超超临界机组高温再热器爆管原因分析.pdf

现 代 制 造 技 术 与 装 备422023 年第 9 期总第 322 期超超临界机组高温再热器爆管原因分析包海斌1郎惠珍2*周江1常青2（1.国能浙江北仑第三发电有限公司，宁波 315040；2.国能锅炉压力容器检验有限公司,北京 102200）摘要：某 1 000 MW 超超临界机组高温再热器受热面发生爆管。为避免再次出现此类事件，要深入分析爆管管件的失效原因。首先对爆口处进行宏观分析，其次选取爆管试样进行硬度检测、壁厚检测、力学性能检测以及金相显微组织形貌观察，最后了解电厂机组的运行情况，比较炉内、外管壁温度差别，分析运行时的管壁温度分布情况。结合上述分析，得出爆管的主要原因为锅炉在高负荷运行时，炉内管子长期处于超温状态运行，导致管子严重老化，塑性降低。爆管的直接原因为管道在高负荷运行条件下，炉内管道最高壁温点的管壁温度超过材料最高使用温度。针对此次爆管，提出合理运行、加强受热面管检验以及对高温再热器管进行更换技改的建议。关键词：超超临界机组；高温再热器；爆管原因Analysis of Tube Burst in High-Temperature Reheater of Ultra-Supercritical UnitBAO Haibin1,LANG Huizhen2*,ZHOU Jiang1,CHANG Qing2(1.Guoneng Zhejiang Beilun Third Power Generation Co.,Ltd.,Ningbo 315040;2.Guoneng Boiler and Pressure Vessel Inspection Co.,Ltd.,Beijing 102200)Abstract:A tube burst occurred on the heating surface of the high temperature reheater of a 1 000 MW ultra-supercritical unit.In order to avoid such incidents again,it is necessary to deeply analyze the failure causes of burst pipe fittings.First of all,a macro-analysis was carried out on the bursting point,and then the burst tube samples were selected for hardness detection,thickness measurement,mechanical property detection and metallographic microstructure observation.Finally,the operation of the power plant unit was understood,and the temperature difference between the inside and outside tube walls was compared to analyze the temperature distribution of the tube walls during operation.Combined with the above analysis,it is concluded that the main reason of tube explosion is that the tubes in the boiler run at high load for a long time in the overtemperature state,which leads to serious aging of the tubes and the reduction of plasticity.The direct cause of tube explosion is that the tube wall temperature at the highest wall temperature point of the tube in the furnace exceeds the maximum use temperature of the material under the high load operation condition.In view of the explosion of the tube,the suggestions of reasonable operation,strengthening the inspection of the heating surface tube and technical reform of the high temperature reheater tube are put forward.Keywords:ultra-supercritical unit;high temperature reheater;the cause of tube explosion近年来，随着经济的发展，人们的生活水平不断提高，社会对电能的需求也越来越大。在我国，煤炭清洁高效燃烧利用被提上日程，未来煤炭资源的发展方向必然是洁净煤技术1-2。为了满足社会发展对电能的需求，同时顺应国家煤炭清洁高效燃烧利用的趋势，火力发电厂往往选择提升机组的装机容量和运行负荷。超超临界机组具有良好的运行灵活性和负荷适应性，能够降低发电成本、减少污染物排放，在火力发电厂得到了广泛应用3。机组负荷的增加提高了管道的服役温度，导致管道长期处于高温、高压的运行状态，进而出现不同程度的损伤。随着机组运行负荷的增加，高温再热器管的运行温度不断提高，加速了管道老化，容易引发爆管泄漏事故，严重影响机组的安全运行。DMV304HCu 耐热不锈钢具有较高的许用应力、较强的组织稳定性和抗高温氧化性能，广泛用于制造金属壁温不超过 700 的超超临界锅炉的过热器和再热器管。但是，在长期服役过程中，DMV304HCu 过热器和再热器管可能因短时过热和长时过热发生爆管。为保证超超临界机组的平稳运行，降低高温再热器管爆管泄漏的概率，要深入分析高温受热器管失效的原因，并调整运行管理策略。1事件概况某发电厂 6 号 1 000 MW 超超临界燃煤机组的锅炉本体为超超临界变压运行本生直流锅炉。此锅炉为 型锅炉、单炉膛，燃煤锅炉半露天布置，采用全钢构架和全悬吊结构，使用前后墙对冲燃烧方式，一次再热、平衡通风、固态排渣。高温再热器受热面的材质为 DMV304HCu，规格为57 mm3.5 mm，最高使用温度为 664。机组于 2008 年投产运行，启停共计 48 次，累计运行时间约 10.14 万 h。2022 年*通信作者：郎惠珍。设 计 与 研 究4310 月，高温再热器受热面发生爆管，爆管位置为 36 屏第 17 根管道。为分析爆管原因，对 36 屏第 17 根包含爆口的上侧管段和断裂后的下侧管段以及吹损泄漏位置进行割管，从宏观形貌、金相组织、硬度、化学成分、厚度、力学性能、扫描电镜和能谱方面进行检测与 分析。2失效分析2.1宏观形貌分析高温再热器爆管、吹损泄漏处的宏观形貌及分析取样位置标识，如图 1 所示。上侧断口割管的爆口较大，呈喇叭口状，为脆性断口，属于典型的由短时过热引起的爆口，但是爆口边缘减薄不明显4。断裂后的下侧管段与爆口之间有部分管段缺失。在上侧管段和下侧管段中选取 3 份试样，编号为#1、#2 和#3。在吹损泄漏位置选取未发生变形的部位制备对比试样，编号为#4。爆口吹损减薄#1 试样#2 试样#3 试样 （a）上侧管段 （b）下侧管段吹损泄漏#4 试样（c）吹损泄漏部位图 1断口宏观形貌及取样分析位置2.2光谱检测通过检测和分析管道的化学成分，检验管道材料是否符合条件，检测结果如表 1 所示。根据检测结果，管道的主要元素成分符合高压锅炉用无缝钢管 （GB/T 53102017/XG12019）中的化学成分要求，样管材质未见异常。表 1主要化学成分的质量分数 单位：%化学成分检测值标准值Mn 1.0000.718Si 0.300Cr17.000 19.00018.320Ni7.500 10.5009.340Nb0.300 0.6000.492Cu2.500 3.5003.0022.3壁厚与硬度检测通过测量#3 试样、#4 试样截面的壁厚，分析管段的壁厚减薄情况。检测结果显示，#3 试样、#4 试样的迎烟侧均存在局部减薄，其壁厚值较小。#3 试样的最小壁厚为 2.90 mm，#4 参照试样的最小壁厚为 3.34 mm，均满足火力发电厂锅炉受热面监督技术导则（DL/T 9392016）的要求。采用布氏硬度计检测#3 试样、#4 试样的横截面硬度。检测结果显示，#3 试样、#4 试样的硬度值均处于 173 204 HBW 范围内，满足火力发电厂金属技术监督规程（DL/T 4382016）的要求，但#3 试 样、#4 试样的最低硬度点均位于迎烟侧。2.4力学拉伸试验检测在#3、#4 取样位置旁各割取 2 份力学性能检测试样，分别编号为#3-1、#3-2 和#4-1、#4-2，然后使用万能力学试验机进行常温拉伸试验，实验结果如表 2 所示。4 个试样的抗拉强度、规定塑性延伸强度均满足高压锅炉用无缝钢管（GB/T 53102017/XG12019）的要求，但断口延伸率低于标准要求。表 2常温拉伸性能检测性能检测项测试值标准值#3-1#3-2#4-1#4-2抗拉强度/MPa610625632626 590规定塑性延伸强度 Rp0.2/MPa472478470459 235断口延伸率/%88119352.5金相显微组织分析为了对比爆管处与正常管道迎烟侧和背烟侧金相组织的不同，使用光学金相显微镜进行金相组织分析。试样的金相组织形貌，如图 2 所示。爆口处#1 试样的金相组织为奥氏体组织，在晶界处分布大量析出相和脱落后的孔洞，少量分布在晶内5。#4 试样迎烟侧金相组织老化较为严重，有尺寸较大的析出相，晶界上有少量析出相和孔洞。通过对比可看出，所有组织均出现不同程度的老化，爆口处金相组织老化最为严重，迎烟侧金相组织老化程度比背烟侧严重。3原因分析电厂曾对该机组进行增容改造，装机容量由设计的 1 000 MW 增加至 1 050 MW，但是未对管道进行相应改造，导致管道长期在高负荷状态下运行。通过监测管道的壁温可知，在高负荷运行状态下，即使炉顶大罩内的管壁未超温，炉内的实际管壁温度也已经超过材料的最高使用温度。高负荷下炉内、外管壁温度变化曲线，如图 3 所示。其中，30-17、32-17 分别表示位于#6 锅炉中第 30 屏第 17 根和第 32 屏第17 根的高温再热器管。现 代 制 造 技 术 与 装 备442023 年第 9 期总第 322 期由图 3 可以看出，在高负荷条件下同一根管道的炉内实际壁温远高于炉外壁温，且 30-17 的炉内实际壁温最高（670 左右），说明在高负荷条件下高温再热器管一直处于超温状态。结合试样管道硬度、厚度、力学性能以及金相显微组织的检测结果可以推断出，炉内管道在高负荷条件下长期超温运行，导致金相组织严重老化，较多析出相聚集，且迎烟侧金相组织较背烟侧老化严重，材料塑性降低。不同负荷下同根管道不同位置的温度分布曲线，如图 4 所示。由图 4 可以看出：不同负荷下同一根高温再热器管相同位置的管壁温度不同；同一负荷条件下同一根管子不同位置的管壁温度不同，在E点达到最高壁温。宏观观察发现，爆口呈喇叭口状，部分管道爆裂缺失，为短时超温爆管的最典型特征6。爆管原因推断为在高负荷运行条件下炉内的管壁温度远高于炉外，炉内管子最高壁温点的温度超过材料的最高使用温度，导致局部过热，进而发生爆管。800.0750.0700.0650.0600.0550.0温度/500.0450.0400.0350.0300.0051015ABEDC202530管道长度/m500 MW 3 月 29 日 20:021 000 MW 3 月 30 日 14:11图 4不同负荷下同根管道不同位置的温度分布曲线4结语结合检验结果和机组实际运行情况，得出高温再热器爆管的主要原因为机组长期满负荷运行，使高温再热器管长期处于超温状态，导致管子金相组织老化，较多析出相聚集，且管子迎烟侧金相组织较背烟侧老化严重，材料塑性降低。爆管的直接原因为在高负荷运行条件下炉内管道最高壁温点的管壁温度超过材料20 m20 m20 m （a）爆口处#1 试样 （b）#4 试样迎烟侧 （c）#4 试样背烟侧图 2试样金相组织形貌 720.030-1730-17 内32-17 内#6 机负荷32-17 700.0 680.0 660.0 640.0 620.0 600.0 580.0 560.012:5012:5713:0413:1213:1913:2613:33800.0 850.0 900.0 950.0 1 000.0 1 050.0 机组负荷/MW测点温度/壁温监测时间点图 3高负荷下炉内、外管壁温度变化曲线设 计 与 研 究45的最高使用温度，导致局部过热进而引发爆管。针对本次爆管提出建议：合理设置运行负荷，避免机组超温、超负荷运行，维持锅炉的安全运行状态；加强受热面质量检测，监测和更换存在缺陷或管壁减薄的管段；加速高温再热器管的更换技改项目，提高材料的最高使用温度7-9。参考文献1 聂立.660 MW 超超临界循环流化床锅炉关键技术与方案研究 D.杭州：浙江大学，2021.2 周奎应.超超临界锅炉发展综述 J.中国特种设备安全，2020（5）：10-18.3 乔立捷，徐卫仙，白佳，等.超超临界锅炉 Super304H过热器失效分析 J.热加工工艺，2017（2）：259-262.4 马殿国，胡庆涛，董永昌，等.某电厂 660 MW 超临界锅炉高温再热器爆管原因分析 J.中国特种设备安全，2021（12）：81-83.5 迟成宇，于鸿圭，谢锡善.600 超超临界电站锅炉过热器及再热器管道用先进奥氏体耐热钢的研究与发展 J.世界钢铁，2012（4）：50-65.6 张录鹤.力学拉伸试验中对金属塑性指标的分析 J.池州师专学报，2003（3）：48-49.7 吴跃，罗畅，刘俊建，等.火电厂 1Cr18Ni9Ti 不锈钢高温再热器管失效分析 J.热加工工艺，2017（7）：254-257.8 武鑫.某火电厂小屏过热器爆管失效分析 J.甘肃科技，2017（23）：50-52.9 鲁忠科.超超临界锅炉高温受热面氧化皮脱落与治理 J.电力安全技术，2014（10）：42-43.率约为 100%导向力下的 57.6%。如果扣除每柱提前终止造斜的井段，综合导向效率大于 60%。当故障翼肋运行在设计高造斜位置时，Welleader 的局部造斜率显著增大，且大于正常造斜率。以上现象均与理论计算一致。本井段故障点处实钻轨迹领先设计，故障状态下Welleader 输出轨迹控制能力仍满足轨迹控制和调整需求，因此本井仅在关键井段进行钻井参数和导向指令的调整和干预，未影响作业时效。3结语在 Welleader 单个液压推力单元失效后，虽然导向能力降低，但是仍具备一定的导向钻进能力。故障后，综合导向效果受井眼、钻进参数、钻进速度、扭矩波动等因素影响更加明显，将被进一步削弱，但加以适当控制和干预仍可以尝试继续钻进，甚至完成作业。（1）在定向钻进过程中，定向井工程师应具备控制轨迹领先设计的风险意识，视情况进行必要的轨迹预留。这样即使在井下工具故障的情况下也可以试钻一定井段而不影响后续轨迹控制，以便给工具调试和故障排查争取更多井段和时间。（2）当 Welleader 出现单个液压推力单元故障无法恢复时，如尝试继续钻进，应先使用较大导向力试钻出该区域 Welleader 轨迹控制能力，以便调整轨迹控制策略。（3）Welleader 导向控制的基础在于慢旋转套筒的转动速度，如其转动速度超过 Welleader 液压系统的控制能力，需要先采取干预措施，尝试控制套筒转速。如失败，则意味着 Welleader 失去轨迹控制能力，应设置起钻深度，不应过多尝试。（4）Welleader 单个液压推力单元故障时，小导向力的轨迹控制效果差且方位控制能力小于井斜，因此在进行轨迹控制尤其是方位调整时，建议使用大导向力（一般应大于 40%）。（5）在关键井段采取一定的干预措施是必要的，即进行必要的控时和控参钻进或采取特殊方式，延长钻头在目标工具面区域作用时长，增加有效的导向输出，以提高 Welleader 导向效率。参考文献1 吴超，菅志军，郭云，等.旋转导向钻井系统关键技术研究与实钻试验 J.中国海上油气，2012（3）：52-53.2 张冠祺，王智明.旋转导向工具液压系统稳定性分析与改进 J.现代制造技术与装备，2016（5）：112-113.3 贾建波，兰洪波，菅志军，等.475 型静态推靠式旋转导向钻具组合的弯曲应力分布规律 J.地球物理学报，2023（1）：95-100.4 王智明，菅志军，章发明.地面水循环测试系统研制 J.西部探矿工程，2014（6）：43-45.5 王智明，郭云，菅志军，等.一种泥浆脉冲传输系统和方法：201710308726.5P.2021-01-29.6 邓晓清，王智明，彭劲勇.Drilog 与 Welleader 系统的应用研究 J.煤矿机械，2017（6）：139-142.（上接第 41 页）