生物质锅炉炉管开裂失效分析.doc

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1、生物质锅炉炉管开裂失效分析摘要：针对某燃烧生物质锅炉炉管长期服役开裂失效的情况，通过化学成分分析、力学性能测试、扫描电镜、能谱分析及金相组织分析的测试方法，对开裂炉管进行取样，分析了开裂失效的原因。结果表明，烟气冲刷腐蚀是炉管减薄的主要原因；同时烟气和锅炉间歇工作导致露点腐蚀，使管壁集聚了大量Cl-和S2-，加剧了对炉管的腐蚀；炉管长期服役时的局部过热导致组织老化，造成部分区域力学性能下降，也是炉管失效的一个原因；最终导致炉管开裂的原因是炉管爆破失效。引言锅炉是现代工业中的主要设备之一，其安全稳定地运行是生产的重要保障，但是近些年锅炉事故频繁发生，不仅带来巨大财产损失；同时给从业人员的生命安全

2、带来巨大威胁，因此对锅炉事故原因进行分析，进而采取相应的预防措施，保障设备的正常运行具有重要意义。数据资料显示，炉管失效事故在锅炉事故中的占比在一半以上1，因为管道在运行过程中，受到内部介质和周围环境的影响，将不可避免地遇到各种影响管道性能和寿命的问题。国内外学者已经报道过许多导致炉管失效的原因2-6。何继业等7研究了结焦导致加热炉炉管爆裂的案例，并采用有限元模拟软件ABAQUS对结焦管进行模拟，探讨了结焦厚度对炉管的影响。谢庄元8研究一段失效炉管发现，炉管的向火面在长期高温烟气作用下，材料的化学成分逐渐发生改变，有害元素超标导致材料发生脆化。郑明光9则研究发现，在焦化加热炉中炉管的常见失效方

3、式有热疲劳、热腐蚀和蠕变，同时还为炉管的安全性评价和剩余寿命预测提供了依据。除此之外，还有许多其他被报道的失效原因，例如局部过热10-12、电化学腐蚀13、冲刷腐蚀14、塑性变形15等。除了对失效原因进行研究，一些学者还从预防措施角度进行了研究，例如，景新16从数值模拟角度研究了高温烟气对炉管的冲蚀，并提出了预防措施；马贝贝17则从材质和流程等角度分析，提出了防止炉管失效的措施。以上的案例多集中在炉管受热面发生失效的情况，本文则以某燃烧生物质的蛇管型锅炉向火侧和背火侧都发生开裂失效的情况为例，通过多种测试方式研究炉管失效的原因，为预防相应事故的发生提供参考和指导。1概况1.1失效炉管服役情况发

4、生失效的锅炉为型号YLW-14000M的燃烧生物质锅炉，制造日期为2014年4月。锅炉中央为火焰，四周墙壁上布置有盘管式炉管。设计压力1.4MPa，出油温度285，循环流量800m3/h。炉管材料为20G，管内流动介质为L-QC320型有机热载体。锅炉通过将燃料燃烧，产生火焰加热炉管内的有机热载体将热量带出，炉管的服役温度未知。失效的部位见图1中标注处。经过调查，该锅炉与另外4台锅炉共用一套出油母管，根据生产所需热能的变化为生产装置供热，5台锅炉需要经常进行间歇性的停炉和切换。事故经过是工人正在进行停炉操作，一人对该锅炉进行关闭出油阀操作，旁通阀微开，发现炉膛内冒出黑烟，约数秒后右侧炉门处有火

5、焰喷出，锅炉操作人员随即用消防水对起火锅炉进行了灭火操作，明火熄灭。1.2检验方法一根炉管的向火侧发生开裂失效，在保证裂纹完整的情况下，将失效管与上部相邻管切割下来，观察裂纹部位的宏观形貌；并取裂纹管与相邻管表面不同部位的表面附着物，利用Nicolet iS50型傅里叶变换红外光谱仪、岛津XRD-6100型X射线衍射仪、TESCAN MAIA3LMH型场发射扫描电子显微镜的EDS模组进行成分分析；在两管的不同部位取样制备金相试样，使用MA-200型倒置金相显微镜和扫描电镜观察金相试样；依据GB/T228.1201018要求，在两管失效与未失效部位加工拉伸试样，并使用MTS858型材料试验机对试

6、样进行室温拉伸性能试验，同时，利用扫描电镜对试样断口进行观察。1.3取样位置将失效的管子标号为A管，将上部相邻的未失效管标号为B管，为进行测试，对管子不同区域的取样位置如图2所示。将炉管划分为4个区域，分别为向火侧、背火侧、顶部以及底部。对A管在向火侧裂纹附近取10个试样，背火侧、顶部及底部各取3个试样，每一个取样点同时取表面附着物试样和金相试样；对B管，在向火侧没有裂纹，故只取3个试样，其他区域与A管相同，同样每个取样点取附着物试样和金属试样。在A管向火侧裂纹附近、背火侧和顶部各取6个拉伸试样，共18个试样，B管与A管相同取18个拉伸试样。2测试结果与分析2.1宏观形貌将失效管截取下来后发现

7、，背火侧也存在一条较短的裂纹，即背火侧失效也需要通过分析测试寻找原因。向火侧与背火侧失效处宏观形貌如图3所示。向火侧裂纹经测量长度约为210mm，边缘呈锐边，部分区域边缘向炉管外表面翻折，裂纹及裂尖处的厚度平均值为0.500.52mm；背火侧的裂纹长度约为47mm，边缘也为锐边，测量时发现管径变化明显，向火侧和背火侧厚度减薄严重。从管侧面测量时，整管最厚处为顶部5.96mm，向火侧厚度减薄至最薄1.14mm，背火侧厚度最薄为1.22mm。管内径变化不大，管径变化主要由外部减薄引起。B管上无明显裂纹，管径也有较明显变化，同样内径变化不大，主要是由外部减薄造成。从侧边测量，最厚处为顶部5.14mm

8、，向火侧最薄处为2.08mm，背火侧最薄为2.78mm。对比两根管可知，相对出厂条件，两管各区域的厚度都有减小。管外壁有呈剥离状垢层，其结构比较疏松，内壁没有明显的剥离状垢层，如图3（a），（d）所示。取不同区域垢样进行测试，其厚度变化较大。2.2垢样成分分析为测试垢样是否为未燃烧的有机生物质，首先对垢样进行红外光谱分析，分析结果显示垢样中确存在有机物，但含量接近可检测下限，说明垢样中有机成分的含量极小，不是未燃烧的有机生物质；之后对垢样进行了XRD和EDS测试，检测化合物成分及元素含量。以裂纹处的一个试样为例，XRD测试情况如图4所示。从图4中可以看出，主要峰值与KCl，NaCl和Fe2O3

9、的特征峰对应良好，而其他峰多为背景干扰或强度较低，说明此试样中主要物质为KCl，NaCl和Fe2O3。之后对所有垢层试样进行统计，发现几乎所有的试样均存在以上三种物质，同时部分试样中存在K3Na（SO4）2，KFe2S3，Na2CO3等物质，说明试样中的化合物主要是Na，K的氯盐、硫酸盐和碳酸盐以及Fe盐、铁锈。EDS测试能反映垢样中存在的元素与含量，因为测试样品较多，统计后将样品中主要元素的含量范围列于表1中，各元素之和不为100%。结果吻合较好。部分试样C含量较高的同时、Na，K，O含量较低，对比XRD和红外光谱数据，推测可能存在碳单质（例如炭黑）。这类试样主要集中在两管的背火侧，从表中还

10、可以看出，背火侧试样的碳含量普遍较高。EDS数据中所有试样S，Na，K，Cl含量都较高，印证了XRD数据反映的氯盐及硫盐存在的情况。这主要是由于生物质锅炉以农林废弃物作为燃料，生物质燃料一般含较多的氯、硫等元素并含有大量水分。燃烧时氯元素会在一定条件下生成氯化物及少量的HCl19，硫元素则会生成SO2，SO3及少量H2S等20。高温烟气中的HCl，SOx，H2S和热熔盐会对炉管产生一定的腐蚀。但相比之下，停炉检修（一般23个月停炉清焦/灰一次）时，由于炉膛温度下降而产生的露点腐蚀更为严重，这是造成管壁腐蚀的主要原因。停炉过程中，炉膛内烟气会随温度降低而转化成过饱和态，此时烟气中含HCl，SOx

11、的水汽开始凝结成酸露。酸露会与炉管金属发生反应产生露点腐蚀，进而导致壁厚减薄，这种情况在众多失效事故中均有报道19-21。同时，氯盐、钾盐、钠盐等也会与水分混合形成溶液，进而释放出诸如氯离子等对炉管产生腐蚀，导致管壁减薄。因此从结果来看，垢层中存在的氯离子、硫酸根离子、硫化物都是钢材受到较强的腐蚀而减薄的证据。此外，部分垢样中铁锈含量较高，说明此处钢材锈蚀严重，同样会导致钢材减薄。2.3钢材化学成分分析金属材料的化学成分对性能的影响重大，GB/T699201522给出了20G材料化学元素含量的相关标准值，对钢材化学成分分析后与标准值对比如表2所示。以上只展示了失效管A管的相关测试结果，与GB/

12、T6992015对比，除A管裂纹处第一个试样的硫含量偏高外，其他试样各元素含量都符合国家标准要求，硫含量超标可能的原因是表面垢层中的硫酸盐或硫化物渗透进钢材中。A管其他试样及B管试样的元素分析结果虽未列出，但也都符合国家标准。2.4微观组织分析依照第1.3节所述方法取金相试样，进行光学金相显微镜和SEM观察，光学金相如图5所示。图中组织白色部分为铁素体，黑色部分为珠光体，符合20G的组织存在形式。可以看到，各个区域的组织都有一定的老化现象，根据DL/T674199923的评定标准，大部分组织珠光体球化达到了2级，即有球化的倾向，小部分组织达到了球化3级，即轻度球化。在高温环境下服役时珠光体球化

13、是必然的趋势24，且珠光体球化的速率与温度呈指数关系，图5所表现的球化现象说明炉管在服役时出现超温现象，而研究表明珠光体球化会削弱金属材料的室温抗拉强度和屈服强度。同时对放大图像进行统计发现，A管顶部区域铁素体晶粒平均值小于裂纹处晶粒平均值，说明炉管在服役时存在温度梯度。从统计结果看，向火侧裂纹区晶粒更大，平均值为7588m，背火侧晶粒平均值为3555m，顶部晶粒平均值为5060m，因为向火侧温度更高，晶粒受高温过热影响逐渐长大所致。而细小且均匀的组织能带来更好的力学性能，因此从金相组织来看，炉管各区域性能都有所恶化，而向火侧性能恶化程度更大一些。B管的金相组织与A管相似，各区域的组织都有老化

14、现象，大部分区域呈现珠光体球化2级，且向火侧晶粒平均大小大于背火侧、顶部和底部晶粒。炉管组织的SEM图如图6所示。图6中标注部位均为组织微裂纹，其中图6（a）左侧为炉管外壁，微裂纹区域大小与深度明显大于内壁，且有连成片的趋势，但是内壁微裂纹分布的长度要稍长一些，说明炉管外壁受损程度更大，向火侧裂纹是从外壁向内壁扩展的，但是内部也有损伤，这也可以从图5（a），（b）得以印证，图5（a），（b）左侧为管外壁，组织破碎程度明显大于内壁。图6（b）中仅一小块区域有微小的裂痕，组织完好度明显优于向火侧裂纹处组织，这与炉管实际宏观损害情况相符。此外，未发现明显的晶界空洞和脱碳微裂纹等微观结构异常的现象，因

15、此可以排除蠕变与氢致损伤的现象。值得注意的情况是，所取金相试样由于过薄，没有去除表面垢层，直接镶样打磨抛光，测试时发现样品抛光面会很快发生腐蚀；再重新处理，确定操作无误后仍会较快发生腐蚀，分析认为是表面垢层中存在的氯盐等腐蚀性化合物导致，更加反映了对钢材腐蚀的严重度。2.5力学性能分析通过微观组织分析发现，炉管的各区域组织都有恶化，向火侧恶化更严重，组织恶化导致的力学性能恶化程度由拉伸试验检测。根据GB30872008低中压锅炉用无缝钢管25的规定，20G的抗拉强度b410MPa，断面收缩率55%。将按照第1.3节所述方法制取的36个拉伸试样进行室温拉伸性能试验，各试样尺寸一致，结构尺寸如图7所示，试验结果排除错误值后取最小值见表3。从表3中数据可以看出，所有试样的断面收缩率都大于55%，符合GB30872008标准的规定。但是A管向火侧试样抗拉强度最小值只有373.7MPa，小于标准规定的410MPa，除此之外，其他部分抗拉强度均符合标准规定，特别是两管顶部区域都超过了500MPa。同时A，B管顶部的抗拉强度值都大于向火侧和背火侧，这与金相组织展现的结果是一致的，即向火侧的性能恶化程度更大，顶部的性能更好。大部分性能符合标准规定，也反映了虽然炉管的组织均有不同程度的老化，但是大多都没有对材料的性能产生较大的影响，只有性能恶化最