通過(guò)觀察燃?xì)夥辣訜崞鞯谋谔幩苄宰冃瘟枯^大，管徑明顯脹粗，斷口表面粗糙，具有承受拉應(yīng)力作用而發(fā)生韌性斷裂的情形。斷口的中心位于壓力表接管座角焊縫外表面的熔合線上，表明詶為裂紋的起始點(diǎn)。焊縫熔合線及其熱影響區(qū)是筒體黑性能薄弱的部位，在拉應(yīng)力作用下會(huì)優(yōu)先萌生裂紋源，并在局部形成應(yīng)力集中，從而裂紋加速擴(kuò)展，直到出現(xiàn)斷裂的情況。
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由于該管座與筒體采用騎坐式角焊縫連接，角焊縫雖然完好，斷口也未見(jiàn)焊接缺陷,而且該類(lèi)型連接焊縫對(duì)筒體母材材質(zhì)及強(qiáng)度的影響范圍較小 ,因此可排除焊接缺陷引發(fā)筒體爆破的可能。另外 ,電加熱單元法蘭上部表面油漆脫落且發(fā)藍(lán)現(xiàn)象反映了該加熱器有嚴(yán)重超溫運(yùn)行的跡象 ,而該法蘭下部表面呈紅褐色 ,表明上部溫度明顯高于下部。
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電加熱器筒體的化學(xué)分析結(jié)果符合有關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的技術(shù)要求 ,表明材料使用得當(dāng)。
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金相檢查結(jié)果顯示 ,電加熱器筒體幾處有代表性部位的金相組織存在明顯差異 ,這是由于筒體各處承受了不同程度的超溫工況而產(chǎn)生了不同程度的過(guò)熱組織。其中 ,爆口中心 (筒體中間上部 )承受的過(guò)熱溫度高 ,已超過(guò)材料的 AC3點(diǎn) ( 855 ℃) ,其余受檢部位 (除靠近封頭部位 )的過(guò)熱溫度也已超過(guò)材料的 AC1點(diǎn) (735 ℃)。由于電加熱裝置是分組控制的 ,所以判斷停機(jī)后的電加熱裝置實(shí)際上并未完全停止工作 ,只有分布在筒體下部的個(gè)別加熱單元停止工作 ,從而導(dǎo)致筒體受熱不均 ,這與法蘭外觀表象一致。隨后的電加熱器控制保護(hù)系統(tǒng)檢測(cè)證實(shí)了上述判斷。金相檢查還發(fā)現(xiàn)爆口邊緣橫斷面分布有許多孔洞。分析認(rèn)為 ,工作狀態(tài)下的電加熱器筒壁主要承受拉應(yīng)力作用 ,隨著環(huán)境溫度的升高 ,材料的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度 (這里指高溫強(qiáng)度 )不斷下降。同時(shí) ,筒體內(nèi)介質(zhì)壓力逐步上升 ,當(dāng)拉應(yīng)力超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度時(shí) ,在筒壁的應(yīng)力集中區(qū)域內(nèi)部的晶界、第二相、夾雜物等處產(chǎn)生微裂紋 ,微裂紋長(zhǎng)大并串通形成孔洞 ,終導(dǎo)致筒壁斷裂。
易發(fā)生燃?xì)夥辣訜崞鞅撇课?/span>
硬度測(cè)試結(jié)果發(fā)現(xiàn) ,相對(duì)于 A點(diǎn)而言 ,B點(diǎn)的硬度值略有升高 ,而 C、D兩點(diǎn)的硬度值則略有降低。這是由于 A 點(diǎn)組織完全相變后細(xì)晶強(qiáng)化的效果 ,而 C、D兩點(diǎn)因出現(xiàn)不完全相變組織使其硬度值略有下降。
上述分析表明 :機(jī)組停運(yùn)后 ,筒體內(nèi)介質(zhì)停止流動(dòng) ,筒體因密閉其內(nèi)壓力保持恒定 ,但此時(shí)由于電加熱器控制保護(hù)系統(tǒng)存在缺陷 ,電加熱裝置實(shí)際上并未完全停止工作 ,使筒體內(nèi)溫度和壓力不斷升高(高溫度超過(guò) AC3點(diǎn) 855 ℃) ,筒體材料的強(qiáng)度不斷下降。當(dāng)筒壁所承受的拉應(yīng)力超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度甚至抗拉強(qiáng)度時(shí) ,在筒體溫度高區(qū)域的薄弱環(huán)節(jié) (即管座角焊縫熔合線及熱影響區(qū) )優(yōu)先萌生裂紋 ,并在局部形成應(yīng)力集中 ,進(jìn)而使該處筒壁內(nèi)部產(chǎn)生許多孔洞 ,隨后裂紋加速擴(kuò)展直至終筒體爆破。
通過(guò)上面的多方位圖文分析，基本可以確定：
該燃?xì)獍l(fā)電廠電加熱器因控制保護(hù)系統(tǒng)存在缺陷 ,停機(jī)后電加熱裝置實(shí)際上并未完全停止工作 ,令其經(jīng)受?chē)?yán)重超溫工況導(dǎo)致筒體發(fā)生短時(shí)過(guò)熱爆破。
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