某电厂高温过热器爆管事故分析

本资料包含pdf文件1个，下载需要1积分

锅炉四管泄露占锅炉非计划停运中40%以上。而高温过热器作为四管中温度最高、压力最大的部件，爆管的几率更高，危害也更大。

1 处理经过某电厂顶棚高过出口管规格为 2×5，材质为 12CrlMoV)弯头发生爆破事故。经检查编号为3-3、4-2、5-1的三个管子破裂(管子编号：前-后，甲 乙)。爆破后 5-1管子爆断并向炉前摔出，变形特别严重，如图 1所示。

爆管后在公司生技部门组织下，有关专业人员进行了反复分析和现踌测，并聘请电科院金属监督专业人员亲临现场爆口周围进行扩大检查和进行试验分析。

123456 前 后图 1 爆管变形图收稿日期：2012-06-18作者简介：胡海蓉(1970-)，黑龙江省哈尔滨人，工程师，从事锅炉现巢装及运行中产品质量的管理工作。

· 4O· 锅 炉 制 造 总第 238期2)进行割管取样检查。共对 3-3、4-1、5-1、6-2、15-3、25-3、33-3、37-3弯管及 5-1直管部位进行了金相组织和机械性能试验。

表 2 金相组织表由金相组织可以看处，无论是直管还是弯管部位，珠光体基本已完全球化。

表 3 机械性能表12CrlMoV钢标准范围为 471～638 MPa，以上数值均低于下限值。

3)壁厚复查。共对49排的所有管弯部位进行了壁厚测量普查，结果有 3根管弯头壁厚减薄至4.0 mm以下，进行了更换处理。其它管弯头壁厚在4.0-4.6 mm之间。

4)管径测量。共对 49排的所有直管进行了管径胀粗测量普查，管径测量值均在 2～qM2.8 mm之间，未发现胀粗超标现象。

2 爆管原因调查分析 1)爆管原始位置确定。经对现踌查反复检查和对编号为3-3、4-2、5-1的三个破裂管子的损伤机理分析，确认 5-1管的破口是原始爆口，3-3、4-2管是5-1管爆破后吹损和敲击所致。

2)爆管材质分析。光谱分析结果为 Cr、Mo、V钢，与设计钢号(12CrlMoV))相符。

3)宏观形貌。5-1管在正弯头处爆破，爆口呈撕裂状。裂口粗糙而不平整，呈脆性裂口。管子壁厚最薄处为4.0 mm，壁厚减薄不多。管子直管处直径在 42.5-42.8 mm之间，略有胀粗现象。整个管段内外壁氧化皮均较厚，外壁氧化层厚0.3～0.4 mm，内壁氧化皮厚 0.1～0.3 mm。

4)金相组织。在爆 口及直管段取样制备金相试样，爆口处金相组织为铁素体 碳化物，珠光体已完全球化，球化级别 4-5级，碳化物分布与晶界及晶内，部分碳化物在晶界聚集长大，靠近内外壁处有大量沿晶蠕变裂纹。直管段金相组织为铁素体 碳化物，珠光体已完全球化，球化级别4- 5级，碳化物分布与晶界及晶内。

5)机械性能试验。对爆管的5-1管进行了机械性能试验，盯b为460 Mpa，而 12CrlMoV钢标准范围为471～638 MPa，低于下限值 17 MPa，强第 2期 胡海蓉：某电厂高温过热器爆管事故分析 ·41·度下降较大。

6)综合结论。综合上述分析高温过热器出口弯管开裂是蠕变孔洞型长期过热所致。管子在长时过热中，珠光体球化，碳化物聚集长大并产生蠕变裂纹，在应力作用下裂纹加速发展，直至开裂爆漏。由于弯管背弯处所受应力较直管大，所以弯管背弯首先薄漏。

3 运行情况调查该机组改造以前，该炉由于结焦，过热器经常在超温的状况下运行，过热器管壁温时常在 600℃以上，主汽温度最高达到588 c。改造后，锅炉运行参数均在设计值范围内，高温段过热器壁温均未超过550℃。

该次过热器爆管 比较严重，为找出爆管的原因，对近几年的运行情况进行了统计，从数据来看，该机组从改造后，主汽温度控制比较理想，基本控制在534-542℃之间，没有发现超温记录，但在机组加负荷时，壁温上升比较快，负荷稳定后壁温又逐渐回落稳定，加负荷时过程中有可能出现超温现象，但记录上只反映出温度有升高现象，没有超温的记录，从记录可以看出，高过管排出入口管壁温度最高运行温度为 554 c左右，大屏管壁温度大部分在470℃左右运行，最高温度为490℃左右，后屏管壁温度最高在 545℃左右。

4 结 论顶棚以上高温过热器出口管组织中珠光体球化严重，个别管已发现蠕变孔洞及微裂纹，常温抗拉强度指标已低于标准下限，已达到判废标准。

5 防爆措施1)针对管子组织普遍老化程度，在加强监督的同时，应及早准备备品备件进行更换高过，充分利用大修时间，加强对过热器管子的外观检查及取样工作。

2)根据取样的分析报告作好过热器材质监督及寿命评估研究，必要时更换过热器管。

3)在条件不具备情况下，应严格控制运行参数(介质温度、压力)，减少温度应力。按(火力发电厂金属材料选用导则)规定，12Crl MoV管作为受热面管使用壁温<570℃。

[上接第 36页]在连续给煤初期，由于床温较低，无烟煤燃烧比较困难，所以氧量下降得较慢，床温上升得也较慢，炉膛内有-定份额的未燃尽碳，因此应该记录投入的煤量，以防投煤过多。随着床温的上升，原来投入的未燃尽碳将会逐渐燃烧，这时氧量下降的速度会加快，床温上升速度也随之加快，为了保证炉膛中的氧量，应该在氧量降到 8%后，逐渐增加二次风量，使氧量的下降速度趋于平缓。

3.6 油枪停运的控制当床温升到800 时，可将床上油枪停运。在额定负荷、设计配风量的情况下，控制氧量约为3%。

3.7 床压的控制由于是低料位启动，正常投煤以后，必须考虑逐渐将床料高度提升到设计值要求。由于床料较细、煤粉颗料细，在正常流化情况下，不会出现大的渣块，因此排渣系统在低料位运行阶段是不需要启动的。这样，随着时间的推移，床料会逐渐增高。在带较高负荷的情况下，根据锅炉的设计要求，床压应该达到8 KPa左右，此时床料高度约1 000 ml/1。

1412冰 10面 8642O图 1 启动过程中的氧量控制曲线4 结 论尽管燃用轻油、采用床上床下点火是循环流化床锅炉通常的启动方式，但是针对具体特殊工程的实际情况，探索出适合本工程实际的启动方式也是非常重要的。实践证明，在本工程使用重油启动的特殊情况下，采用纯床上油枪点火的启动方式，取得了良好的效果，解决了现场燃料供应局限性的现实问题。因此，在燃用重油或渣油等难燃、黏性大的油质启动的锅炉中，考虑纯床上油枪或者减少床下点火负荷的启动方式是负荷工程实际的。