1、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-
2、400 额定蒸发量：30t/h 过热蒸汽温度：400 对流管：钢号 20G，513.5mm 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。 （
3、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/T6741999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（0150mm） 编号： JS0086 设备检定合 格 MX5
4、 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 1/31/2 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
5、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
6、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 0.170.24，Si 0.170.37，Mn 0.350.65，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
7、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
8、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
9、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
10、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
11、）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。
