锅炉对流管胀口断裂原因分析及处理.doc

WGC30/2.45-400型锅炉对流管胀口断裂原因分析及处理

保山市综合技术检测中心 张永鸿 曹平波 杨金龙

摘要：本文针对保山某糖厂一台WGC30/2.45-400型改造锅炉对流管胀口断裂缺陷，通过结构、宏观、金相、化学元素、断口显微形貌、应力等多方面的检验分析，查找出缺陷的产生原因，制定出相应的处理方案，并跟踪验证处理后的实际效果。通过此项工作，发现了该类型锅炉在扩容改造中容易被忽视的膨胀问题，以及由此会带来对流管胀口断裂的严重后果，为今后同类型锅炉扩容改造提供了重要的参考实例。

关键词：锅炉 对流管 胀口断裂 分析处理

一、基本情况
锅炉型号：WGC30/2.45-400
额定蒸发量：30t/h
过热蒸汽温度：400℃
对流管：钢号20G，Ф51×3.5mm
该锅炉为保山某糖厂的在用锅炉，结构形式为双锅筒横置式炉排炉，膨胀方式为下胀式（即上锅筒为支承锅筒，下锅筒活动），原额定蒸发量为20t/h，2004年通过增加对流管束长度（增长2.5m）进行扩容改造增至30t/h 。运行2个榨季（实际运行时间约2000多小时）后，停炉进行内部检验时，发现共有6根最前排对流管（凝渣管）与下锅筒胀接位置有环向裂纹产生，裂纹位置均位于管下方，裂纹距胀口扳边处距离基本相同（约30mm），裂纹附近管壁厚度未见明显减薄。
随后进行了割管取样，以便进行下一步的检验分析。
（锅炉对流管断裂位置、形貌及设计图见图1、图2）

图1 图2

二、检验分析
检测依据：
JB/T 9619-1999《工业锅炉胀接技术条件》
GB/T 13299-1991《钢的显微组织评定方法》
GB/T 14203-1993《钢铁及合金光电发射光谱分析法通则》
GB/T 11344-2005《接触式超声波脉冲回波法测厚》
DL/T674—1999《火电厂用20号钢珠光体球化评级标准》

检测用主要设备：
欧波同 405M 卧式金相显微镜， 编号：JS0055 设备自检合格
Spectro 定量光谱仪 编号：JS0106 设备检定合格
钢直尺（0～150mm） 编号：JS0086 设备检定合格
MX－5 测厚仪 编号：JS002 设备检定合格

（一）结构分析
经查阅扩容改造资料及现场检查发现，该锅炉2004年改造时将全部对流管加长了2.5m，但是并没有重新进行膨胀计算，也未采取任何处理措施；而且最前一排对流管（凝渣管）间砌有异形砖隔烟墙并与炉膛后墙浇筑连接固定。因此锅炉膨胀收缩时的变形量较改造前有所增加，炉墙又在很大程度上限制了对流管和下锅筒的自由变形。

（二）宏观分析
管子均断裂于胀接过渡位置，裂纹沿环向延伸约 1/3~1/2 圈，管内外表面无明显腐蚀痕迹，详见图3。
宏观检查及体视显微观察发现，除主裂纹及次生的几条小裂纹外，管子外壁其余部位未见其他裂纹。断口部位由外壁至内的大部分区域表面氧化严重呈灰黑色，靠内圈约 1/10 壁厚区域内表面光亮为最后断裂区，部分区域存在锈蚀痕迹，详见图4。

图3 胀接管环向裂纹 图4 体视显微镜下断口形貌

（三）金相分析
取管样断口断面管壁及裂纹尖端位置进行金相检验，裂纹尖端部位金相表明裂纹从外壁开始，呈沿晶和穿晶混合向内壁发展；断口附近区域及裂纹尖端部位金相组织均为正常的铁素体＋珠光体。见图5、6。

图5 图6

（四）化学元素分析
利用 Spectro 定量光谱仪，按《钢铁及合金光电发射光谱分析法通则》对该管样品进元素分析，分析结果表明该样品所检元素含量符合GB5310-1999对20G成分含量的要求。
样品元素含量： C 0.24％， Si 0.23％， Mn 0.55％，
S 0.024％， P 0.017％
备注：GB 5310-1999中对20G元素含量的规定为： C 0.17~0.24％，Si 0.17~0.37％，Mn 0.35~0.65％，S、P ≤0.030％

（五）断口显微形貌分析
利用扫描电子显微镜对试样断口断面进行分析，结果表明断口大部分表面氧化严重（图7），靠内壁的最后断裂区（图4中白色区域）呈等轴和拉长的韧窝形态，与20G受拉应力断裂特征一致（图8）。

图7 图8

（六）应力分析
根据设计资料及运行条件，用有限元分析软件ALGOR对断裂对流管处进行建模分析。
首先，通过SolidWorks建立对流管与下锅筒胀接实体简化模型（不考虑锅体周围对流管孔影响及锅筒形变量），而后利用 ALGOR 对实体模型网格化后加载温度（400℃）及下锅筒自由膨胀等边界条件，模拟锅筒在对流管作用下向上运动时的应力水平。
1、CAD 模型建立：根据 JB/T 9619-1999《工业锅炉胀接技术条件》中胀接工艺建立管－板胀接实体模型，详细见图9。

图9 管－板胀接简易模型

2、管设计材质为 20G，由于软件材料库无相应牌号，分析采用材料与之相似的AISI 1020钢；温度参数取400℃。模型规模为：表面单元数3659，节点数5314。有限元计算结果见图10所示，应力分布按颜色由蓝到红依次增大。根据设计资料，该管胀口距第一个弯头位置为300mm。计算模型中 模拟管受向上拉力，拉力沿弯头传递弯距（即锅筒整体向上运动时管端胀口位置受力情况），由最大应力分布可知，在管胀口下方外部胀接过渡区位置的应力集中最大，且应力随管子与垂直方向的夹角的增大而增加。

图10 有限元计算结果应力分布

（七）综合分析
结构分析表明，由于扩容改造中对膨胀量的变化未能予以充分的计算论证并加以处理，最终导致最前一排对流管（凝渣管）的位置、走向、布置不合理，其自由膨胀受到了炉墙的制约和限制，这是导致对流管胀口发生断裂的直接原因。
宏观分析表明该管断裂位置为管下方的胀接过渡区域，裂纹呈环向发展，管内外壁未见明显腐蚀现象；金相分析及断口微观形貌观察表明，管子断裂处裂纹始于外壁并向内壁发展，最终发展成为环向的贯穿性裂纹，管样金相组织正常，未发现材质老化现象；元素分析表明该接管材质与设计材质相符。
管子胀口部位应力分析表明，锅炉下锅筒在对流管的牵引下由膨胀状态至冷态过渡向上移动时，管子下方外部胀接过渡区应力集中最为严重，且达到最大主应力的最大值。（由于模型未考虑因胀接导致的管壁减薄、胀接应力等因素的影响，该位置在下锅筒上升时的实际应力应大于模拟值。）

综合分析表明：由于受到炉墙的制约限制，以及温度、介质及锅筒自重的影响，锅筒在向上移动时，沿对流管弯头传递力矩致使管子下方胀接过渡区受拉伸及剪切作用，形成应力集中区，从而发展为由外壁向内的环向裂纹，最终导致第一排对流管与下锅筒胀接位置沿下方断裂。

三、处理方案
经分析得知，造成该锅炉对流管胀口断裂的主要原因是对流管膨胀受限所造成的，因此处理方案主要以解决对流管束自由膨胀问题为主要目的。具体方案包括：
（一）炉墙改造。取消最前排对流管（凝渣管）间砌筑的异形砖隔烟墙，以减轻对流管的承重；取消该隔烟墙与炉膛后墙的浇筑连接结构，以消除限制自由膨胀的因素；重新计算膨胀变形量后，按计算结果相应增加对流管束间所有隔烟墙的膨胀间隙。
（二）最前排对流管（凝渣管）改造。采用带鳍片的管子代替原来的光管，并制成屏式结构，以替代原来的异形砖砌筑墙体起到隔烟墙的作用；增加管子胀口到第一个弯头的直段长度，以减小变形时拉力的传递力矩，同时增大安全弹性变形量。
（三）加强运行控制。在运行中坚决避免紧急启动升压、紧急停炉；尽量稳定负荷，不大范围波动；适当减缓启动升压速度和停炉泄压速度。

四、跟踪验证
该糖厂于2007年委托保山锅炉厂按照上述方案对该锅炉进行了修理改造，并于当年开始投入使用，至今已运行了3个榨季（实际运行时间3000多小时）。运行过程中未出现任何异常；停炉进行内部检验，锅炉本体各受压部件也均未发现新增缺陷，对流管胀口等重点部位也再未发现裂纹等缺陷的产生。
至此，该锅炉的对流管断裂问题得以彻底、有效解决。