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陳文飛1，陳虎1，王杜1，戴恩賢1，崔晨乙2，齊寶金2
（1.寧波市特種設(shè)備檢驗研究院，浙江寧波315048；2.西安交通大學(xué)化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院，西安710049）
摘要：針對某燃燒生物質(zhì)鍋爐爐管長期服役開裂失效的情況，通過化學(xué)成分分析、力學(xué)性能測試、掃描電鏡、能譜分析及金相組織分析的測試方法，對開裂爐管進行取樣，分析了開裂失效的原因。結(jié)果表明，煙氣沖刷腐蝕是爐管減薄的主要原因；同時煙氣和鍋爐間歇工作導(dǎo)致露點腐蝕，使管壁集聚了大量Cl-和S2-，加劇了對爐管的腐蝕；爐管長期服役時的局部過熱導(dǎo)致組織老化，造成部分區(qū)域力學(xué)性能下降，也是爐管失效的一個原因；最終導(dǎo)致爐管開裂的原因是爐管爆破失效。
0引言
鍋爐是現(xiàn)代工業(yè)中的主要設(shè)備之一，其安全穩(wěn)定地運行是生產(chǎn)的重要保障，但是近些年鍋爐事故頻繁發(fā)生，不僅帶來巨大財產(chǎn)損失；同時給從業(yè)人員的生命安全帶來巨大威脅，因此對鍋爐事故原因進行分析，進而采取相應(yīng)的預(yù)防措施，保障設(shè)備的正常運行具有重要意義。
數(shù)據(jù)資料顯示，爐管失效事故在鍋爐事故中的占比在一半以上[1]，因為管道在運行過程中，受到內(nèi)部介質(zhì)和周圍環(huán)境的影響，將不可避免地遇到各種影響管道性能和壽命的問題。國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)報道過許多導(dǎo)致爐管失效的原因[2-6]。何繼業(yè)等[7]研究了結(jié)焦導(dǎo)致加熱爐爐管爆裂的案例，并采用有限元模擬軟件ABAQUS對結(jié)焦管進行模擬，探討了結(jié)焦厚度對爐管的影響。謝莊元[8]研究一段失效爐管發(fā)現(xiàn)，爐管的向火面在長期高溫?zé)煔庾饔孟拢牧系幕瘜W(xué)成分逐漸發(fā)生改變，有害元素超標(biāo)導(dǎo)致材料發(fā)生脆化。鄭明光[9]則研究發(fā)現(xiàn)，在焦化加熱爐中爐管的常見失效方式有熱疲勞、熱腐蝕和蠕變，同時還為爐管的安全性評價和剩余壽命預(yù)測提供了依據(jù)。除此之外，還有許多其他被報道的失效原因，例如局部過熱[10-12]、電化學(xué)腐蝕[13]、沖刷腐蝕[14]、塑性變形[15]等。除了對失效原因進行研究，一些學(xué)者還從預(yù)防措施角度進行了研究，例如，景新[16]從數(shù)值模擬角度研究了高溫?zé)煔鈱t管的沖蝕，并提出了預(yù)防措施；馬貝貝[17]則從材質(zhì)和流程等角度分析，提出了防止?fàn)t管失效的措施。
以上的案例多集中在爐管受熱面發(fā)生失效的情況，本文則以某燃燒生物質(zhì)的蛇管型鍋爐向火側(cè)和背火側(cè)都發(fā)生開裂失效的情況為例，通過多種測試方式研究爐管失效的原因，為預(yù)防相應(yīng)事故的發(fā)生提供參考和指導(dǎo)。
1概況
1.1失效爐管服役情況
發(fā)生失效的鍋爐為型號YLW-14000M的燃燒生物質(zhì)鍋爐，制造日期為2014年4月。鍋爐中央為火焰，四周墻壁上布置有盤管式爐管。設(shè)計壓力1.4MPa，出油溫度285℃，循環(huán)流量800m3/h。爐管材料為20G，管內(nèi)流動介質(zhì)為L-QC320型有機熱載體。鍋爐通過將燃料燃燒，產(chǎn)生火焰加熱爐管內(nèi)的有機熱載體將熱量帶出，爐管的服役溫度未知。失效的部位見圖1中標(biāo)注處。
經(jīng)過調(diào)查，該鍋爐與另外4臺鍋爐共用一套出油母管，根據(jù)生產(chǎn)所需熱能的變化為生產(chǎn)裝置供熱，5臺鍋爐需要經(jīng)常進行間歇性的停爐和切換。事故經(jīng)過是工人正在進行停爐操作，一人對該鍋爐進行關(guān)閉出油閥操作，旁通閥微開，發(fā)現(xiàn)爐膛內(nèi)冒出黑煙，約數(shù)秒后右側(cè)爐門處有火焰噴出，鍋爐操作人員隨即用消防水對起火鍋爐進行了滅火操作，明火熄滅。
1.2檢驗方法
一根爐管的向火側(cè)發(fā)生開裂失效，在保證裂紋完整的情況下，將失效管與上部相鄰管切割下來，觀察裂紋部位的宏觀形貌；并取裂紋管與相鄰管表面不同部位的表面附著物，利用Nicolet iS50型傅里葉變換紅外光譜儀、島津XRD-6100型X射線衍射儀、TESCAN MAIA3LMH型場發(fā)射掃描電子顯微鏡的EDS模組進行成分分析；在兩管的不同部位取樣制備金相試樣，使用MA-200型倒置金相顯微鏡和掃描電鏡觀察金相試樣；依據(jù)GB/T228.1—2010[18]要求，在兩管失效與未失效部位加工拉伸試樣，并使用MTS858型材料試驗機對試樣進行室溫拉伸性能試驗，同時，利用掃描電鏡對試樣斷口進行觀察。
1.3取樣位置
將失效的管子標(biāo)號為A管，將上部相鄰的未失效管標(biāo)號為B管，為進行測試，對管子不同區(qū)域的取樣位置如圖2所示。
將爐管劃分為4個區(qū)域，分別為向火側(cè)、背火側(cè)、頂部以及底部。對A管在向火側(cè)裂紋附近取10個試樣，背火側(cè)、頂部及底部各取3個試樣，每一個取樣點同時取表面附著物試樣和金相試樣；對B管，在向火側(cè)沒有裂紋，故只取3個試樣，其他區(qū)域與A管相同，同樣每個取樣點取附著物試樣和金屬試樣。在A管向火側(cè)裂紋附近、背火側(cè)和頂部各取6個拉伸試樣，共18個試樣，B管與A管相同取18個拉伸試樣。
2測試結(jié)果與分析
2.1宏觀形貌
將失效管截取下來后發(fā)現(xiàn)，背火側(cè)也存在一條較短的裂紋，即背火側(cè)失效也需要通過分析測試尋找原因。向火側(cè)與背火側(cè)失效處宏觀形貌如圖3所示。
向火側(cè)裂紋經(jīng)測量長度約為210mm，邊緣呈銳邊，部分區(qū)域邊緣向爐管外表面翻折，裂紋及裂尖處的厚度平均值為0.50~0.52mm；背火側(cè)的裂紋長度約為47mm，邊緣也為銳邊，測量時發(fā)現(xiàn)管徑變化明顯，向火側(cè)和背火側(cè)厚度減薄嚴(yán)重。從管側(cè)面測量時，整管最厚處為頂部5.96mm，向火側(cè)厚度減薄至最薄1.14mm，背火側(cè)厚度最薄為1.22mm。管內(nèi)徑變化不大，管徑變化主要由外部減薄引起。
B管上無明顯裂紋，管徑也有較明顯變化，同樣內(nèi)徑變化不大，主要是由外部減薄造成。從側(cè)邊測量，最厚處為頂部5.14mm，向火側(cè)最薄處為2.08mm，背火側(cè)最薄為2.78mm。對比兩根管可知，相對出廠條件，兩管各區(qū)域的厚度都有減小。管外壁有呈剝離狀垢層，其結(jié)構(gòu)比較疏松，內(nèi)壁沒有明顯的剝離狀垢層，如圖3（a），（d）所示。取不同區(qū)域垢樣進行測試，其厚度變化較大。
2.2垢樣成分分析
為測試垢樣是否為未燃燒的有機生物質(zhì)，首先對垢樣進行紅外光譜分析，分析結(jié)果顯示垢樣中確存在有機物，但含量接近可檢測下限，說明垢樣中有機成分的含量極小，不是未燃燒的有機生物質(zhì)；之后對垢樣進行了XRD和EDS測試，檢測化合物成分及元素含量。以裂紋處的一個試樣為例，XRD測試情況如圖4所示。
從圖4中可以看出，主要峰值與KCl，NaCl和Fe2O3的特征峰對應(yīng)良好，而其他峰多為背景干擾或強度較低，說明此試樣中主要物質(zhì)為KCl，NaCl和Fe2O3。之后對所有垢層試樣進行統(tǒng)計，發(fā)現(xiàn)幾乎所有的試樣均存在以上三種物質(zhì)，同時部分試樣中存在K3Na（SO4）2，KFe2S3，Na2CO3等物質(zhì)，說明試樣中的化合物主要是Na，K的氯鹽、硫酸鹽和碳酸鹽以及Fe鹽、鐵銹。
EDS測試能反映垢樣中存在的元素與含量，因為測試樣品較多，統(tǒng)計后將樣品中主要元素的含量范圍列于表1中，各元素之和不為100%。
結(jié)果吻合較好。部分試樣C含量較高的同時、Na，K，O含量較低，對比XRD和紅外光譜數(shù)據(jù)，推測可能存在碳單質(zhì)（例如炭黑）。這類試樣主要集中在兩管的背火側(cè)，從表中還可以看出，背火側(cè)試樣的碳含量普遍較高。EDS數(shù)據(jù)中所有試樣S，Na，K，Cl含量都較高，印證了XRD數(shù)據(jù)反映的氯鹽及硫鹽存在的情況。這主要是由于生物質(zhì)鍋爐以農(nóng)林廢棄物作為燃料，生物質(zhì)燃料一般含較多的氯、硫等元素并含有大量水分。燃燒時氯元素會在一定條件下生成氯化物及少量的HCl[19]，硫元素則會生成SO2，SO3及少量H2S等[20]。高溫?zé)煔庵械腍Cl，SOx，H2S和熱熔鹽會對爐管產(chǎn)生一定的腐蝕。但相比之下，停爐檢修（一般2~3個月停爐清焦/灰一次）時，由于爐膛溫度下降而產(chǎn)生的露點腐蝕更為嚴(yán)重，這是造成管壁腐蝕的主要原因。停爐過程中，爐膛內(nèi)煙氣會隨溫度降低而轉(zhuǎn)化成過飽和態(tài)，此時煙氣中含HCl，SOx的水汽開始凝結(jié)成酸露。酸露會與爐管金屬發(fā)生反應(yīng)產(chǎn)生露點腐蝕，進而導(dǎo)致壁厚減薄，這種情況在眾多失效事故中均有報道[19-21]。同時，氯鹽、鉀鹽、鈉鹽等也會與水分混合形成溶液，進而釋放出諸如氯離子等對爐管產(chǎn)生腐蝕，導(dǎo)致管壁減薄。因此從結(jié)果來看，垢層中存在的氯離子、硫酸根離子、硫化物都是鋼材受到較強的腐蝕而減薄的證據(jù)。此外，部分垢樣中鐵銹含量較高，說明此處鋼材銹蝕嚴(yán)重，同樣會導(dǎo)致鋼材減薄。
2.3鋼材化學(xué)成分分析
金屬材料的化學(xué)成分對性能的影響重大，GB/T699—2015[22]給出了20G材料化學(xué)元素含量的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)值，對鋼材化學(xué)成分分析后與標(biāo)準(zhǔn)值對比如表2所示。
以上只展示了失效管A管的相關(guān)測試結(jié)果，與GB/T699—2015對比，除A管裂紋處第一個試樣的硫含量偏高外，其他試樣各元素含量都符合國家標(biāo)準(zhǔn)要求，硫含量超標(biāo)可能的原因是表面垢層中的硫酸鹽或硫化物滲透進鋼材中。A管其他試樣及B管試樣的元素分析結(jié)果雖未列出，但也都符合國家標(biāo)準(zhǔn)。
2.4微觀組織分析
依照第1.3節(jié)所述方法取金相試樣，進行光學(xué)金相顯微鏡和SEM觀察，光學(xué)金相如圖5所示。圖中組織白色部分為鐵素體，黑色部分為珠光體，符合20G的組織存在形式。可以看到，各個區(qū)域的組織都有一定的老化現(xiàn)象，根據(jù)DL/T674—1999[23]的評定標(biāo)準(zhǔn)，大部分組織珠光體球化達到了2級，即有球化的傾向，小部分組織達到了球化3級，即輕度球化。在高溫環(huán)境下服役時珠光體球化是必然的趨勢[24]，且珠光體球化的速率與溫度呈指數(shù)關(guān)系，圖5所表現(xiàn)的球化現(xiàn)象說明爐管在服役時出現(xiàn)超溫現(xiàn)象，而研究表明珠光體球化會削弱金屬材料的室溫抗拉強度和屈服強度。
同時對放大圖像進行統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，A管頂部區(qū)域鐵素體晶粒平均值小于裂紋處晶粒平均值，說明爐管在服役時存在溫度梯度。從統(tǒng)計結(jié)果看，向火側(cè)裂紋區(qū)晶粒更大，平均值為75~88μm，背火側(cè)晶粒平均值為35~55μm，頂部晶粒平均值為50~60μm，因為向火側(cè)溫度更高，晶粒受高溫過熱影響逐漸長大所致。而細小且均勻的組織能帶來更好的力學(xué)性能，因此從金相組織來看，爐管各區(qū)域性能都有所惡化，而向火側(cè)性能惡化程度更大一些。B管的金相組織與A管相似，各區(qū)域的組織都有老化現(xiàn)象，大部分區(qū)域呈現(xiàn)珠光體球化2級，且向火側(cè)晶粒平均大小大于背火側(cè)、頂部和底部晶粒。
爐管組織的SEM圖如圖6所示。
圖6中標(biāo)注部位均為組織微裂紋，其中圖6（a）左側(cè)為爐管外壁，微裂紋區(qū)域大小與深度明顯大于內(nèi)壁，且有連成片的趨勢，但是內(nèi)壁微裂紋分布的長度要稍長一些，說明爐管外壁受損程度更大，向火側(cè)裂紋是從外壁向內(nèi)壁擴展的，但是內(nèi)部也有損傷，這也可以從圖5（a），（b）得以印證，圖5（a），（b）左側(cè)為管外壁，組織破碎程度明顯大于內(nèi)壁。圖6（b）中僅一小塊區(qū)域有微小的裂痕，組織完好度明顯優(yōu)于向火側(cè)裂紋處組織，這與爐管實際宏觀損害情況相符。此外，未發(fā)現(xiàn)明顯的晶界空洞和脫碳微裂紋等微觀結(jié)構(gòu)異常的現(xiàn)象，因此可以排除蠕變與氫致?lián)p傷的現(xiàn)象。
值得注意的情況是，所取金相試樣由于過薄，沒有去除表面垢層，直接鑲樣打磨拋光，測試時發(fā)現(xiàn)樣品拋光面會很快發(fā)生腐蝕；再重新處理，確定操作無誤后仍會較快發(fā)生腐蝕，分析認為是表面垢層中存在的氯鹽等腐蝕性化合物導(dǎo)致，更加反映了對鋼材腐蝕的嚴(yán)重度。
2.5力學(xué)性能分析
通過微觀組織分析發(fā)現(xiàn)，爐管的各區(qū)域組織都有惡化，向火側(cè)惡化更嚴(yán)重，組織惡化導(dǎo)致的力學(xué)性能惡化程度由拉伸試驗檢測。根據(jù)GB3087—2008《低中壓鍋爐用無縫鋼管》[25]的規(guī)定，20G的抗拉強度σb≥410MPa，斷面收縮率ψ≥55%。將按照第1.3節(jié)所述方法制取的36個拉伸試樣進行室溫拉伸性能試驗，各試樣尺寸一致，結(jié)構(gòu)尺寸如圖7所示，試驗結(jié)果排除錯誤值后取最小值見表3。
從表3中數(shù)據(jù)可以看出，所有試樣的斷面收縮率都大于55%，符合GB3087—2008標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定。但是A管向火側(cè)試樣抗拉強度最小值只有373.7MPa，小于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的410MPa，除此之外，其他部分抗拉強度均符合標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，特別是兩管頂部區(qū)域都超過了500MPa。同時A，B管頂部的抗拉強度值都大于向火側(cè)和背火側(cè)，這與金相組織展現(xiàn)的結(jié)果是一致的，即向火側(cè)的性能惡化程度更大，頂部的性能更好。大部分性能符合標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，也反映了雖然爐管的組織均有不同程度的老化，但是大多都沒有對材料的性能產(chǎn)生較大的影響，只有性能惡化最嚴(yán)重的向火側(cè)出現(xiàn)材料性能不符的情況。
對拉伸試件的斷口拍攝掃描電鏡圖進行分析，SEM圖如圖8所示。
如圖8（a），（c），（d）所示，拉伸試樣斷口的大部分區(qū)域為韌窩區(qū)，第二相粒子也清晰可見，這是典型的韌性斷裂的結(jié)構(gòu)特征，表明材料的韌性較好。但是對比圖8（a）與（c），（d）可見，圖8（a）中解理區(qū)或準(zhǔn)解理區(qū)明顯多于圖8（c），（d），解理區(qū)是脆性斷裂的特征，表明雖然向火側(cè)的材料仍然以韌性性能為主，但是韌性差于背火側(cè)與頂部，反映了向火側(cè)材料性能的下降。圖8（b）展示的是A管向火側(cè)試樣邊角處存在的解理區(qū)，在其他區(qū)域試樣斷口的邊角處也同樣能觀察到解理區(qū)，是金屬拉伸試驗的正常現(xiàn)象。A管其他試樣以及B管試樣與圖中展示類似，綜合分析，各區(qū)域的韌性良好。
2.6爆破失效分析
該鍋爐工作時爐管承受較大內(nèi)壓，爐管壁厚的減薄與高溫服役情況均對爐管的承壓極限有較大的影響，故對爐管的承壓進行計算。該爐管規(guī)格為φ180mm×6mm，其外徑與內(nèi)徑的比值K=1.07<1.1，故為薄壁管[26]。薄壁容器的承壓能力可采用中徑公式計算：
爐管工作溫度按管內(nèi)導(dǎo)熱介質(zhì)出口溫度285℃選取，查閱GB/T5310—2017《高壓鍋爐用無縫鋼管》，采用線性差值得知20G在285℃時的屈服強度約183MPa[27]，以183MPa計算。爐管實際壁厚以減薄最嚴(yán)重處的0.5mm計算，爐管中徑為174mm，計算得對應(yīng)的屈服壓力為1.05MPa。由于爐管暴露于高溫?zé)煔庵校鼙趯嶋H工作溫度更高，可推測實際爆破壓力應(yīng)與設(shè)計壓力1.4MPa相近。因此，爐管壁厚減薄后最終開裂的原因應(yīng)是爆破開裂。
3失效原因分析
綜合上述所有測試結(jié)果，失效管樣與未失效管樣的化學(xué)成分、微觀組織、各項力學(xué)性能測試結(jié)果相似，減薄情況也相似，說明管樣的失效不是偶發(fā)情況，而是多處管樣都有可能發(fā)生的情況，只是發(fā)生的時間不同。
從拉伸試驗結(jié)果及金相組織分析，管子在服役期間承受高溫及溫度分布梯度，各區(qū)域都有老化特征，達到珠光體球化2級。但向火側(cè)因為直接接觸火焰，除了發(fā)生珠光體球化之外，還出現(xiàn)了金相晶粒長大的情況，二者綜合導(dǎo)致向火側(cè)材料性能惡化更加劇烈，使得失效管向火側(cè)出現(xiàn)性能指標(biāo)低于GB3087—2008規(guī)定的情況，這是向火側(cè)開裂失效的原因之一。但是A管背火側(cè)溫度應(yīng)是最低的，同樣出現(xiàn)開裂失效的情況，表明還有其他原因?qū)е率А?/p>
從元素分析與表面垢層成分分析角度，管樣減薄處表面存在較嚴(yán)重的垢層，垢層的結(jié)構(gòu)很疏松，與基體連接不緊密，存在明顯的空腔，主要成分是鐵銹以及腐蝕性化合物。EDS分析顯示垢樣成分中含有Cl和S較高的腐蝕物，可以推斷停爐時HCl，SOx，H2S等酸性氣體會與水結(jié)合形成酸露，露點腐蝕是管壁減薄的原因之一。Cl-易在表面缺陷處富集，局部形成酸性環(huán)境，使腐蝕向內(nèi)擴展，造成管壁減薄。大量的Cl-和S2-吸附在金屬的表面會同時破壞防腐鍍層或者金屬自發(fā)形成的鈍化膜，表面鈍化膜的修復(fù)速度低于被破壞的速度，形成點蝕進而擴展到整個表面，最終導(dǎo)致基體金屬被消耗，即管壁減薄。這與分析發(fā)現(xiàn)的管壁減薄為外側(cè)減薄而非內(nèi)側(cè)減薄的情況相符合。
同時在進行金相測試時僅對金相側(cè)面（即厚度方向）進行了打磨拋光，而沒有對外表面和內(nèi)表面打磨拋光，使得表面的垢層沒有被去掉，因此出現(xiàn)金相表面快速銹蝕的現(xiàn)象也符合Cl-導(dǎo)致的腐蝕速率加快。此外金屬成分分析中已經(jīng)發(fā)現(xiàn)有硫元素超標(biāo)的現(xiàn)象，表明表面聚集的硫元素已經(jīng)開始向鋼材內(nèi)部滲透。
而向火側(cè)與背火側(cè)腐蝕物集聚較多的原因可以從爐管的服役情況得知，爐管的向火側(cè)經(jīng)受煙氣的沖蝕，背火側(cè)與墻壁之間存在縫隙，煙氣可以從這里流過且速度較大，而頂部與底部因為盤管且為水平的原因，煙氣流速很小，因此導(dǎo)致了向火側(cè)和背火側(cè)各種腐蝕性鹽類聚集較多；同時，煙氣對爐管有沖蝕作用，這種現(xiàn)象在文獻[16]中也有提到，煙氣的沖蝕作用與鹽類的腐蝕作用疊加導(dǎo)致減薄加劇。
因此可以得出，對爐管的向火側(cè)，存在的過熱情況導(dǎo)致的組織老化和晶粒長大帶來力學(xué)性能惡化，但沒有長期過熱失效應(yīng)有的爆口邊緣粗糙、不平、沒有鋒利的邊口，爆口處上下左右各部分管子有輕微的脹粗現(xiàn)象，因此并不是長期過熱導(dǎo)致的失效；同時煙氣流過使向火側(cè)氯鹽和硫鹽聚集，對管子產(chǎn)生腐蝕，煙氣對管子也有沖蝕作用，過熱和煙氣腐蝕的綜合作用導(dǎo)致管子向火側(cè)減薄最嚴(yán)重。對爐管頂部與底部，溫度較向火側(cè)低，組織老化對力學(xué)性能產(chǎn)生的影響小，力學(xué)性能仍較為良好；同時較少或幾乎沒有煙氣流過，使得腐蝕物聚集少，沖蝕作用小，因而減薄少。對爐管的背火側(cè)，雖然力學(xué)性能沒有受到過多影響，但是同樣有較多煙氣流過，且流速大，帶來Cl和S的聚集腐蝕和沖蝕作用，因此背火側(cè)煙氣的腐蝕是主要減薄原因。而在壁厚減薄的情況下，最終導(dǎo)致爐管開裂的原因是爐管爆破壓力低于工作壓力，引發(fā)爆破開裂失效。
4結(jié)論與建議
通過對20G生物質(zhì)鍋爐爐管向火側(cè)及背火側(cè)發(fā)生開裂失效的案例分析，認為爐管在服役，特別是停爐檢修過程中，因酸性腐蝕物的聚集而產(chǎn)生的露點腐蝕及煙氣的沖蝕作用是引發(fā)壁厚減薄的原因，其中沖蝕作用是主要原因，而最終導(dǎo)致開裂的原因是爐管發(fā)生了爆破失效開裂。同時鍋爐的高溫環(huán)境造成材料組織老化，力學(xué)性能下降，雖然對大部分區(qū)域的整體性能沒有產(chǎn)生嚴(yán)重影響，但對向火側(cè)性能的降低影響較大。通過對比失效管樣與未失效管樣的化學(xué)成分、微觀組織、減薄情況以及各項力學(xué)性能測試結(jié)果，發(fā)現(xiàn)開裂失效并不是一個偶發(fā)現(xiàn)象，而是在該鍋爐其他爐管上都有可能發(fā)生的情況。
為了減少此類失效事故的發(fā)生，提出以下建議：（1）改變煙氣流向，避免煙氣直接橫掠爐管，減少煙氣的沖蝕作用及腐蝕物的聚集；（2）根據(jù)爐管表面結(jié)垢的情況，及時清理表面垢層，著重注意停爐后垢層的清理；（3）加強爐管外壁的防腐保護措施，如涂覆防氯、硫等腐蝕的油漆涂層等，或減少生物質(zhì)燃料中的氯硫含量；（4）加強對溫度監(jiān)控，避免出現(xiàn)超過設(shè)計溫度服役的現(xiàn)象；（5）定期對爐管的狀況進行巡檢。
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