超临界锅炉省煤器蛇形管弯头泄漏原因分析

李鹏刚

(华电电力科学研究院有限公司，杭州 310030)

0 引言

SA-210C是ASME 标准钢号，为锅炉和过热器用无缝中碳钢管，属珠光体热强钢，其化学成分简单，除碳、锰含量较高外，其余与20G相近，故其屈服强度比20G高20%左右，而塑、韧性则与20G相当[1]。该钢的生产工艺简单，冷热加工性能好，但该钢在服役过程中发生了一些爆管事故[2-10]。本文针对某电厂超临界锅炉SA-210C省煤器蛇形管弯头爆管原因进行研究分析。

1 省煤器蛇形管弯头泄漏情况

某电厂锅炉采用东方锅炉厂制造的DG1900/25.4-Ⅱ2型超临界直流锅炉，于2006年10月23日正式投运。

2017-01-25 T 20：31，#5机组负荷540 MW，自动发电控制(AGC)方式运行，炉膛出现正压(最大为800 Pa)，A侧后烟井烟温下降(最低至230 ℃)，A侧脱硝保护动作退出，给水流量同比增加约150 t/h。经现场检查，发现#5锅炉后烟井A侧8楼(标高54 m)处存在明显泄漏声响，判断为省煤器区域发生泄漏；01-26 T 02：40，#5机组停运，累计运行约50 000 h。

泄漏位置如图1所示。省煤器A48-1弯头发生泄漏后，将中隔墙管、鳍片及弯头防磨护板吹损(如省煤器至包墙的箭头线所示)，并导致中隔墙2根管子破损，破损的中隔墙管泄漏的蒸汽又将省煤器A47-1，A49-1吹损(如包墙至省煤器的箭头线所示)。

图1 泄漏位置Fig.1 Leakage location

2 试验分析项目

对省煤器A48-1管弯头进行取样(如图2所示)，进行以下试验分析：对泄漏位置进行宏观形貌检查；采用DL/T 5366—2014《发电厂汽水管道应力计算技术规程》对该段管子进行应力计算；用NJ-ZN208型多元素分析仪进行化学成分分析；按照GB/T 228.1—2010《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》，采用WDS-1数显电子万能拉力试验机对弯管的直管段进行拉伸试验；按GB/T 231.1—2009《金属材料布氏硬度试验第一部分：试验方法》，采用华银HB-3000型布氏硬度计(压头直径为2.5 mm，试验力为1.839 kN)对取样管进行布氏硬度测试；用OLYMPUS GX71显微镜对取样位置进行金相组织分析；采用日本JSM-6700F型扫描电子显微镜和Oxford INCA能谱仪对爆口断面进行扫描电镜观察及能谱分析。

图2 省煤器取样弯头Fig.2 Sampling elbow of the economizer

3 试验结果

3.1 宏观形貌检查

SA-210C弯头爆口宏观形貌如图3所示，爆口位于蛇形管弯头的外弧面，沿管子纵向长约150 mm，爆口Ⅰ，Ⅱ区连接处呈z字形。观察爆口Ⅱ区，发现该处有明显汽水冲刷的痕迹，爆口周围管壁在汽水冲刷下明显减薄。结合爆管现场的观察和分析，可以确定该弯头爆口Ⅱ区是上方管子被吹漏后其内部介质反吹而形成的，因此，可以判断原始爆口为Ⅰ区。以下爆口试验与分析仅针对原始爆口进行。

对送检弯头的爆口Ⅰ区进行宏观检查(如图4所示)，可见该爆口齐平，呈一字形，周围未见纵向小裂纹，爆口周围的管径未见明显胀粗，壁厚未见明显减薄，爆口呈脆性开裂特征。爆口内壁为剪切唇(如图5所示)，可见该爆口是从外壁向内壁扩展形成的。

由图4可见，该弯头外壁起弧点附近存在一个异物磕碰形成的直径约3.00 mm凹坑，经测量，凹坑处最小壁厚仅为3.92 mm。对爆口处内壁和外壁进行宏观检查，均未见纵向裂纹及明显腐蚀产物。

图3 弯头爆口宏观形貌Fig.3 Macro-morphology of the crack in the elbow

图4 爆口Ⅰ区外壁宏观形貌Fig.4 Macro-morphology of the crack’s outer wall in zone I

图5 爆口Ⅰ区内壁宏观形貌Fig.5 Macro-morphology of the crack’s inner wall in zone I

3.2 应力计算

根据DL/T 5366—2014《发电厂汽水管道应力计算技术规程》，工作状态下管子由内压产生的折算应力为

(1)

式中：σeq为内压折算应力，MPa；p为设计压力，30.9 MPa；Do为管子外径，50.80 mm；S为管子实测最小壁厚，3.92 mm；Y为修正系数，按规程规定，该钢管取0.4；η为许用应力修正系数，按规程规定，该钢管取1.0；α为有腐蚀、磨损和机械强度要求的附加厚度，此处不考虑附加厚度，取0；[σ]t为钢材在设计温度下的许用应力，134.0 MPa。

经计算，该省煤器管凹坑处由内压产生的折算应力σeq为187.9 MPa，超过该材料在设计温度下的许用应力，凹坑处的强度不满足设计要求。

经查《锅炉受压元件强度计算书》，省煤器蛇形管的设计温度为350 ℃，设计压力为30.9 MPa，外径为50.8 mm，直管计算的最小壁厚为5.5 mm，取用壁厚为7.1 mm，而弯头外弧面凹坑处的实测壁厚值远小于所连直管计算的最小壁厚。

3.3 化学成分分析

按照GB/T 223—2008《钢铁及合金化学成分分析方法》对取样的SA-210C弯头进行化学成分分析，结果见表1。由试验结果可知，该泄漏弯头化学成分满足ASME SEC II A SA-210/SA-210M—2002《无缝中碳钢锅炉和过热管用规范》(以下简称ASME)中关于SA-210钢的相关要求。

表1 SA-210C化学成分分析结果Tab.1 Chemical composition analysis results of SA-210C %

3.4 室温拉伸试验

在省煤器弯头的直管段上取样进行室温拉伸试验，结果见表2。由试验结果可知，SA-210C泄漏弯头直管段室温下的规定非比例延伸强度Rp0.2、抗拉强度Rm、断后伸长率A均满足GB 5310—2008《高压锅炉用无缝钢管》(以下简称GB 5310—2008)中相近牌号25MnG钢的相关要求。

3.5 硬度测试

对SA-210C弯头进行布氏硬度测试，测试区域如图6所示，测试结果见表3。由表3可知，除#4直管段的硬度满足ASME和DL/T 438—2016《火力发电厂金属技术监督规程》(以下简称DL/T 438 —

表2 室温拉伸试验结果Tab.2 Tensile test results at room temperature

2016)中SA-210钢的相关要求外，该弯头的爆口处(230～237 HB)、弯曲中心(216～237 HB)以及起弯处(181～186 HB)的硬度均高于ASME 和DL/T 438—2016中SA-210的相关要求，可见整个弯头的硬度高于标准要求。这是由于冷弯后，形变强化作用造成弯头处的硬度较直管段明显升高。

图6 硬度测试及金相取样位置示意Fig.6 Sampling sites for hardness test and metallographic test

表3 布氏硬度测试结果Tab.3 Brinell hardness test results HB

3.6 金相组织分析

对SA-210C泄漏弯头截取试样制备金相试样，金相组织如图7所示，金相组织检验结果见表4。由金相检验结果可知，送检的SA-210C泄漏弯头起弯处、爆口、弯曲中心处以及直管段的金相组织均为铁素体+珠光体+少量魏氏组织，珠光体中的碳化物呈片状，未见明显分散[11]，球化级别为1级。魏氏组织是钢管制造过程中热处理时温度过高而产生的，少量魏氏组织的存在对该管子的性能(强度、塑性)未造成明显影响。该开裂弯头的金相组织未见明显异常，爆口未见明显老化组织或因过热引起的异常组织。

图7 取样管金相组织形貌Fig.7 Sampling tube metallographic morphology

表4 金相组织检验结果Tab.4 Metallographic test results

3.7 扫描电镜及能谱分析

对省煤器SA-210C泄漏弯头的爆口断面进行扫描电镜观察及能谱分析，爆口断面微观形貌照片及能谱分析结果如图8—9所示。由图8可知，该泄漏弯头的爆口断面微观形貌为舌状花样，为典型的解理断裂[12]形貌特征，是一种脆性断裂[13]，这与爆口宏观形貌分析结果一致。能谱分析结果显示，爆口上覆盖物为铁的氧化物，这是由于SA-210C为碳钢，新鲜的断口在高温、水的作用下易发生锈蚀。

图8 省煤器爆口微观形貌Fig.8 Microscopic morphology of the explosion of the economizer

图9 省煤器爆口覆盖物能谱分析结果Fig.9 Energy spectrum analysis of the cover on the explosion of the economizer

4 弯头泄漏原因分析

弯头直管段的力学性能满足相关标准要求，金相组织未见明显异常。原始爆口呈脆性断裂特征，爆口处硬度高达237HB，远高于ASME和DL/T 438—2016规定的上限值，说明冷弯后在形变硬化作用下，该弯头的强度、硬度显著升高，同时塑性、韧性明显降低。受异物磕碰形成的凹坑处强度不满足管壁设计要求，凹坑底部因应力集中而产生微裂纹，运行时在管内介质压力、热应力等共同作用下，微裂纹快速扩展，从而引起脆性开裂。