高清林，郭开胜

(1.福建电力职业技术学院，福建 泉州 362000；2.福建华电漳平火电有限公司，福建 龙岩 364400)

0 概 述

某型330 MW亚临界汽轮发电机组配备的WGZ1004/18.34-1型燃煤锅炉，为全钢结构、露天岛式布置、切向燃烧、平衡通风、 热风送粉、一次中间再热的亚临界自然循环汽包炉。该锅炉累计运行48 000 h，机组启停数为25次。多次启停后，在锅炉 A侧高温过热器的迎风面上发生爆管事故，爆管点在第一排距炉前入口管底部弯头约2 m处。爆管段的管子材质，为SA213-T91，规格为Ø54×8 mm。

1 宏观形貌分析

爆管后发现，被爆管子从爆口处折弯，并向炉后甩出约2 m。爆口沿纵向撕裂，呈喇叭口形，长度约90 mm，最宽处约100 mm。管子爆口的原始形貌，如图1所示。在爆口处，管子有明显胀粗状态，在爆口沿圆周方向至爆口边缘上，管壁的减薄均匀，爆口边缘较为锋利，呈现了明显塑性变形，具有短期过热后爆管的特征。

图1 管子爆口原始形貌

2 管样的化学成分

选取邻近爆管处的同质管子作为对比管样，将已发生爆管的管样编为1号样管，将邻近爆管处的对比管样编为2号样管，分别检测管材的化学成分。管样的化学成分，如表1所示。分析结果表明，爆管管样和对比管样的主要化学成分，均符合ASTM SA-213标准中规定的成分要求，SA213-T91管子的材质与设计材质相符。

表1 管样化学成分(%)

3 管样的金相组织

爆管管样和对比管样的金相组织，如图2所示。在图2(a)、图2(b)的1号管样爆口附近的纵截面抛光态图中，可见不同大小的点状夹杂物，夹杂物等级被评定为2.5级，基本上符合标准的要求。观察图2(c)、图2(d)的2号管样背火面和向火面的显微组织后，发现两者金相组织无明显的差异，均为回火索氏体+铁素体组织，均有少量的碳化物析出，因此，将金相组织老化等级评为3级。图2(e)为远离爆口端1号管样的金相组织，为回火索氏体+铁素体的金相组织，也有少量碳化物析出。图2(f)为爆口附近1号管样的金相组织，碳化物颗粒有明显的长大和析出，将金相组织劣化等级评为5级。在图2(g)中，可发现1号管样爆口附近的尖角处存在裂纹，且有明显的纤维状及顺纤维方向被撕裂的现象。

分析金相组织后可知，1号爆管的爆口组织劣化严重，出现了长大的碳化物析出，在爆口附近，分布着密集的纵向细裂纹。同时还发现，在管子内外壁存有氧化皮。这些现象均为长期运行在高温下所致，说明在爆管前，该处管子曾长期处于高温运行的状态下。因为2号样管长期在高温下运行，所以在管子的金相组织中出现了碳化物析出等老化现象，但并未出现相变组织。

(a)1号管样爆口附近100×

(b)1号管样爆口附近500×

(c)2号管样的背火面 500×

(d)2号管样的向火面 500×

(e)1号管样远离爆口处 500×

(f)1号管样爆口处 500×

(g) 1号管样爆口尖角处 100×

4 管材的力学性能指标

4.1 材料硬度上的差异

经检测，1号、2号管样的显微硬度值，如表2所示。检测结果表明，在1号管样爆口处，管材硬度值偏低，可能与管材的金相组织已发生老化有关。在1号管样爆口附近的尖角部位，管材的硬度值较高，可能是因此处的塑性变形最大，致使管材产生了加工硬化现象。2号管样的硬度比1号管样的硬度高，但管材的硬度值符合ASTM SA-213标准中该管材的硬度要求。

表2 管样硬度(HB)

4.2 强度分析

对1号管样和2号管样进行常温拉伸性能测试。管样拉伸强度的测试数值，如表3所示。从表3可知，2号管样的强度明显高于1号爆管管样的强度，1号管样的强度有明显的下降，向火面的抗拉强度及屈服强度最低，屈服强度已经不能满足标准中的要求。

表3 管样拉伸强度

5 结 语

经各项测试可知，爆管管样的化学成分符合标准要求。在爆口处，管材发生了明显的胀粗，管壁厚度有均匀减薄现象，爆口处的管壁边缘较为锋利，有明显的塑性变形，具有短期过热后产生爆管的特征。在随后的清洁度检查中，还发现管子内部存有异物，减小了管内冷却介质的流量，造成管子壁温上升，管子在高温下的环向应力已超过了管材本身强度，从而发生了爆管，爆管的直接原因是短时过热。同时，金相组织及力学性能分析的结果表明，爆管爆口处的金相组织劣化严重，有碳化物析出并长大。在爆口处附近的管子上分布着密集的纵向细裂纹，在高温蒸汽及烟气腐蚀的作用下，在管子内外壁有氧化皮生成，使管材的力学性能明显下降，说明管子在爆管前，曾长期在高温下运行。因此，该高温过热器爆管的原因，是长期超温、长期过热(异物堵管)的共同作用下所造成的。