潘金平，潘柏定，程宏辉，祝新伟，徐祥明，李路明

(1.嘉兴市特种设备检测院，浙江嘉兴 314051;2.扬州大学机械工程学院，江苏扬州 225127)

0 引言

鼓包对于电站锅炉受压元件比较常见，如锅炉炉管鼓包、集箱鼓包、汽包鼓包等，对于锅炉受压元件鼓包原因较常见的分析是锅炉给水不良，造成锅炉受压元件内部结垢过热造成鼓包［1－4］，但未见有文献分析受压元件鼓包形成的机理和微观组织结构变化对鼓包的进程起到的作用，另外，更少文献提及受压元件高温防腐漆的作用及对受压元件鼓包形成过程所起的作用。文中从一起普通的防焦箱鼓包事故对鼓包形成的内在机理及高温防腐漆对鼓包成因的影响进行深入分析探讨，并利用Matlab建立相关数据模型，根据该模型，提出一种新的检验球化程度的方法，并以此来预测防焦箱等受压元件的剩余寿命，同时可以取代现场金相这种繁琐的检测方式。

1 检测方法和结果

1.1 宏观检查

某单位于2001年6月投用一台 SHL20－2.45/400AⅡ锅炉，额定蒸发量20 t/h，使用压力2.3 MPa，其中防焦箱内部运行温度约290℃。2010年1月，停炉内部检验时发现炉膛东侧左右两个防焦箱(尺寸:Ø219 mm×10 mm，材质:20G)靠近封头处的位置都有较大面积鼓包，其中防焦箱Ⅰ(见图1)鼓包长度约190 mm，高度约60 mm，在鼓包的中间位置有裂纹，裂纹区域位于炉膛的辐射高温区，裂纹长度约50 mm，裂纹宽度约2 mm，鼓包距右侧集箱封头约10 mm;防焦箱Ⅱ(见图1)鼓包长度约185 mm，高度约60 mm，鼓包距左侧集箱封头约10 mm。对防焦箱Ⅰ，Ⅱ进行切割观察，发现内部都有大量垢渣积聚在内壁上，而集箱外部高温防腐漆破损脱落，其中防焦箱Ⅰ高温防腐漆破损脱落更为严重。因防焦箱Ⅰ和Ⅱ对称，都有相同鼓包状况，因此文中仅针对防焦箱Ⅰ进行分析。

图1 防焦箱及鼓包位置示意

1.2 取样方法

采用线切割方式，对防焦箱Ⅰ鼓包区域取金相试样(见图2)，图2中A为鼓包上沿部位，B为鼓包中间部位，C为鼓包下沿部位，D为鼓包外沿部位，E为距鼓包处250 mm的未鼓包部位。对未鼓包处取1块光谱分析试样和纵向方向取3根拉伸试样。

图2 防焦箱Ⅰ金相取样位置

1.3 化学成分分析

对所取的光谱分析试样使用ARL4460型直读光谱仪进行化学成分分析，结果见表1。由表1可知，防焦箱未鼓包处材质的各元素含量均符合GB 5310—1995对20G钢的技术要求。

1.4 硬度测试

对防焦箱Ⅰ鼓包区域所取的金相试样进行显微硬度和布氏硬度测试，显微硬度试验载荷1.96 N，保持时间10 s;布氏硬度试验载荷7350 N，加载时间5 s，结果见表2。显微硬度HV0.2值与布氏硬度值有一定的差异，差异的原因在于显微硬度HV0.2测试的菱形区域大部分在铁素体和珠光体组织界面上，数据是两者综合的体现，而布氏硬度HBW值测试是在试样宏观表面上。20G钢组织以约80%面积的铁素体和约20%面积的珠光体构成，这样显微硬度和布氏硬度数据就存在一定的差异，且具有规律性。

表1 防焦箱Ⅰ的化学成分分析结果 %

表2 防焦箱Ⅰ鼓包区域HV0.2、脱碳层、晶粒度、球化等级数据

1.5 厚度测试

对防焦箱Ⅰ鼓包处位置进行厚度测定，结果见表3。防焦箱的公称厚度10 mm，测得鼓包上沿部位的最小厚度为4.9 mm，鼓包处壁厚最大减薄量达到5.1 mm;对位置E进行测厚，最小厚度10.2 mm，考虑正偏差，位置E并未实质性减薄。

表3 防焦箱Ⅰ鼓包区域A和E位置厚度

1.6 力学性能

对防焦箱Ⅰ纵向试样进行拉伸试验，得到抗拉强度的平均值450 MPa，屈服强度的平均值270 MPa，符合GB 5310—1995对20G钢的技术要求。

1.7 金相检验

对防焦箱Ⅰ鼓包区域取样进行金相检验，取样位置和方式按1.2节要求。脱碳层深度测量按照GB/T 224—2008执行，晶粒度按照 GB/T 6394—2002评级，球化等级按照DL/T 674—1999评级，结果见表2。从表2可知，这5处位置的脱碳层深度、球化等级、晶粒度并不相同，鼓包上沿部位的脱碳层深度与鼓包中间部位的脱碳层深度相差不大，球化等级均为3级，晶粒度均为9级;而鼓包下沿部位完全脱碳，晶粒度为9级，球化等级为5级，属于完全球化;鼓包外沿部位和距鼓包处250 mm部位均未脱碳，但晶粒度和球化等级不一样，晶粒度分别为9和9.5级，球化等级分别为2级和1级。

从图3的脱碳层照片可看出，距鼓包250 mm的部位和鼓包外沿部位均未脱碳，其所在部位集箱表面的高温防腐漆未见受损;鼓包上沿部位和鼓包中间部位均有脱碳，鼓包中间部位比鼓包上沿部位脱碳稍微严重，其所在部位集箱表面的高温防腐漆破损严重;鼓包下沿部位完全脱碳，其所在部位集箱表面的高温防腐漆破损较为严重。

从图3扫描电镜照片可看出，距鼓包250 mm的部位(E3)珠光体组织形态较为完整，呈片状，白色窄条的为渗碳体，黑色较宽的为铁素体。图中(E3)未见珠光体球化特征;鼓包外沿部位珠光体组织形态明显，但易见少许碳化物分散。图中(D3)有倾向性球化特征;鼓包上沿部位和鼓包中间部位珠光体形态较明显，但珠光体区域中的碳化物已经明显分散开，并逐步向晶界扩散，白色球片状的为碳化物，黑色的为铁素体基体。图中(A3和B3)呈轻度球化特征;鼓包下沿部位珠光体组织形态已经完全消失，晶界及铁素体基体上的球状碳化物已逐渐长大，白色球状的为碳化物，黑色的为铁素体基体。图中(C3)已经呈完全球化特征。

图3 防焦箱Ⅰ鼓包区域试样光镜和扫描电镜照片

2 数值建模

Matlab软件是由美国Mathworks公司开发的一套专门以矩阵的形式处理数据的数值计算软件。它将高性能的数值运算和可视化集成在一起并提供了大量的内置函数(同类工程应用的内置函数则集合成工具箱)，可以解决数学和工程领域的大量问题［5－11］。

利用Matlab对鼓包的球化等级和硬度关系进行数值建模回归分析，分析结果见图4。可以看出，随着球化等级的升高，材料的硬度是逐渐降低的。图4是根据表2数据通过数学回归获得的20G钢的布氏硬度和显微维氏硬度随球化等级变化的经验模型，其中x表示球化等级，y分别表示布氏硬度和显微维氏硬度。

图4 不同球化等级下20G钢的硬度值

布氏硬度:

显微硬度:

R－square是一个在0～1之间的数，其定义为:

R－square的值越接近1时表明拟合效果越好［12－14］。

3 讨论与分析

3.1 高温防腐漆的作用机理

防焦箱表面喷涂了较厚的高温防腐漆，有了这层高温防腐漆的存在，隔绝了防焦箱材料在高温下与氧的反应，使集箱表面脱碳较为困难。从集箱表面高温防腐漆的损坏程度和鼓包区域的脱碳层金相照片分析可知，远离鼓包区域和鼓包外沿部位的高温防腐漆几乎没有损坏，其金相照片也证实没有脱碳;鼓包上沿和鼓包中间部位的高温防腐漆破损较严重，其金相照片证实脱碳层程度较深;而鼓包下沿高温防腐漆破损程度与鼓包上沿和鼓包中间部位相差不大，但其金相照片表明完全脱碳。由此分析，高温防腐漆对脱碳的进程有较大的影响，高温防腐漆的存在，可以明显的阻止脱碳的进一步发展。

集箱面上喷涂的高温防腐漆一般分为两层:底漆和面漆，有了这两层高温防腐漆的存在，可以很好地阻隔氧与集箱表面的金属发生氧腐蚀，这样可以有效地阻止碳析出，保证集箱强度。但是，一旦高温防腐漆发生丝毫破损，氧就会在高温下与破损处裸露的金属发生氧腐蚀，加速碳的析出，导致集箱强度降低，逐渐使集箱破损处的强度小于集箱内壁压强，引起鼓包，而鼓包的形成，也在加速集箱表面高温防腐漆的破损程度，两者互相作用，最终导致鼓包处裂纹的产生。但是此种情况导致鼓包的可能性较小，且引起鼓包的时间也较长，缺少加速鼓包失效的“催化剂”。

文中的防焦箱最后鼓包失效存在要素是集箱鼓包处内壁存在大量的结垢，该结垢就是导致集箱鼓包失效的“催化剂”。有这个“催化剂”的存在，将导致集箱金属壁温超温，该温度在集箱金属材料的Ac1点附近，甚至更高，这样使该温度下该金属的许用应力大幅度下降，鼓包更易形成，而鼓包的形成，更加剧高温防腐漆的破损和脱落，而高温防腐漆的大面积破损又使氧腐蚀加剧，导致脱碳严重，致使金属材料强度降低明显，鼓包也继续扩大。

3.2 鼓包形成机理

由上述分析可知，鼓包的形成是由于内壁压强大于材料强度而导致向外凸起。从1.7节金相检验中可以具体分析鼓包形成的原因。鼓包开始形成前，珠光体组织未球化，当集箱内壁结垢严重，致使金属壁温超温，甚至超过20G材料的Ac1点，加速了珠光体球化的进程，随着时间的推移，珠光体球化的程度也在加深。

从图3的C2可知，珠光体球化最终达到5级，5级球化的20G在Ac1点附近的屈服强度只有常温下1级球化屈服强度的43%，屈服失效的可能性大增。从宏观检查可知，该防焦箱鼓包处最后有裂纹产生，而该裂纹的产生就是屈服失效的结果。而图2中位置C上部的位置A和B的球化等级为3级，位置C下部的位置D球化等级为2级，表明鼓包附近材料的珠光体组织都有很明显的球化特征，从倾向性球化、中度球化到严重球化，这也证明了鼓包区域强度失效，该区域材料长时间过热。

3.3 防焦箱鼓包寿命评估新方法

由以上分析可知，硬度和珠光体球化等级之间有相应的关系，硬度是材料强度的表征，是材料力学性能的宏观体现，而球化程度是材料劣化的微观表征，球化程度越深，材料劣化得越严重，材料剩余寿命就会更少。

电站锅炉检验中如何快速方便有效地对防焦箱的剩余寿命进行预测是个难点，因此可以利用上述分析建立的硬度和珠光体球化之间的关系找出一种新的寿命评估方法。该新型寿命评估方法就是利用现场里氏硬度测试获得布氏硬度数据，再根据图3的布氏硬度与球化等级之间关系图来查出该布氏硬度下的珠光体球化等级，并利用笔者依据GB/T 2039所做的持久断裂试验得到的数据，根据Larson－Miller参数关系推导出的20G珠光体组织的球化与温度和时间之间的关系公式来计算炉管的剩余寿命。

公式如下:

式中 Q——球化级别

T——部件金属温度，K

t——使用时间，h

利用笔者试验数据推导的公式(1)来验证防焦箱运行温度、球化等级和使用时间之间的关系。如计算该防焦箱在最大饱和蒸汽压温度573 K下，从2001年6月到2010年1月使用70000 h(除去检修停炉时间)的球化级别Q为0.72级，符合表2中位置E的结果;按照式(1)，可以预测该防焦箱在最大饱和蒸汽压温度573 K下，要达到珠光体球化5级，使用时间将以亿万小时计，表明防焦箱在该温度下不可能出现珠光体球化。利用式(1)可以计算防焦箱鼓包区域的超温情况，得到位置A和B处金属温度690 K，位置C处金属温度792 K。按照《蒸汽锅炉安全技术监察规程》的要求，20G材料的使用温度一般不能超过723 K，位置C处在高于使用温度要求的情况下，珠光体球化程度5级，已经导致实质性的强度下降，出现裂纹扩展。

通过测试布氏硬度的方法，并利用Matlab建立的球化与硬度之间关系公式来计算球化级别，再利用公式(1)判断防焦箱的使用时间和使用温度，以此得知防焦箱使用过程中是否超温，同时根据使用时间和球化级别预测防焦箱的剩余寿命。

上述方法可以推广到整个电站锅炉受压元件剩余寿命的预估，即利用操作简便、测试可靠的里氏硬度代替现场金相的方法，找出相应材料的硬度值与球化级别之间的关系，再利用珠光体组织的球化与温度和时间之间的关系公式判断受压元件的使用时间和使用温度，根据使用时间和球化级别预判受压元件的剩余寿命。电站锅炉受压元件的其他材料如15CrMoG，12Cr1MoVG，T91等都可以建立相应的硬度与球化级别之间的关系。

4 结论

(1)防焦箱鼓包的原因是箱内结垢，导致集箱壁温过热，加速了珠光体球化过程，集箱外壁高温防腐漆破损加剧氧腐蚀，二者相互作用，致使集箱材料强度逐渐降低，鼓包逐渐形成并扩大，直至裂纹出现。

(2)采用Matlab数值回归分析，建立硬度与球化等级之间的关系式:

基于该公式，在对电站锅炉20G材料的受压元件检验时，可以使用测试里氏硬度的方法代替现场金相。

(3)建立20G珠光体组织的球化与温度和时间之间的关系公式:

Q=0.0010826T(13.2+lgt)－10.4764

利用此公式评估电站锅炉受压元件的使用寿命。

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