внедрения данного мероприятия на мощных ТЭС необходимо проведение комплексных исследований свойств смесей березовского и бородинского (повышенной зольности) углей в лабораторных условиях и определение их свойств на стендовых установках с последующим проведением опытнопромышленных сжиганий на котлах действующих тепловых электростанций.

1. О перспективах освоения углей / Дик Э. П., Клейменова И. И., Крачевская И. С. и др. – В сб.: Влияние минеральной части энергетических топлив на условия работы парогенераторов. Таллин, 1980.

2.Некоторые характеристики углей разрезов Березовский I и Урюпский / Бруер Г. Г., Матвиенко В. С., Опрышко В. Г. и др. – Теплоэнергетика, 1985, ¹ 2.

3.Исследование ирша-бородинского угля, поставляемого на тепловые электростанции / Бруер Г. Г., Процайло М. Я., Малютина А. А. и др. – Теплоэнергетика, 1980, ¹ 8.

наружили первоначально после 75 556 ч работы котла. Трещины были удалены, и на расстоянии от дефектных мест порядка 60 мм приварены новые элементы крепления сепарации. Сварка выполнялась электродами АНЖР-1 диаметром 4 мм (материал стержня – высоконикелевый сплав ЭП-606) без предварительного и сопутствующего подогрева и без последующей термообработки. В ходе контроля металла того же барабана после 177 015 ч работы преимущественно в околошовной зоне приварки новых полос крепления сепарации опять обнаружили множественные трещины (глубиной 5 – 12 мм, протяженностью до 400 мм). С помощью шлифмашинки все дефекты были удалены. Однако при очередном контроле металла данного барабана после 215 028 ч его работы по всей длине приварки полос крепления сепарационных устройств снова оказались трещины (глубиной до 5 мм).

Для изучения указанных повреждений и оценки состояния металла барабана со стороны его наружной и внутренней поверхности (из мест обнаруженных дефектов, а также из неповрежденных зон) с помощью специального приспособления вырезались образцы типа “лодочек” размерами 20 5 5 мм. Комплекс исследований металла включал, наряду со стандартными, специальные методы: растровую электронную микроскопию (РЭМ); различные варианты рентгеноспектрального анализа с использованием установок Came- bax-MBX фирмы Riber (Франция) и SEM-515 с микроанализатором Link (фирма Philips); фрактографический анализ (с использованием РЭМ ISM-840, Япония); лазерный масс-спектральный анализ газов (ЛМСА) с лазерным микрозондом и антирезонансным монопольным масс-спектромет- ром типа MX-7303.

Деформационное старение стали 16ГНМ за предшествующий период эксплуатации выразилось в заметном повышении (против исходного уровня) ее прочностных свойств (â è ò на 28 – 45% и 23 – 37% соответственно), а также в весьма существенном снижении значений относительного сужения (на 29 – 42%). Для металла всех листов обечаек барабана отношение ò/â составило 0,69 (при допустимом для данной марки стали 0,7).

Исходной предпосылкой возможности применения в барабанах котлов ВД сварки без подогрева и термообработки (с исключением образования трещин в сварных соединениях и околошовных зонах для склонных к подкалке сталей) являлось использование сварочных материалов, обеспечи- вающих в металле шва аустенитную структуру [7]. Имелось в виду, что распад аустенита будет происходить в области перлитного превращения, и тем самым в зоне термического влияния образование мартенсита либо исключается, либо будет сопровождаться его самоотпуском. Результаты выпол-

ненных металлографических исследований и измерений микротвердости этого не подтвердили.

Основные структурные составляющие металла барабана на неповрежденных участках – феррит и перлит в соотношении: у наружной поверхности от 50/50 до 65/35; у внутренней поверхности 50/50 (на глубине до 0,8 мм – 65/35). Размер зерна соответствует 6 – 7 баллам по ГОСТ 5639. Наблюдается полосчатость структуры, оцениваемая 2,5 балла по шкале 3 ГОСТ 5640. В металле со стороны внутренней поверхности перлит преимущественно зернистый, неоднородный, со следами начавшихся процессов дифференциации и сфероидизации, не превышающих 3 баллов (приложение 3, ОСТ 34-7-60-84). Границы зерен в основном тонкие, сохранившие сплошность, без микроповреждений. В отличие от этого, в зонах повреждений (места приварки пластин крепления сепарации) перлитные участки как по форме, так и по размерам неоднородны. Границы зерен в значительной степени размыты. Наблюдаются участки сорбита и перекристаллизованного перлита, а также зоны повышенной травимости.

Среднее значение микротвердости металла (до травления шлифов) составило: у наружной поверхности – 260 кгс мм2, у внутренней поверхности (вблизи трещин в местах приварки пластин крепления сепарации) – 390 кгс мм2. Это существенно превышает установленный для стали 16ГНМ допустимый уровень. После травления шлифов получены такие средние значения микротвердости: у наружной поверхности: феррит – 180 кгс мм2, перлит – 290 кгс мм2; у внутренней поверхности: феррит – 250 кгс мм2, перлит – 316 кгс мм2. Микротвердость на границе сплавления металла сварного шва (электроды АНЖР-1) и металла барабана (сталь 16ГНМ) оказалась на 70 – 90 кгс мм2 выше в сравнении с микротвердостью каждого из них. Эти данные свидетельствуют о наличии закалоч- ных структур, отсутствии самоотпуска мартенсита, структурной неоднородности, характерной для зон сплавления разнородных сталей, существенном старении как сварного шва, так и слоев металла, прилегающих к внутренней поверхности барабана.

Представление о наиболее характерных его повреждениях дает ðèñ. 1. На нем показаны полученные на РЭМ изображения протяженной коррозионной язвины (ðèñ. 1, à ) и коррозионно-усталост- ной трещины (ðèñ. 1, á ), расположенных в местах приварки полос крепления сепарации непосредственно по границе сплавления сварного шва с металлом барабана. На удалении от мест приварки аустенитными электродами внутрибарабанных устройств подобные дефекты не обнаружены. Увеличенное изображение участка IV поверхности язвины (ðèñ. 1, à ) показано на ðèñ. 1, â. В направлении воображаемой продольной оси язвины (О – А) образовались чередующиеся гребни с выраженны-

ми фасетками зернограничного скола. Такой характер рельефа, очевидно, является результатом протекания процессов коррозионно-термической усталости (по-видимому, выраженные гребни соответствуют основным циклам нагружения). На склонах гребней наблюдаются участки ямочного рельефа, а во впадинах между гребнями – фасетки зернограничного и транскристаллитного скола.

Разрушение смешанного хрупко-вязкого характера развилось в результате совместного протекания процессов циклического пластического деформирования и коррозии, распространявшейся от поверхности металла в глубину.

Для уточнения механизма разрушения образец с коррозионной язвиной (ðèñ. 1, à ) подвергли искусственному консольному долому в плоскости, перпендикулярной воображаемой продольной оси язвины.

Полученные на РЭМ фрактограммы поверхности искусственного долома (ðèñ. 2) показали существенную неоднородность структуры металла с

наличием зон, весьма различающихся по своему микро- и макростроению. Преобладающим рельефом оказались участки хрупкого разрушения (ðèñ. 2, à, á ) с развитыми транскристаллитными фасетками и ступеньками скола. Выявлены также зоны ямочной структуры (ðèñ. 2, â ) с расположенными в полостях ямок локальными и групповыми неметаллическими включениями (НМВ) продолговатой и сферической формы (преимущественно сульфиды марганца и железа, а также двойные сульфиды типа MnS – FeS). Наличие НМВ следует отнести к неблагоприятным факторам изготовления листов обечаек барабана. Третьим типом рельефа являются области с внутренними пустотами, кавернами, характерными признаками воздействия на сталь водорода (ðèñ. 2, ã ). Металл на глубину до 2 мм существенно разрыхлен и охрупчен. Указанный характер рельефа подтверждает приведенные ранее данные о деформационном старении и охрупчивании приповерхностных слоев металла в процессе длительной эксплуатации.

Рентгеноспектральным анализом определялся элементный состав различных участков поверхности коррозионной язвины (ðèñ. 1, à ). Полученные результаты приведены в таблице. Оказалось, что состав исследованных зон, расположенных по обе стороны от воображаемой продольной оси язвины О –А (участки III и IV), а также непосредственно у этой оси (I и II) весьма различен.

Участок IV – со стороны самого металла барабана – состоит в основном из железа (83,13%) и незначительного количества легирующих элементов (1,92% марганца, 2,26% никеля, 0,24% молибдена), что в определенной мере сопоставимо с химсоставом стали 16ГНМ. По другую сторону от той же оси (участок III, ðèñ. 1, à ) состав металла совершенно иной: железа – всего 37,4%, никеля – 35,53%, хрома – 16,96%, молибдена – 5,11%, что практически соответствует металлу сварного шва (электроды АНЖР-1). Состав участков I, II, расположенных у самой воображаемой оси язвины, является по сути средневзвешенным между двумя ранее указанными зонами (IV – со стороны основ-

ного металла, III – со стороны наплавленного металла).

Приведенные результаты дают необходимые основания полагать, что язвина образовалась в результате протекания процесса контактной (электрохимической) коррозии на границе раздела двух металлов с существенно различающимися значе- ниями своих электродных потенциалов [8, 9]. Роль электролита в этом процессе выполняла котловая вода, а в полость развивавшегося коррозионного дефекта поступали (каждый со своей стороны) оба контактирующих металла. В сам электролит, т.е. в котловую воду, переходили преимущественно ионы менее благородного металла (сталь 16ГНМ), в который и углублялся коррозионный дефект. Со временем язвина как выраженный концентратор напряжений, испытывающий термоциклическое нагружение, может перерождаться в коррозионноусталостную трещину в теле барабана.

В данном случае коррозионный процесс дополнительно активизировался присутствовавшими в котловой воде агрессивными примесями. Об этом свидетельствуют: обнаруженные в полости

данной язвины соединения с высоким содержанием хлора (до 3,76%) и серы (до 2,39%); результаты специальных качественных (полуколичественных) рентгеноспектральных исследований “содержимого” полости той же язвины, а также коррози- онно-усталостной трещины (ðèñ. 1, á ) с прилегающей к ней поверхности неповрежденного металла. Эти результаты показаны на ðèñ. 3. Первонача- льно получали изображение во вторичных электронах поверхности исследуемых фрагментов трещины (ðèñ. 3, à è 3, à1). Затем вдоль горизонтальной линии в средней части каждого из этих двух кадров выполнялось сканирование (на установке Camebax) с получением концентрационных кривых распределения интенсивностей характеристи- ческих рентгеновских лучей по определяемым элементам. Результаты сканирования через полость трещины (включая оба ее берега) показаны на ðèñ. 3, à – ã; сканирования краевого участка трещины – на ðèñ. 3, à1 – ã1. В полости трещины зафиксировано присутствие в повышенных концентрациях углерода, хлора, калия, кальция. Показательно, что экстремумы концентраций углерода, хлора и калия расположены именно в полости трещины, тогда как на прилегающей к ее берегам поверхности неповрежденного металла содержание указанных элементов существенно ниже. Это свидетельствует о направленной диффузии в полость развивавшейся трещины упомянутых примесных элементов (содержащих их соединений) из котловой воды.

Наличие в полости трещины углерода объясняется присутствием в котловой воде органических примесей. В данном случае наиболее вероятным источником их поступления в котел являлся возвратный производственный конденсат, эпизодиче- ски загрязняемый хлор- и калийсодержащими органическими веществами. Концентрационные кривые распределения элементов на краевом уча- стке той же трещины аналогичны приведенным ранее, но максимумы содержания большинства элементов приходятся на переходную область от полости трещины к прилегающей поверхности неповрежденного металла.

Поскольку продуктом абсолютного большинства коррозионных реакций, протекающих в пароводяном тракте котла, является водород, его остаточное содержание в анализируемом металле служит важным показателем интенсивности и характера таких реакций [10, 11]. Определение остаточ- ного содержания водорода методом лазерного масс-спектрального анализа (ЛМСА) осуществлялось на образцах с указанными дефектами (коррозионной язвиной и коррозионно-усталостной трещиной) по трассам сканирования, позволяющим оценить распределение водорода в металле у внутренней поверхности барабана, а также по толщине его стенки на глубину до 4 мм (для дальнейшего важно учитывать, что “металлургическое”, т.е. исходное содержание водорода в стали 16ГНМ, как правило, не превышает 1 – 2 ppm).

Из полученных результатов (ðèñ. 4) обращают внимание следующие: повышенный средний уровень остаточного содержания в металле у внутренней поверхности барабана водорода (12 – 15 ppm) при значительной неравномерности его распределения (коэффициент сегрегации Ks 13); чрезмерно высокая локальная концентрация водорода в месте коррозионного дефекта (до 64 ppm); существенное снижение наводороживания метала по мере углубления в толщину стенки (на глубине порядка 2,0 мм концентрация водорода стабилизируется на уровне 4 – 6 ppm при значении Ks 1,5). Это согласуется с приведенными ранее результатами фрактографических исследований.

На основании изложенного можно констатировать, что повреждения в местах приварки аустенитными электродами внутрибарабанных устройств произошли в результате развития электрохимической (контактной) коррозии на фоне ощутимого деформационного старения приповерхностных слоев металла барабана.

Необходимо учитывать, что после применения для сварки и наплавки аустенитных электродов указанные ранее дефекты по границе сплавления сварного шва с металлом барабана обнаруживаются на разных ТЭС через весьма различные сроки работы котла. Минимальный такой срок, по имею-

à)

C

á)

à1)

Mn

C

á1)

Cl

K

â)

K

Cl

â1)

щимся данным, не превышает примерно 7 тыс. ч, максимальный – 50 тыс. ч (в редких случаях – больше этого значения). Отсюда следует, что негативные последствия использования указанной технологии сварки могут быть связаны с рядом дополнительных обстоятельств, инициирующих развитие коррозионно-усталостных повреждений.

К таковым следует отнести: пониженное исходное качество металла барабана, повышенное содержание в нем неметаллических включений (преимущественно в приповерхностных слоях); деформационное старение и охрупчивание металла барабана с ухудшением его прочностных и особенно пластических характеристик; присутствие в котловой воде агрессивных примесей; маневренный режим работы котла; превышение допустимых скоростей разогрева и охлаждения барабана, неоправданно ускоренный пуск и особенно форсированное расхолаживание котла; наличие при пусках коррозионно-опасного сочетания повышенных напряжений в металле барабана и низкого качества котловой воды; недостаточно надежное состояние труб экранной системы и водяного экономайзера котла, их периодические разрушения, воспринимаемые металлом барабана как термомеханиче- ские удары (“шоки”); коррозия металла барабана при простоях (“стояночная” коррозия).

При оценке остаточного ресурса работы барабанов обычно исходят из того, что условия их эксплуатации останутся неизменными, т.е. будут такими же, как в предшествующий период работы. Во многих случаях это не соответствует действительности. Условия эксплуатации основного теплоэнергетического оборудования, в том числе барабанных котлов ВД, существенно изменились, и на обозримую перспективу эти изменения сохраняются. Здесь остановимся только на двух обстоятельствах. Необходимость покрытия разуплотненного графика электрических нагрузок привела к более частым изменениям производительности и

параметров рабочей среды котла (энергоблока), последствия чего нельзя недооценивать. Непосредственные измерения показали: колебания температуры металла у внутренней поверхности барабанов могут составлять 5 – 20°С; при этом возникают термические напряжения 2 – 8 кгс см2 при частоте их изменений от 1 3 до 1 50 с; за время работы 100 тыс. ч суммарное число циклов может достигать 5 106 – 1 108; их наложение на высокие растягивающие напряжения от внутреннего давления дает (с учетом концентрации) цикл с резкой асимметрией [12].

Согласно [13] при наложении на основной цикл нагружения дополнительных напряжений, возникающих в режиме регулирования частоты и мощности энергосистемы (РРЧМ), возможны изменения нагрузки котла на 8; 25 и 30% с изменением давления в барабане на 2,5; 5,5 и 6,6 кгс см2 со скоростями от 0,1 до 0,2 МПа мин, причем число таких изменений в сутки будет составлять соответственно 30, 12 и 3. В результате при РРЧМ продолжительность работы до появления трещин в различных зонах барабана снижается в среднем на 11,4 – 33,6%, время развития трещины до крити- ческого значения сокращается на 9,9 – 21,4%, а долговечность металла барабана уменьшается на 10,6 – 25,3%. Естественно, что использовать котел с “больным” барабаном для работы в регулировоч- ном режиме нельзя.

Другое важное обстоятельство (с учетом склонности металла барабанов к “стояночной” коррозии) – значительно участившиеся простои котлов многих ТЭС. Питтинг и язвины, образовавшиеся в металле барабанов при простоях котлов, являются концентраторами напряжений, которые затем при работе котлов могут активно развиваться, особенно в условиях пониженного качества котловой воды.

По-видимому, правомерна такая постановка вопроса: если в процессе работы металл барабана

подвергся деформационному старению с ухудшением механических свойств и накоплением определенной поврежденности, то следует ли сохранять прежние условия эксплуатации? Как представляется, реальное ухудшение состояния барабана требует обеспечения иного, чем прежде, более щадящего режима его эксплуатации. Изменения должны относиться, прежде всего, к устранению условий появления опасных температурных напряжений в металле таких барабанов в периоды пусков, остановов, расхолаживания котлов, а также и при их работе под нагрузкой.

Практически во многих случаях оперативный персонал при пусках и остановах котлов контролирует главным образом один показатель температурного состояния барабана, считая его наиболее важным, а именно, – разность температур между верхней и нижней образующими барабана (t0). Существует, однако, обоснованное мнение, что значение t0 не может служить такой характеристикой, поскольку напряжения из-за наличия t0 существенно (в 5 – 10 раз) меньше напряжений изза перепада температур по толщине стенки барабана. Поэтому трудно не согласиться со специалистами, которые полагают наиболее важным не допускать превышения требуемой скорости изменения температуры металла барабана, не допускать даже кратковременно быстрого его охлаждения (а, значит, быстрого снижения давления), особенно непосредственно после останова котла; обеспечивать как можно более плавный подъем параметров, особенно в начальный период растопки котла.

Весьма показательно, что на ряде западных ТЭС для повышения долговечности котельных барабанов, отработавших расчетный ресурс, существенно (в 1,5 – 2 раза) удлиняют прежнюю продолжительность и пусков, и (особенно) расхолаживания котлов. Международный опыт свидетельствует также о целесообразности дифференцированной оценки остаточного ресурса длительно эксплуатируемых котельных барабанов в зависимости от предполагаемой интенсивности малоциклового нагружения. При этом под числом циклов понимают не только число пусков котла и гидравлических испытаний при техническом освидетельствовании, но также число ремонтных опрессовок на рабочее и близкое к нему давление.

Для барабанов с определенным объемом поврежденности вводят ограничение числа пусков котла на разрешаемый период продления ресурса его барабана. Кроме того, нормируют скорость изменения давления в ходе опрессовок котла, выполняемых при постоянной температуре (tâ) используемой для этой цели воды (оптимальное значение

tâ 60°Ñ).

В настоящее время не вызывает сомнений важная роль в процессах повреждения металла бара-

бана и покрывающего его защитного оксидного слоя качества котловой воды и применяемого во- дно-химического режима (ВХР). Весьма важным при этом является понимание необходимости обеспечения высокого качества рабочей среды на всех этапах эксплуатации котла, т.е. не только при его работе, но именно при пусках, остановах и простоях (когда вода из барабана не дренируется). Действительно, наибольшую опасность представляет сочетание в переходных режимах высоких напряжений в металле барабана и низкого качества котловой воды (при простоях – сочетание низкого качества воды и кислорода).

Негативное воздействие термических напряжений на металл у отверстий водяного объема барабанов котлов ВД УралВТИ объясняет не только (не столько) накоплением усталостной повреждаемости металла, но именно облегченностью повреждений оксидной пленки по кромкам указанных отверстий. В результате заоваливания (скругления) этих кромок удается одновременно уменьшить уровень напряжений в металле и увеличить устой- чивость покрывающего его оксидного слоя. Нали- чие повторных повреждений металла барабана у отверстий после скругления их кромок свидетельствует об имевших место повышенных температурных напряжениях в переходных режимах, а также о коррозионной активности рабочей среды в периоды прохождения этих режимов.

В ходе коррозионных реакций между котловой водой и металлом барабана последний может подвергаться наводороживанию и водородному охрупчиванию, что существенно облегчает возникновение и развитие трещиноподобных дефектов. На ТЭС с барабанными котлами ВД давно назрела также необходимость нормирования, контроля и соблюдения регламента пускового ВХР.

Выводы

1.В местах приварки аустенитными электродами к металлу барабанов котлов ВД (сталь 16ГНМ) пластин крепления сепарационных устройств могут развиваться коррозионные язвины и коррози- онно-усталостные трещины значительной глубины и протяженности.

2.Механизм образования таких дефектов обусловлен протеканием процесса электрохимиче- ской (контактной) коррозии на границе раздела сварного шва (на никелевой основе) и металла барабана (сталь 16ГНМ), обладающих различными значениями электродных потенциалов. Коррозионный процесс сопровождается наводороживанием и водородным охрупчиванием поверхностных слоев металла барабана.

3.К дополнительным факторам, способствующим развитию указанных дефектов (п.1), относятся: пониженное исходное качество металла бара-