈褐色，管子外壁颜色正常，爆 破是从缺陷处纵向裂开，无明显胀粗，爆口尺寸为7513mm，爆口从管子内表面向外约为壁 厚的1/4左右，断面齐正，没有金属撕裂现象，靠外壁约为壁厚的3/4断口呈纤维状塑性断裂 ，爆口下口尖端处：内部裂开比外部约长5mm，上口内外壁裂开相仿，从爆口下口内壁裂纹尖端处取样做金相分析，结果如下：爆口材料显微组织为：铁素体+贝氏体+珠光体+碳化物 ，显微硬度Hv，裂纹起始处较平直，尖端处呈曲折状，裂纹尖端下侧有一微观大裂纹，为了把爆口材料金相组织同更换上去的原始母材做一比较，特将 原始母材做了金相分析，母材金相组织为：铁素体+贝氏体+珠光体+碳化物，和爆口组织相同，但显微硬度Hv，比爆口材料高，母材晶粒度9级。从此次爆管的宏观分析及金相分析情况来看，此次爆管的主要原因是末级过热器管材有轧制缺陷，此次爆管的直接原因是由于管内壁有一75mm长的重皮，重皮深度为2.5mm，占管壁厚 度的1/4强，此缺陷大大的削弱了管壁的强度，导致了在运行中应力集中情况下发生爆管。 另外，值得注意的是，无论爆口材料，还是原始母材，内部组织均不符合钢102供货组织的 要求，钢102正常供货材料组织应为回火贝氏体，而爆口材料和母材组织的Hv为191和243，而贝氏体的Hv485，显然组织不可能全为回火贝氏体，另外，原始母材晶粒度偏细，为9级，而正常供货应为4-5级，所以，爆管的原因一为爆管 材有严重重皮缺陷，二为管材金相组织也有问题，不符合钢102正常的供货态正常组织。此次爆管后，2炉于1994年1月4日和1995年1月8日又发生过两次因重皮引起的爆管事故 。重皮引起的爆管分为内、外重皮两种，对外重皮，可通过停炉检修时炉管外观检查查出，而内重皮，直有等待爆管淘汰，目前没有太好的方法。3.3 水冷壁氢腐蚀爆管原因分析1993年6月23日11点10分，平圩电厂2炉水冷壁爆管停炉，停炉后检查发现，水冷壁左墙 20.8m处第65根管和20.2m处112根管分别发生爆管，2根爆管爆口均位于向火侧，其中第65 根管爆口呈“窗口”型破裂，尺寸为13035mm，112根爆口较平直，爆口两端较尖锐，尺寸为24025mm。3.3.1 水冷壁爆管原因分析为了分析2炉水冷壁的爆管原因，对112根爆管爆口进行了宏观检查和微观分析，分析情况入下：3.3.2 宏观分析检查发现：爆口边缘近内壁处有一点状连续腐蚀坑，腐蚀坑深约为1-2mm，破口边缘呈钝边 ，为脆性断口，外壁处有轻微拉伸痕迹，壁厚减薄很少，管径无明显胀粗，整个送来的爆口 割管长度内，向火侧均有一连续点状腐蚀带，宽度约为35mm，深度约为1-2mm。3. 3.3 微观金相分析沿腐蚀坑处可看见大量明显的显微裂纹，裂纹沿晶分布或分布在珠光体和铁素体交界处，裂纹处脱碳，裂纹分布短而密集。3.3.4 分析与讨论众所周知，氢腐蚀发生有二种环境条件，一是氢环境工作条件下，氢直接与FeC发生反 应，生成，二是在高温(高于350)下，蒸汽与钢中铁元素接触，产生如下反应：4 3eFe3O4+8H，若不能很快被蒸汽带走，也会造成氢腐蚀，另外，水冷壁氢腐蚀应具有以下三个特征：一是发生在向火侧，二是氢从管子内表面进入钢中，与碳反应生成CH，应造成钢中微裂纹，裂纹中应无腐蚀产物，裂纹周围及钢管内表面 有明显的脱碳现象，破口应有脆性断裂特征。平圩2水冷壁左墙112根爆口从宏观检查及金相分析来看，完全具备氢腐蚀的三个特征条 件而且在三月初由于凝集器泄漏造成水的硬度值偏高而引起的水的PH值下降也为氢腐蚀产生创造了环境条件，所以112根管爆管的直接原因是氢腐蚀。 所以112根管爆管的直接原因是氢腐蚀。引起水冷壁管氢腐蚀的原因，是3月上旬2机凝器铜管的严重泄漏。爆管原因的明确后，金属室配合省中试所对水冷壁腐蚀情况进行了超声波检查，于6月28日- 7月6日对检查有明显腐蚀的60-144根管EL14-23.5m段进行了换管处理，后又于1994年1月与7 月，1996年10月对水冷壁进行了大规模超探，对检查出的有问题的管段进行了更换，才彻底解决了氢腐蚀遗留管段引发的爆管问题。3.4 水冷壁热疲劳引起的爆管原因分析水冷壁热疲劳引起的爆管1，2炉均发生过，首先发生于1炉，时间是1994年10 月8日，左墙第96根，标高38m，焊口退刀槽处。2炉首次发生于1996年5月23日，右墙前数120根，EL32.5m处，泄漏发生于母材。1炉水冷壁在首次发生热疲劳引起的爆管后，厂里先后由厂金属室、上海材料所吴 连生、ABB电厂研究院的T.K.ONall、武汉水院及西安所陈吉刚分别对爆管进行了分析。有 两种结论：一是上材所、ABB、武水的结论：腐蚀疲劳；一上西安所的结论：热疲劳。两种结论导致两种不同的产生机理。腐蚀疲劳是水侧的一种腐蚀过程，主要源于运行中水中氧和 其它腐蚀性物质的进入；而热疲劳主要是由于周期性的热应力所导致。西安所是国家级研究所，且此次爆管分析他们做了大量、细致的调查及分析工作，笔者倾向于热疲劳的结论，故将西安所分析要点摘录如下：3.4.1 分析与讨论失效类型 鉴于以下基本事实(1)宏观断口的海滩花样，断裂的微观机制为疲劳条纹，二次裂纹及韧窝；(2)横向裂纹从内壁向外壁发展；(3)断口上的疲劳条纹约有几百条，疲劳断裂的性质属于低周应变疲劳；(4)疲劳裂纹多发源应力集中的沟及蚀坑和光滑表面；(5)断口上的断裂花样清晰，断口上没有腐蚀特征；(6)内壁垢的成分没有侵蚀性；(7)裂纹管段已发生蠕变变形；(8)裂纹管段向火侧材料已发生珠光体球化，球化2-3级；(9)裂纹管段的铁素体的多边化和裂纹扩展路途发生带状组织弯曲，在蠕变状态下材料因循环性应变而损伤；(10)通常，汽包的锅炉水冷壁管处于高温蠕变状态下运行，管材不发生蠕变和球化；(11)1机组系调峰机组，锅炉采用滑压运行，每日经受一次18.6-12.7-18.6MPa的压力循环。可判断，1炉水冷壁管的失效型属于热疲劳，热应力来源于管壁温度的较大幅度循环波动。壁温评估当汽包压力等于18.6MPa时，水冷壁管中温度为361，壁温高出工质30-40，当运行时间为34883h，管材球化2级时，当量壁温为452，球化3级时，当量壁温为470，考虑到壁温的波动，则上限壁温分别为2级球化为459，3级球化为477。 热应力各种状态下的内壁轴向拉应力(MPa)从表中可以看出： (1)影响热应力的最大因素是壁温的工质温度之间的温差，而内压和壁温的影响较小。 (2)在调峰运行中，如果低负荷运行时发生壁温升高，则球化2级的裂纹管段承受的热应力的波动范围68.3-204MPa，球化3级的裂纹管段承受的热应力的波动范围68.3-226MPa。 热负荷根据泄漏管子存在腐蚀产物FeS和横向的腐蚀性热疲劳裂纹，可判断泄漏处于炉内热负荷高 有区域，管外壁受到烟的冲刷。其它影响因素(1)局部应力集中疲劳断裂具有结构敏感特征，疲劳裂纹易在构件的应力集中处萌生，焊口退刀槽、焊趾、内螺纹的槽底过渡处和腐蚀坑均为应力集中处。(2)炉水品质 由于以下原因，可排除炉水品质对热疲劳裂纹扩展的影响；管内壁垢和裂缝中的沉积物中，均未发生浸蚀性物质。断口上断裂花样清晰，断口上没有腐蚀特征。(3)启停由于电网调峰的需要，锅炉频繁快速启停，造成锅炉承压高温部件的疲劳损伤，停炉后快速冷却，也会造成较大的疲劳损伤。3.4.2 结论(1)1炉水冷壁横向泄漏的失效类型属于热疲劳，其断裂性质为低周应变疲劳。(2)1炉水冷壁管热疲劳的主要原因，在于调峰滑压运行状态，处于高热负荷区域而质量流量低的水冷壁管，管内传热工况发生周期性恶化，使壁温大幅度波动，产生较大的循环热应力。(3)已泄漏水冷壁管段的向火侧当量壁温为459-477。(4)已泄漏水冷壁管段的向火侧内