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摘要：某电厂#3锅炉低压蒸发器曾发生两次爆管。为查找爆管原因，将爆破管段送至电力科学研究院进行试验。分析表明，流体加速腐蚀（FAC）是导致低压蒸发器爆管的原因，管子实测剩余壁厚低于设计壁厚也是一个值得注意的因素。
关键词：低压蒸发器;爆管;流体加速腐蚀
1 概述
某电厂3号锅炉为三压、再热、无补燃、卧式自然循环型余热锅炉，配9FA燃气轮机机组，于2008年5月投入运行。3号锅炉低压蒸发器曾发生了两起爆管泄漏事件。
（1）第一次：发现低压蒸发器中间联箱下方的一根受热面管在管座弯管处发生泄漏。在之后的处理过程中，割掉16条低压蒸发器受热面管并进行了封堵。
（2）第二次：机组准备两班制停机消缺。凌晨机组停运，7：00发现炉底有水滴出。经现场检查，发现低压蒸发器中间联箱靠A侧炉墙处的一根受热面管在管座弯管处发生泄漏。
为分析爆管原因，电力科学研究院针对爆破管段开展了宏观检查、成分分析、金相组织观察，并且进行了分析讨论。
图1所示为试验管样，其中1号为第一次爆管弯管段，2号为第二次爆管弯管段，3号为第二次爆管带鳍片的直管段。
图2所示为低压蒸发器系统图以及爆管位置示意。爆管点位于低压蒸发器上集箱引出的弯头。管子设计材质为20G，直管段管子规格为38mm×2.9mm，弯头规格为38mm×4.5mm。值得注意的是，上集箱管座与弯头之间为焊缝连接;弯头与直管段之间也为焊缝连接，由于规格不同，因此该处为异径管连接。
2 试验情况
2.1 宏观检查与尺寸测量
选取有代表性的位置对三个管样进行尺寸测量，测量位置如图1所示。注：1号管和2号管的测量位置为弯头直段。表1所示为尺寸测量结果。
由表1可知，1号管样和2号管样的管子壁厚明显低于设计壁厚;而3号管样的管子壁厚大于设计壁厚。此外，管子外径没有发现异常，与设计值接近。
图3所示为2号管样爆口宏观形貌及管壁减薄情况，破裂处壁厚仅0.8mm，壁厚减薄严重。
图4所示为1到3号管样管子内壁的宏观照片。可见，1号管样和2号管样内壁出现了腐蚀坑，呈现马蹄坑（horse-shoe pits）或鱼鳞状特征的腐蚀形态;3号管样内壁正常，未出现腐蚀坑。
2.2 成分分析
经切割取样、磨样，采用岛津PDA-7000型火花光电直读光谱仪对试验管样进行材质分析，成分分析结果见表2。根据国标GB 3087-2008《低中压锅炉用无缝钢管》的技术要求，20G钢管的化学成分应符合国标GB/T 699的规定。因此，表2列出了国标GB/T 699-1999《优质碳素结构钢》对20G的成分要求。
可见，管子的成分符合国家标准GB/T 699-1999对20G的要求。
2.3 金相试验
为了研究管子内部以及腐蚀坑处的金相组织变化，选取2号管样和3号管样（第二次爆管泄漏）的横截面试样和纵截面试样进行分析。经切割取样、磨样、抛光并用4%硝酸酒精溶液腐蚀，采用Leica DMI 3000型光学显微镜，观察选取试样的金相组织形貌。
图5和图6所示分别为2号管样（弯头直段）和3号管样（直管段）的500×金相组织照片。可见，选取试样的金相组织均为正常的铁素体+珠光体组织。管子在长时高温运行条件下，珠光体并没有发生球化。然而，沿着轧制方向呈现出一定程度的带状组织分布。
图7和图8所示为2号管样管内壁横截面金相组织观察结果。图7示意了管内壁腐蚀坑的位置，图8则展示了腐蚀坑附近的管內壁金相组织。由图8可见，管内壁金相组织没有明显变化，未观察到腐蚀产物层。
3 分析讨论
上述试验结果表明：
（1）弯头直段的管子壁厚低于设计壁厚，泄漏点处壁厚严重减薄;
（2）弯管段内壁出现了或鱼鳞状特征的腐蚀坑，而与弯头相距较远的直管段内部未出现腐蚀坑;
（3）管子取样分析的实测成分符合国标GB/T 699-1999《优质碳素结构钢》对20G的成分要求，未错用材质;
（4）管子本体金相组织正常，腐蚀坑附近金相组织未发生变化（与管子本体金相组织一致），未见腐蚀产物层（流体流速较快，腐蚀产物被流体冲刷掉）;
（5）管子泄漏处出现在管道弯头处，并且泄漏点附近存在管座焊缝和异径管连接处。
通过宏观检查、壁厚测量、成分分析、金相组织观察，发现管子破坏的特征与流体加速腐蚀（Flow Accelerated Corrosion，简称FAC）的特征比较吻合。宏观检查所发现鱼鳞状特征的腐蚀坑，管壁严重减薄，管子金相组织正常，未见腐蚀产物，这些都符合FAC的特征。此外，带鳍片的直管段内壁宏观形貌正常，未出现腐蚀的现象，这表明水质存在问题的可能性较小，否则整个管段都将出现如弯头段的腐蚀情况，这也进一步佐证了FAC的存在。可见，这两次爆管泄漏事件是由于FAC导致壁厚严重减薄而造成的，同时，在长时高温运行后并受FAC影响，弯头段管子实测壁厚明显低于设计壁厚。
FAC是在强还原环境下的紊流区，如管道弯头、三通以及异径管连接处发生的加速性腐蚀。FAC可以分为两个过程：第一个过程是腐蚀（化学）过程，即氧化膜/水界面产生可溶解的亚铁离子，氧化膜主要是疏松多孔的Fe3O4覆盖层;第二个过程是流体动力学（物理）过程，即亚铁离子通过扩散边界层向主体溶液迁移，该过程受扩散梯度控制。前者是造成FAC的主要成因，后者对FAC的发生具有促进作用。FAC的机理见图9。
影响FAC的因素概括起来可以将其分为三类：
①环境因素，包括工质的温度、pH值、氧浓度以及亚铁离子含量;
②材料合金元素的因素，主要是指钢的化学成分，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流体动力学因素，包括流体流速、管道几何形状等。特别值得注意的是，管道几何形状对局部腐蚀有比较大的影响。管道几何形状的改变致使流线弯曲，流速分布相应发生变化，严重时甚至产生涡流，形成严重的紊流。
因此，当流体流经管道弯头时也会导致弯管中的流体局部紊流。同理，流体流过异径管连接处时（由于截面突变和焊缝不规则凸起）也容易产生局部紊流。这些局部紊流是加速FAC的重要原因。
4 结论与措施
试验结果表明，弯头直段实测剩余壁厚小于设计壁厚，弯头泄漏点处壁厚严重减薄;弯管段内壁出现了或鱼鳞状特征的腐蚀坑，直管段内部未发现腐蚀情况;管子未错用材质;组织为正常的铁素体+珠光体组织，腐蚀坑附近未见腐蚀产物层;管子泄漏处出现在管道弯头处，泄漏点附近管道存在几何形状的改变。可以推断，低压蒸发器爆管泄漏事件是由于流体加速腐蚀（FAC）导致管子壁厚严重减薄所造成的，此外管子实测壁厚低于设计壁厚也是一个值得考虑的方面。以下为具体措施：
（1）从工质条件看 ，虽然HRSG的频繁启停会大大增加金属接触过渡性水质的时 间 ，但在给水品质满足条件时 ，通过提高给水含氧量和通过加药提高给水PH值仍是 防止 FAC的有效措施。
（2）从水力条件看 ，HRSG给水系统的流速较低，是诱发FAC的次要因素，在水力条件较为恶劣的弯头部分可采用肓管的形式改善流场，达到减缓FAC的目的 。
（3）将FAC低温受热面的弯头部分及低压蒸发器的材质改为含有一定量Cr元素的低合金钢是从根本上防止FAC的最有效措施之一。
（4）控制焊接工艺质量，减少因管道焊缝凸起而引起的流体加速腐蚀。此外，做好管壁清理措施，避免管内存在明显的异物或内凸、焊瘤的焊缝。
（5）对低压蒸发器受热面管子壁厚进行普查，一旦发现管子实测剩余壁厚低于设计壁厚，应进行相应处理。
（6）定期对容易发生流体加速腐蚀穿孔的弯头、焊缝下游部位、异径管连接处进行超声检测（或壁厚测量），提前发现腐蚀较薄部位并进行有效处理，减少非计划停机或者爆管泄漏事件的发生。
5 結束语
锅炉经过对上部弯头整体更换为φ38×4.5/20的15CrMo 低合金钢弯头改造后，在同等正常给水PH值情况下，减少了流体加速腐蚀，提高了锅炉低压蒸发器运行的稳定性，没有再出现同类爆管漏水现象，为整个机组降低了运行成本，提高了经济效益。
参考文献：
[1]宋幼澧.流动加速腐蚀的危害与防止[J]，华东电力，2003，31（3）：50-51
[2]唐迥然.流动加速腐蚀引起的碳钢管壁减薄[J]，核科学与工程，2001，21（2）：189-190
[3]毕法森.孙本达.李德勇，采用给水加氧处理抑制流动加速腐蚀[J]，热力发电，2005，35（2）：52-53.
[4]NESSLER H，PREISS R，EISENKOLB P. Developments in HRSG technology[C]//The 7th Annual Industrial& Power Gas Turbine O & M Conference. UK： Birmingham， 2001.
[5]PORT R D. Flow accelerated corrosion [J]. Corrosion， 1998（721）：2-4.
关键词：低压蒸发器;爆管;流体加速腐蚀
1 概述
某电厂3号锅炉为三压、再热、无补燃、卧式自然循环型余热锅炉，配9FA燃气轮机机组，于2008年5月投入运行。3号锅炉低压蒸发器曾发生了两起爆管泄漏事件。
（1）第一次：发现低压蒸发器中间联箱下方的一根受热面管在管座弯管处发生泄漏。在之后的处理过程中，割掉16条低压蒸发器受热面管并进行了封堵。
（2）第二次：机组准备两班制停机消缺。凌晨机组停运，7：00发现炉底有水滴出。经现场检查，发现低压蒸发器中间联箱靠A侧炉墙处的一根受热面管在管座弯管处发生泄漏。
为分析爆管原因，电力科学研究院针对爆破管段开展了宏观检查、成分分析、金相组织观察，并且进行了分析讨论。
图1所示为试验管样，其中1号为第一次爆管弯管段，2号为第二次爆管弯管段，3号为第二次爆管带鳍片的直管段。
图2所示为低压蒸发器系统图以及爆管位置示意。爆管点位于低压蒸发器上集箱引出的弯头。管子设计材质为20G，直管段管子规格为38mm×2.9mm，弯头规格为38mm×4.5mm。值得注意的是，上集箱管座与弯头之间为焊缝连接;弯头与直管段之间也为焊缝连接，由于规格不同，因此该处为异径管连接。
2 试验情况
2.1 宏观检查与尺寸测量
选取有代表性的位置对三个管样进行尺寸测量，测量位置如图1所示。注：1号管和2号管的测量位置为弯头直段。表1所示为尺寸测量结果。
由表1可知，1号管样和2号管样的管子壁厚明显低于设计壁厚;而3号管样的管子壁厚大于设计壁厚。此外，管子外径没有发现异常，与设计值接近。
图3所示为2号管样爆口宏观形貌及管壁减薄情况，破裂处壁厚仅0.8mm，壁厚减薄严重。
图4所示为1到3号管样管子内壁的宏观照片。可见，1号管样和2号管样内壁出现了腐蚀坑，呈现马蹄坑（horse-shoe pits）或鱼鳞状特征的腐蚀形态;3号管样内壁正常，未出现腐蚀坑。
2.2 成分分析
经切割取样、磨样，采用岛津PDA-7000型火花光电直读光谱仪对试验管样进行材质分析，成分分析结果见表2。根据国标GB 3087-2008《低中压锅炉用无缝钢管》的技术要求，20G钢管的化学成分应符合国标GB/T 699的规定。因此，表2列出了国标GB/T 699-1999《优质碳素结构钢》对20G的成分要求。
可见，管子的成分符合国家标准GB/T 699-1999对20G的要求。
2.3 金相试验
为了研究管子内部以及腐蚀坑处的金相组织变化，选取2号管样和3号管样（第二次爆管泄漏）的横截面试样和纵截面试样进行分析。经切割取样、磨样、抛光并用4%硝酸酒精溶液腐蚀，采用Leica DMI 3000型光学显微镜，观察选取试样的金相组织形貌。
图5和图6所示分别为2号管样（弯头直段）和3号管样（直管段）的500×金相组织照片。可见，选取试样的金相组织均为正常的铁素体+珠光体组织。管子在长时高温运行条件下，珠光体并没有发生球化。然而，沿着轧制方向呈现出一定程度的带状组织分布。
图7和图8所示为2号管样管内壁横截面金相组织观察结果。图7示意了管内壁腐蚀坑的位置，图8则展示了腐蚀坑附近的管內壁金相组织。由图8可见，管内壁金相组织没有明显变化，未观察到腐蚀产物层。
3 分析讨论
上述试验结果表明：
（1）弯头直段的管子壁厚低于设计壁厚，泄漏点处壁厚严重减薄;
（2）弯管段内壁出现了或鱼鳞状特征的腐蚀坑，而与弯头相距较远的直管段内部未出现腐蚀坑;
（3）管子取样分析的实测成分符合国标GB/T 699-1999《优质碳素结构钢》对20G的成分要求，未错用材质;
（4）管子本体金相组织正常，腐蚀坑附近金相组织未发生变化（与管子本体金相组织一致），未见腐蚀产物层（流体流速较快，腐蚀产物被流体冲刷掉）;
（5）管子泄漏处出现在管道弯头处，并且泄漏点附近存在管座焊缝和异径管连接处。
通过宏观检查、壁厚测量、成分分析、金相组织观察，发现管子破坏的特征与流体加速腐蚀（Flow Accelerated Corrosion，简称FAC）的特征比较吻合。宏观检查所发现鱼鳞状特征的腐蚀坑，管壁严重减薄，管子金相组织正常，未见腐蚀产物，这些都符合FAC的特征。此外，带鳍片的直管段内壁宏观形貌正常，未出现腐蚀的现象，这表明水质存在问题的可能性较小，否则整个管段都将出现如弯头段的腐蚀情况，这也进一步佐证了FAC的存在。可见，这两次爆管泄漏事件是由于FAC导致壁厚严重减薄而造成的，同时，在长时高温运行后并受FAC影响，弯头段管子实测壁厚明显低于设计壁厚。
FAC是在强还原环境下的紊流区，如管道弯头、三通以及异径管连接处发生的加速性腐蚀。FAC可以分为两个过程：第一个过程是腐蚀（化学）过程，即氧化膜/水界面产生可溶解的亚铁离子，氧化膜主要是疏松多孔的Fe3O4覆盖层;第二个过程是流体动力学（物理）过程，即亚铁离子通过扩散边界层向主体溶液迁移，该过程受扩散梯度控制。前者是造成FAC的主要成因，后者对FAC的发生具有促进作用。FAC的机理见图9。
影响FAC的因素概括起来可以将其分为三类：
①环境因素，包括工质的温度、pH值、氧浓度以及亚铁离子含量;
②材料合金元素的因素，主要是指钢的化学成分，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流体动力学因素，包括流体流速、管道几何形状等。特别值得注意的是，管道几何形状对局部腐蚀有比较大的影响。管道几何形状的改变致使流线弯曲，流速分布相应发生变化，严重时甚至产生涡流，形成严重的紊流。
因此，当流体流经管道弯头时也会导致弯管中的流体局部紊流。同理，流体流过异径管连接处时（由于截面突变和焊缝不规则凸起）也容易产生局部紊流。这些局部紊流是加速FAC的重要原因。
4 结论与措施
试验结果表明，弯头直段实测剩余壁厚小于设计壁厚，弯头泄漏点处壁厚严重减薄;弯管段内壁出现了或鱼鳞状特征的腐蚀坑，直管段内部未发现腐蚀情况;管子未错用材质;组织为正常的铁素体+珠光体组织，腐蚀坑附近未见腐蚀产物层;管子泄漏处出现在管道弯头处，泄漏点附近管道存在几何形状的改变。可以推断，低压蒸发器爆管泄漏事件是由于流体加速腐蚀（FAC）导致管子壁厚严重减薄所造成的，此外管子实测壁厚低于设计壁厚也是一个值得考虑的方面。以下为具体措施：
（1）从工质条件看 ，虽然HRSG的频繁启停会大大增加金属接触过渡性水质的时 间 ，但在给水品质满足条件时 ，通过提高给水含氧量和通过加药提高给水PH值仍是 防止 FAC的有效措施。
（2）从水力条件看 ，HRSG给水系统的流速较低，是诱发FAC的次要因素，在水力条件较为恶劣的弯头部分可采用肓管的形式改善流场，达到减缓FAC的目的 。
（3）将FAC低温受热面的弯头部分及低压蒸发器的材质改为含有一定量Cr元素的低合金钢是从根本上防止FAC的最有效措施之一。
（4）控制焊接工艺质量，减少因管道焊缝凸起而引起的流体加速腐蚀。此外，做好管壁清理措施，避免管内存在明显的异物或内凸、焊瘤的焊缝。
（5）对低压蒸发器受热面管子壁厚进行普查，一旦发现管子实测剩余壁厚低于设计壁厚，应进行相应处理。
（6）定期对容易发生流体加速腐蚀穿孔的弯头、焊缝下游部位、异径管连接处进行超声检测（或壁厚测量），提前发现腐蚀较薄部位并进行有效处理，减少非计划停机或者爆管泄漏事件的发生。
5 結束语
锅炉经过对上部弯头整体更换为φ38×4.5/20的15CrMo 低合金钢弯头改造后，在同等正常给水PH值情况下，减少了流体加速腐蚀，提高了锅炉低压蒸发器运行的稳定性，没有再出现同类爆管漏水现象，为整个机组降低了运行成本，提高了经济效益。
参考文献：
[1]宋幼澧.流动加速腐蚀的危害与防止[J]，华东电力，2003，31（3）：50-51
[2]唐迥然.流动加速腐蚀引起的碳钢管壁减薄[J]，核科学与工程，2001，21（2）：189-190
[3]毕法森.孙本达.李德勇，采用给水加氧处理抑制流动加速腐蚀[J]，热力发电，2005，35（2）：52-53.
[4]NESSLER H，PREISS R，EISENKOLB P. Developments in HRSG technology[C]//The 7th Annual Industrial& Power Gas Turbine O & M Conference. UK： Birmingham， 2001.
[5]PORT R D. Flow accelerated corrosion [J]. Corrosion， 1998（721）：2-4.