分享：电站锅炉过热器T91钢管爆管原因

0.   引言

锅炉过热器是将蒸汽从饱和温度进一步加热至过热温度的部件,可以减少汽轮机排汽中的含水率。在服役过程中,过热器管壁温度可能长期处于设计服役温度以上但低于材料下临界转变温度,这使得管壁材料性能劣化,管径胀粗,易在管壁最薄弱部位发生爆裂。研究[1-2]表明,过热器爆管事故已成为影响发电机组安全运行的主要因素,由此引起的非计划停运次数占比达40%以上。引起过热器爆管的原因众多,包括氧化腐蚀[2]、管壁疲劳[3]、短时或长时超温过热[4-5]、焊缝开裂、微动磨损等[2-5],其中长时过热导致的蠕变断裂最为常见[5-7]。 

T91（9Cr-1Mo-V-Nb）钢是在600~650 ℃温度区间使用的新汽水管道钢,属于马氏体耐热钢[8],在火电厂过热器管等重要部件上得到广泛使用[9-10]。然而,在热电厂实际运行监督过程中常发现过热器中的T91钢部件出现组织异常和硬度低的问题[11],这将导致该部件抗蠕变断裂能力下降[12]。某公司余热锅炉过热器用T91钢管在服役79 583 h后发生爆管,爆口位于过热器中心靠下位置。在锅炉最大连续蒸发量的工况条件下,过热器的运行参数为烟气进口温度809.0 ℃,出口温度716.0 ℃,平均流速12.3 m·s−1,工作压力18.5 MPa,蒸汽温度543.0 ℃,蒸发量1 275 t·h−1。根据GB/T 5310—2017《高压锅炉用无缝钢管》,该T91钢管采用冷弯工艺制成,规格为外径51 mm、壁厚7 mm。为了找到该钢管爆管原因,保证热电厂锅炉的安全运行,作者对其进行了失效分析。 

1.   理化检验及结果

1.1   化学成分

在爆管的爆口处切取圆柱状试样,采用ARL3460型直读光谱仪分析化学成分。由表1可知,爆管的化学成分符合GB/T 5310—2017《高压锅炉用无缝钢管》和ASME SA-213 Standard specification for seamless ferritic and austenitic alloy-steel boiler superheater, and heat-exchanger tubes中T91钢的成分要求。 

1.2   宏观形貌

由图1可知,爆管T91钢管存在长13 cm、宽7 cm的大开口,爆口张开较大呈喇叭状,钢管外壁出现明显呈深黑色或褐色的片层状氧化皮,氧化皮较厚并沿轴向平行开裂,这说明管体经历了长时间的过热过程。爆口的边缘管壁明显减薄,内表面光滑,未发现沿管道方向的纵向裂纹；除爆口部位,其他部位未见胀粗；爆口处的内外表面均出现呈白色或黄色的菜花状沉积物和明显腐蚀迹象；远离爆口处的管壁未出现变薄现象。这些现象均说明爆管经历了短时过热过程。 

图  1  T91钢爆管的宏观形貌

Figure  1.  Macromorphology of T91 steel burst pipe: (a) overall morphology of burst pipe section; (b) overall morphology at burst position; (c) magnified morphology at burst position

采用直接测量方法测定爆管外径,从爆口位置沿轴向向两端等距测试,距爆口相同距离处沿周向测5个点取平均值,并计算胀粗率。由表2可知,过热器爆管的近爆口管段均存在蠕变胀粗现象,在距爆口10~200 mm处的胀粗率均超过DL/T 438—2016《火力发电厂金属技术监督规程》的换管要求（胀粗率为2.5%）。 

1.3   显微组织

分别在未服役的同批次T91钢管和发生爆管的T91钢管的爆口断面处、邻近爆口处、远离爆口处沿管壁径向方向制取金相试样,经粗磨、抛光、体积分数4%硝酸乙醇溶液腐蚀后,采用OlympusGX71型光学显微镜观察显微组织。由图2可知：未服役同批次T91钢管的组织为回火板条马氏体；爆管T91钢管爆口断面处组织为拉长铁素体+少量马氏体+碳化物,近爆口处组织表现出明显的塑性变形特征,远离爆口处存在大量铁素体和碳化物,对比DL/T 884―2019《火电厂金相检验与评定技术导则》可知组织老化达5级。 

图  2  未服役和服役后T91钢管不同位置处的显微组织

Figure  2.  Microstructure at different positions of T91 steel pipe before (a) and after service (b–d): (b) at cracking face of burst position; (c) near burst position; (d) away from burst position

采用ZEISS EVO18型扫描电子显微镜的Symmetry S2型电子背散射（EBSD）探头观察爆管T91钢管不同位置的显微组织,采集晶体学信息,使用Aztec Crystal 2.1软件应用等效圆直径方法统计平均晶粒尺寸。由图3可知：T91钢管爆口断面处的平均晶粒尺寸较大,约为4.84 μm,沿轴向存在较多小角度（2°~15°）晶界（占比39.6%）,位错较为严重,说明爆口断面处在高温和高压环境下经历了显著的塑性变形和应力集中；该位置内核平均取向差（KAM）高,说明局部应力积累,这会导致位错密度增加,进而促使晶粒发生合并和再结晶。邻近爆口处的平均晶粒尺寸较爆口断面处更小且分布更均匀,小角度晶界占比31.3%,局部位错较低,说明该区域虽然受到了爆管的影响,但所承受的热应力和机械应力较小；此处晶粒发生细化,可能是因为快速冷却引起的再结晶不完全,KAM值较低,说明经历了相对较轻的塑性变形。远离爆口处的平均晶粒尺寸较小且均匀,约为4.08 μm,晶界清晰,小角度晶界占比30.7%,位错程度较低,说明爆管并未影响到该区域；此处KAM值低,说明材料未经历显著的塑性变形,但是因受到明显的高温或应力影响,该区域晶粒发生球化。远离爆口处T91钢管的基体组织因长时过热,老化较为严重。 

图  3  T91钢管爆口断面处、邻近爆口处以及远离爆口处的EBSD分析结果

Figure  3.  EBSD analysis results of T91 steel pipe at cracking face of burst position (a, d, g), near burst position (b, e, h) and away from burst position (c, f, i): (a–c) inverse pole figure; (d–f) KAMdiagram; (g–i) grain boundary diagram

1.4   力学性能

在远离爆口处切取矩形状拉伸试样,尺寸为150 mm×15 mm×6 mm,根据GB/T 228.1—2021《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》,采用CMT5205型拉伸试验机进行拉伸试验,拉伸速度为0.1 mm·min−1。由图4可知,远离爆口处T91钢管的抗拉强度为535 MPa,断后伸长率为9.98%,断面收缩率为63.04%。根据文献[13],未服役同批次T91钢管的抗拉强度在680~685 MPa,断后伸长率在23.5%~25.5%,断面收缩率在64%~74%,可见服役后T91钢的抗拉强度和断后伸长率明显下降,断面收缩率略有下降。采用HXD-1000TMSC/GM2型显微硬度计测试未服役T91钢管以及远离爆口处和爆口处T91钢管的表面硬度,载荷为5 N,保载时间为15 s,测3个点取平均值。远离爆口处和爆口处的表面硬度分别为158.0,155.2 HV,远低于未服役T91钢（248.3 HV）。抗拉强度与硬度下降是因为在高温环境下长期服役后材料组织发生了老化。 

图  4  远离爆口处T91钢管的应力-应变曲线

Figure  4.  Stress-strain curve of T91 steel pipe away from burst position

1.5   物相组成及微区成分

采用D8 Advance型X射线衍射仪（XRD）对T91钢管爆口处内壁表面进行物相分析。由图5可知,爆口处内壁腐蚀产物主要为Fe3O4。过热器T91钢管服役时承受着高温、高压以及腐蚀性气体的侵蚀作用。一方面,高温环境加速了氧化反应,使得氧气或其他氧化性气体与金属铁反应,特别是在有水蒸气或其他腐蚀性气体存在时,氧化反应更易发生,从而加速了Fe3O4的形成；另一方面,在高压条件下,水蒸气和酸性气体（如SO2、SO3）会与钢管发生反应,进一步加剧腐蚀；此外,燃气中的硫化物和氯化物也可能与钢管发生化学反应,导致局部腐蚀。同时,过热器钢管还容易受到水垢结垢、机械应力和疲劳的影响。水垢的形成会加速电化学腐蚀,表面微裂纹则为腐蚀物质的渗入提供通道,而腐蚀产物的积聚也会导致钢管耐久性下降。不过,Fe3O4层可以作为隔离层阻止氧气直接与铁金属反应,在一定程度上防止材料进一步腐蚀。 

图  5  T91钢管及其爆口处内壁腐蚀产物的XRD谱

Figure  5.  XRD spectra of T91 steel pipe and its corrosion products on inner wall at burst position

采用ESCALAB 250Xi型X射线光电子能谱（XPS）对T91钢管爆口处内壁表面上的沉积物进行元素价态分析。由图6可知,XPS谱图中同时观察到Fe2+、Fe3+、Cr3+、Mo6+和Si4+的峰,推测钢管内表面的沉积物的组成可能为Fe2O3、Fe3O4、Cr2O3、MoO3与SiO2。 

图  6  T91钢管爆口处内壁表面沉积物的XPS谱

Figure  6.  XPS spectra of sediment on inner wall of T91 steel pipe at burst position: (a) survey spectrum; (b) O1s spectrum; (c) Fe2p spectrum; (d) Cr2p spectrum; (e) Mo3d spectrum and (f) Si2p spectrum

采用ZEISS EVO18型扫描电子显微镜附带的能谱仪（EDS）对T91钢管爆口轴向截面进行微区成分分析。由图7可知,爆口处内壁含有较高的铁、氧和铬元素。在腐蚀环境中,铬能与氧结合形成稳定的氧化铬层,保护T91钢管内壁免受进一步腐蚀。 

图  7  T91钢管爆口内壁截面的EDS线扫描位置及结果

Figure  7.  EDS line scanning position (a) and results (b) of inner wall cross-section of T91 steel pipe at burst position

由图8可知：爆口处内壁表面含铁和氧元素,结合XRD结果推测,内壁表面均匀覆盖着一层Fe3O4；内壁表面富含铬元素。铬在合金中能形成一层致密的钝化膜,这层膜能有效隔离材料与环境中的腐蚀性物质,保护内部基体不被进一步腐蚀。此外,内壁表面还检测到微量的钼和硅元素,这些微量元素的析出可能会增加氧化膜的脆性[6],降低其整体的抗断裂性能。 

图  8  T91钢管爆口处截面的EDS面扫描位置及结果

Figure  8.  EDS surface scanning position (a) and results (b–f) of cross-section of T91 steel pipe at burst position: (b) Fe distribution; (c) O distribution; (d) Cr distribution; (e) Si distribution and (f) Mo distribution

2.   爆管原因分析

由微观形貌及微区成分分析可知,爆管内壁表面上的氧化层主要为Fe3O4。过热器T91钢管的腐蚀机制涉及高温下的金属氧化过程,铁的氧化物在内外壁表面形成是腐蚀过程中的主要现象,而铬的添加为钢管提供了一定的耐腐蚀保护。但是,微量钼和硅元素的析出可能增加氧化膜的脆性[6],降低其整体的抗断裂性能。爆管T91钢管总体呈韧性断裂,这是短时过热导致爆管的典型特征,但爆口及其附近区域呈现短时过热和长时过热的典型特征。在后续的维修检查中发现,管内存在脱落的渣状氧化皮。 

由显微组织与力学性能分析可知,在服役过程中长时间承受的高温促进了晶粒生长,改变晶界的性质,承受的压力影响着材料的塑性流动和晶粒重排,在高温和高压作用下T91钢管的组织和性能发生劣化。 

调研结果显示,该电厂发电机组长期参与国家电网的调峰调频,导致机组负荷随电网调度发生大幅波动,进而引起超温运行,导致过热器服役温度剧烈变化。负荷波动所产生的交变应力使氧化皮脱落,进而导致管道内局部堵塞,管内压力骤增,触发局部超温并最终引发爆管。此外,传统燃烧控制系统由于受到煤粉粒径分布不均以及配风参数失配等因素的制约,常常会导致炉膛内形成显著的温度梯度。这一热场畸变现象会使得过热器的特定管段长期承受超过设计值的辐射热流密度,从而诱发材料的持久强度出现明显衰减趋势。综上,爆管是在蠕变损伤与高温强度不足的共同作用下发生的,确认爆管的原因是复合过热。 

3.   结论及建议

（1）该过热器用T91钢管在服役79 583 h后发生爆管故障,爆管机制为长时过热与短时过热共同作用导致的复合过热。 

（2）建议退出机网协调自动系统,减少机组启停次数,保证机组平稳运行。严格遵循锅炉厂家给定的升温升压曲线及升降负荷速率来控制操作,尽量维持机组运行时负荷稳定,减少参与国家电网调峰调频的频次,以防止机组负荷随电网大幅度波动造成交变应力,导致氧化皮脱落,造成局部堵塞；建议采用先进的燃烧控制系统,确保燃料均匀分布,避免局部过热现象。并且,在锅炉设计和运行中需合理分配热负荷,避免局部区域热负荷过大,同时定期检测锅炉管道的温度分布和材料状态。

文章来源——材料与测试网