淺析某低壓蒸發器流動加速腐蝕

湯永祥

摘要：某電廠#3鍋爐低壓蒸發器曾發生兩次爆管。為查找爆管原因，將爆破管段送至電力科學研究院進行試驗。分析表明，流體加速腐蝕（FAC）是導致低壓蒸發器爆管的原因，管子實測剩余壁厚低于設計壁厚也是一個值得注意的因素。

關鍵詞：低壓蒸發器;爆管;流體加速腐蝕

1 概述

某電廠3號鍋爐為三壓、再熱、無補燃、臥式自然循環型余熱鍋爐，配9FA燃氣輪機機組，于2008年5月投入運行。3號鍋爐低壓蒸發器曾發生了兩起爆管泄漏事件。

（1）第一次：發現低壓蒸發器中間聯箱下方的一根受熱面管在管座彎管處發生泄漏。在之后的處理過程中，割掉16條低壓蒸發器受熱面管并進行了封堵。

（2）第二次：機組準備兩班制停機消缺。凌晨機組停運，7：00發現爐底有水滴出。經現場檢查，發現低壓蒸發器中間聯箱靠A側爐墻處的一根受熱面管在管座彎管處發生泄漏。

為分析爆管原因，電力科學研究院針對爆破管段開展了宏觀檢查、成分分析、金相組織觀察，并且進行了分析討論。

圖1所示為試驗管樣，其中1號為第一次爆管彎管段，2號為第二次爆管彎管段，3號為第二次爆管帶鰭片的直管段。

圖2所示為低壓蒸發器系統圖以及爆管位置示意。爆管點位于低壓蒸發器上集箱引出的彎頭。管子設計材質為20G，直管段管子規格為38mm×2.9mm，彎頭規格為38mm×4.5mm。值得注意的是，上集箱管座與彎頭之間為焊縫連接;彎頭與直管段之間也為焊縫連接，由于規格不同，因此該處為異徑管連接。

2 試驗情況

2.1 宏觀檢查與尺寸測量

選取有代表性的位置對三個管樣進行尺寸測量，測量位置如圖1所示。注：1號管和2號管的測量位置為彎頭直段。表1所示為尺寸測量結果。

由表1可知，1號管樣和2號管樣的管子壁厚明顯低于設計壁厚;而3號管樣的管子壁厚大于設計壁厚。此外，管子外徑沒有發現異常，與設計值接近。

圖3所示為2號管樣爆口宏觀形貌及管壁減薄情況，破裂處壁厚僅0.8mm，壁厚減薄嚴重。

圖4所示為1到3號管樣管子內壁的宏觀照片?？梢?，1號管樣和2號管樣內壁出現了腐蝕坑，呈現馬蹄坑（horse-shoe pits）或魚鱗狀特征的腐蝕形態;3號管樣內壁正常，未出現腐蝕坑。

2.2 成分分析

經切割取樣、磨樣，采用島津PDA-7000型火花光電直讀光譜儀對試驗管樣進行材質分析，成分分析結果見表2。根據國標GB 3087-2008《低中壓鍋爐用無縫鋼管》的技術要求，20G鋼管的化學成分應符合國標GB/T 699的規定。因此，表2列出了國標GB/T 699-1999《優質碳素結構鋼》對20G的成分要求。

可見，管子的成分符合國家標準GB/T 699-1999對20G的要求。

2.3 金相試驗

為了研究管子內部以及腐蝕坑處的金相組織變化，選取2號管樣和3號管樣（第二次爆管泄漏）的橫截面試樣和縱截面試樣進行分析。經切割取樣、磨樣、拋光并用4%硝酸酒精溶液腐蝕，采用Leica DMI 3000型光學顯微鏡，觀察選取試樣的金相組織形貌。

圖5和圖6所示分別為2號管樣（彎頭直段）和3號管樣（直管段）的500×金相組織照片?？梢?，選取試樣的金相組織均為正常的鐵素體+珠光體組織。管子在長時高溫運行條件下，珠光體并沒有發生球化。然而，沿著軋制方向呈現出一定程度的帶狀組織分布。

圖7和圖8所示為2號管樣管內壁橫截面金相組織觀察結果。圖7示意了管內壁腐蝕坑的位置，圖8則展示了腐蝕坑附近的管內壁金相組織。由圖8可見，管內壁金相組織沒有明顯變化，未觀察到腐蝕產物層。

3 分析討論

上述試驗結果表明：

（1）彎頭直段的管子壁厚低于設計壁厚，泄漏點處壁厚嚴重減薄;

（2）彎管段內壁出現了或魚鱗狀特征的腐蝕坑，而與彎頭相距較遠的直管段內部未出現腐蝕坑;

（3）管子取樣分析的實測成分符合國標GB/T 699-1999《優質碳素結構鋼》對20G的成分要求，未錯用材質;

（4）管子本體金相組織正常，腐蝕坑附近金相組織未發生變化（與管子本體金相組織一致），未見腐蝕產物層（流體流速較快，腐蝕產物被流體沖刷掉）;

（5）管子泄漏處出現在管道彎頭處，并且泄漏點附近存在管座焊縫和異徑管連接處。

通過宏觀檢查、壁厚測量、成分分析、金相組織觀察，發現管子破壞的特征與流體加速腐蝕（Flow Accelerated Corrosion，簡稱FAC）的特征比較吻合。宏觀檢查所發現魚鱗狀特征的腐蝕坑，管壁嚴重減薄，管子金相組織正常，未見腐蝕產物，這些都符合FAC的特征。此外，帶鰭片的直管段內壁宏觀形貌正常，未出現腐蝕的現象，這表明水質存在問題的可能性較小，否則整個管段都將出現如彎頭段的腐蝕情況，這也進一步佐證了FAC的存在?？梢?，這兩次爆管泄漏事件是由于FAC導致壁厚嚴重減薄而造成的，同時，在長時高溫運行后并受FAC影響，彎頭段管子實測壁厚明顯低于設計壁厚。

FAC是在強還原環境下的紊流區，如管道彎頭、三通以及異徑管連接處發生的加速性腐蝕。FAC可以分為兩個過程：第一個過程是腐蝕（化學）過程，即氧化膜/水界面產生可溶解的亞鐵離子，氧化膜主要是疏松多孔的Fe3O4覆蓋層;第二個過程是流體動力學（物理）過程，即亞鐵離子通過擴散邊界層向主體溶液遷移，該過程受擴散梯度控制。前者是造成FAC的主要成因，后者對FAC的發生具有促進作用。FAC的機理見圖9。

影響FAC的因素概括起來可以將其分為三類：

①環境因素，包括工質的溫度、pH值、氧濃度以及亞鐵離子含量;

②材料合金元素的因素，主要是指鋼的化學成分，作用最大的合金元素是Cr，通常1wt%的Cr含量就能使FAC速率降到很低甚至可以忽略;

③流體動力學因素，包括流體流速、管道幾何形狀等。特別值得注意的是，管道幾何形狀對局部腐蝕有比較大的影響。管道幾何形狀的改變致使流線彎曲，流速分布相應發生變化，嚴重時甚至產生渦流，形成嚴重的紊流。

因此，當流體流經管道彎頭時也會導致彎管中的流體局部紊流。同理，流體流過異徑管連接處時（由于截面突變和焊縫不規則凸起）也容易產生局部紊流。這些局部紊流是加速FAC的重要原因。

4 結論與措施

試驗結果表明，彎頭直段實測剩余壁厚小于設計壁厚，彎頭泄漏點處壁厚嚴重減薄;彎管段內壁出現了或魚鱗狀特征的腐蝕坑，直管段內部未發現腐蝕情況;管子未錯用材質;組織為正常的鐵素體+珠光體組織，腐蝕坑附近未見腐蝕產物層;管子泄漏處出現在管道彎頭處，泄漏點附近管道存在幾何形狀的改變?？梢酝茢?，低壓蒸發器爆管泄漏事件是由于流體加速腐蝕（FAC）導致管子壁厚嚴重減薄所造成的，此外管子實測壁厚低于設計壁厚也是一個值得考慮的方面。以下為具體措施：

（1）從工質條件看 ，雖然HRSG的頻繁啟停會大大增加金屬接觸過渡性水質的時 間 ，但在給水品質滿足條件時 ，通過提高給水含氧量和通過加藥提高給水PH值仍是 防止 FAC的有效措施。

（2）從水力條件看 ，HRSG給水系統的流速較低，是誘發FAC的次要因素，在水力條件較為惡劣的彎頭部分可采用肓管的形式改善流場，達到減緩FAC的目的 。

（3）將FAC低溫受熱面的彎頭部分及低壓蒸發器的材質改為含有一定量Cr元素的低合金鋼是從根本上防止FAC的最有效措施之一。

（4）控制焊接工藝質量，減少因管道焊縫凸起而引起的流體加速腐蝕。此外，做好管壁清理措施，避免管內存在明顯的異物或內凸、焊瘤的焊縫。

（5）對低壓蒸發器受熱面管子壁厚進行普查，一旦發現管子實測剩余壁厚低于設計壁厚，應進行相應處理。

（6）定期對容易發生流體加速腐蝕穿孔的彎頭、焊縫下游部位、異徑管連接處進行超聲檢測（或壁厚測量），提前發現腐蝕較薄部位并進行有效處理，減少非計劃停機或者爆管泄漏事件的發生。

5 結束語

鍋爐經過對上部彎頭整體更換為φ38×4.5/20的15CrMo 低合金鋼彎頭改造后，在同等正常給水PH值情況下，減少了流體加速腐蝕，提高了鍋爐低壓蒸發器運行的穩定性，沒有再出現同類爆管漏水現象，為整個機組降低了運行成本，提高了經濟效益。

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