超超臨界機(jī)組主蒸汽取樣管泄漏原因

劉鴻國，唐麗英，洪道文，康豫軍，周榮燦

（1.華能玉環(huán)電廠，浙江省臺(tái)州市，317604；2.西安熱工研究院有限公司，西安市，710032）

0 引言

超（超）臨界機(jī)組大量應(yīng)用了9％～12％Cr的鐵素體耐熱鋼，如T/P91、T/P92等，其正常熱處理狀態(tài)是正火加回火以獲得回火馬氏體組織。這類鋼良好的高溫強(qiáng)度主要來自于復(fù)雜的微觀組織，包括高密度的位錯(cuò)、由M23C6強(qiáng)化的晶界、亞晶界以及晶內(nèi)細(xì)小彌散的MX型碳氮化物沉淀相等。但是，在機(jī)組安裝過程中，由于近焊縫母材受到焊接熱循環(huán)的影響，形成了組織不均勻的焊接熱影響區(qū)（HAZ），不同區(qū)域的機(jī)械強(qiáng)度存在顯著差異。根據(jù)焊接熱循環(huán)時(shí)峰值溫度的不同，焊接接頭HAZ可以分為粗晶區(qū)、細(xì)晶區(qū)和不完全相變區(qū)。熔合線附近區(qū)域達(dá)到的最高溫度遠(yuǎn)高于Ac3（亞共析鋼加熱上臨界溫度），原奧氏體晶界處的碳化物溶解，奧氏體晶粒粗化，冷卻時(shí)相變成為原奧氏體晶粒粗大的馬氏體組織。隨著母材到熔合線距離的增加，金屬達(dá)到的最高溫度降低，奧氏體晶粒尺寸減小，從而形成原奧氏體晶粒細(xì)小的馬氏體組織。當(dāng)金屬在熱循環(huán)過程中達(dá)到的最高溫度處于Ac1（加熱下臨界溫度）到Ac3之間時(shí)，僅有部分組織發(fā)生了奧氏體轉(zhuǎn)變，并在冷卻時(shí)形成馬氏體，微觀組織為經(jīng)歷奧氏體相變的馬氏體和過回火的馬氏體的混合組織，即不完全相變區(qū)[1]。不完全相變區(qū)硬度顯著低于其他區(qū)域。在HAZ細(xì)晶區(qū)及不完全相變區(qū)容易發(fā)生早期失效[2-5]，即IV型開裂[6-10]，這對機(jī)組的運(yùn)行安全影響很大。本文通過對某1 000MW超超臨界機(jī)組由于IV型開裂引起泄漏的主蒸汽取樣管進(jìn)行試驗(yàn)分析和管系應(yīng)力計(jì)算，揭示了取樣管早期IV型開裂失效的原因，以供參考。

1 試驗(yàn)分析

1.1 開裂取樣管

2009年4月某1 000MW超超臨界燃煤汽輪發(fā)電機(jī)組A側(cè)主蒸汽管道71m處的右側(cè)取樣管泄漏，主蒸汽溫度為605℃，壓力為27.56MPa，至取樣管泄漏停機(jī)時(shí)，機(jī)組累計(jì)運(yùn)行17 607 h。圖1為A側(cè)主蒸汽管道71m處的取樣管走向示意圖，圖2為取樣管開裂位置及形貌。裂紋距離熔合線為2～4mm，走向與熔合線平行，朝主蒸汽管方向看，外壁裂紋位于07：30—12：30之間，長度約為41mm；焊縫兩側(cè)管子均未發(fā)生明顯塑性變形及脹粗。檢修過程中發(fā)現(xiàn)B側(cè)主蒸汽管道71m處的左側(cè)取樣管也存在裂紋（該取樣管走向與泄漏管對稱），如圖3所示，表面用砂紙磨光后發(fā)現(xiàn)在11：00—01：00之間（朝主蒸汽管道方向看）距熔合線2～4mm范圍內(nèi)有3條細(xì)小裂紋。兩取樣管接管座所用材料均為T91，產(chǎn)生裂紋的接管座側(cè)小頭尺寸為φ32mm×8mm，焊接接頭另一側(cè)管材為T92，規(guī)格為φ32mm×7.5mm。

圖1 A側(cè)主蒸汽管取樣管走向示意圖Fig.1 A-sidemain steam sampling tube run sketch

圖2 取樣管開裂位置及形貌Fig.2 Sampling tube crack position andmorphology

圖3 B側(cè)主蒸汽管道左側(cè)取樣管焊縫磁粉探傷照片F(xiàn)ig.3 Weldmagnetic particle inspection photo of B-sidemain steam left-side sampling tube

1.2 裂紋金相分析

在A管（A側(cè)主蒸汽管道右側(cè)取樣管）和B管（B側(cè)主蒸汽管道左側(cè)取樣管）12：00位置分別取縱向金相樣，圖4為A管和B管裂紋全貌，由圖4可知，兩管裂紋均位于焊接熱影響區(qū)的不完全相變區(qū)，在Carl Ziss金相顯微鏡下觀察發(fā)現(xiàn)，裂紋周圍有密集的蠕變小裂紋及蠕變空洞，其性質(zhì)是典型的IV型蠕變裂紋，如圖5所示。

圖4裂紋全貌Fig.4 Crack picture

圖5 裂紋附近的蠕變空洞和蠕變小裂紋形貌Fig.5 Creep empty and small cracksmorphology around crack

1.3 斷口分析

將A管在液氮中冷卻后打斷，在FEIQuanta 400型掃描電鏡下觀察斷口。圖6為A管斷口的宏觀照片和SEM照片，由圖可知，A管導(dǎo)致泄漏的主裂紋的外壁長度明顯大于內(nèi)壁，06：00—07：00間主裂紋在壁厚中部的擴(kuò)展速度較快，焊縫上還存在直徑約1.5mm的焊渣。A管原蠕變裂紋處的斷口氧化嚴(yán)重，原始斷口形貌特征已經(jīng)無法分辨，在靠近裂紋尖端的低溫打斷區(qū)的形貌特征則為解理、準(zhǔn)解理和少量沿晶斷裂，在原奧氏體晶界處有蠕變空洞。沿晶斷裂特征及蠕變空洞的出現(xiàn)表明裂紋周圍的組織原奧氏體晶界已經(jīng)弱化。

圖6 A管斷口形貌Fig.6 A pipe fracturemorphology

1.4 顯微硬度

用FM-700型顯微硬度計(jì)對A管無裂紋的06：00位置、有裂紋的12：00位置及B管的12：00位置的焊縫、熔合線、熱影響區(qū)及母材分別進(jìn)行顯微硬度檢測，檢測點(diǎn)分布在與外壁平行的直線上，距外壁約2mm，載荷為1 kg，保載時(shí)間為14 s，試驗(yàn)結(jié)果見圖7，圖中橫坐標(biāo)為檢測點(diǎn)到熔合線的距離（焊縫側(cè)為負(fù)，母材側(cè)為正）。由圖7可知，焊縫硬度為257～260 HV，T91母材硬度在200 HV左右，靠近熔合線的粗晶熱影響區(qū)硬度較高，接近300 HV。在T91側(cè)距熔合線3 mm左右的位置存在軟化區(qū)，硬度比母材硬度低20 HV左右。裂紋發(fā)生在軟化區(qū)，即不完全相變區(qū)，并且A管12：00方向裂紋附近的硬度比06：00方向的軟化區(qū)硬度明顯降低。

圖7 顯微硬度試驗(yàn)結(jié)果Fig.7 M icro-hardness test result

1.5 管系應(yīng)力計(jì)算

為了便于工程應(yīng)用，根據(jù)力學(xué)等效性疊加原理，管道應(yīng)力分為一次應(yīng)力和二次應(yīng)力。一次應(yīng)力包括管道內(nèi)壓應(yīng)力和持續(xù)外載引起的應(yīng)力；二次應(yīng)力是管道由于熱脹冷縮和其他位移受約束而產(chǎn)生的應(yīng)力。對A側(cè)主蒸汽管道左側(cè)和右側(cè)的取樣管進(jìn)行管系應(yīng)力計(jì)算，結(jié)果見表1。兩側(cè)取樣管的一次應(yīng)力均合格，最大一次應(yīng)力在焊縫處；左側(cè)取樣管的二次應(yīng)力合格，右側(cè)取樣管的二次應(yīng)力不合格，最大二次應(yīng)力在連接大小頭的焊縫處，與大小頭連接的水平段至垂直段范圍的取樣管二次應(yīng)力均嚴(yán)重超標(biāo)。需要說明的是：（1）二次應(yīng)力是管系熱膨脹及端點(diǎn)附加位移引起的熱脹應(yīng)力，屬循環(huán)應(yīng)力；（2）管系應(yīng)力分析是按線彈性進(jìn)行計(jì)算的，二次應(yīng)力是非自限性的，局部超過

表1 主蒸汽取樣管最大應(yīng)力表Tab.1 Main steam sampling tubemaximum stress

屈服強(qiáng)度時(shí)將通過該區(qū)域的屈服變形降低應(yīng)力峰值，應(yīng)力應(yīng)變會(huì)重新分布，循環(huán)應(yīng)變幅不變。由受力情況可知，裂紋源在10：00—11：00之間。

2 取樣管焊接接頭出現(xiàn)IV型開裂早期失效原因

取樣管焊接接頭發(fā)生IV型開裂早期失效的主要原因是管子及支吊架布置不佳引起高應(yīng)力蠕變失效，管子布置柔性不足，由熱膨脹及端點(diǎn)附加位移造成管子二次應(yīng)力過高。

防止出現(xiàn)Ⅳ型開裂早期失效必須降低取樣管的二次應(yīng)力。增加管系柔性及優(yōu)化支吊架布置是降低管系應(yīng)力的有效途徑，建議根據(jù)現(xiàn)場空間及梁柱位置設(shè)計(jì)管系及布置支吊架，對管系應(yīng)力分布進(jìn)行計(jì)算分析，依據(jù)計(jì)算結(jié)果優(yōu)化管系，并對支吊架布置進(jìn)行整改，確保應(yīng)力合格。

由于IV型裂紋只有當(dāng)焊縫垂直方向承受較大拉應(yīng)力時(shí)才會(huì)產(chǎn)生，因此長期以來人們往往關(guān)注有縫鋼管的IV型開裂。對于無縫鋼管的環(huán)向焊接接頭，由于由內(nèi)壓引起的軸向應(yīng)力只有環(huán)向應(yīng)力的50％，理論上產(chǎn)生IV型開裂的風(fēng)險(xiǎn)較?。坏捎跓崤蛎洰a(chǎn)生較大的二次應(yīng)力或者由于支吊架設(shè)置不當(dāng)或失效使焊接接頭承受較大的彎曲載荷時(shí)，容易出現(xiàn)IV型開裂。因此對于T/P91等馬氏體耐熱鋼管道，須重視支吊架的合理設(shè)置和檢修調(diào)整，以防發(fā)生管道早期失效。

3 結(jié)論

（1）取樣管泄漏的原因是焊接接頭IV型蠕變開裂，其早期失效的主要原因是管系布置的柔性不足導(dǎo)致二次應(yīng)力過高。

（2）對于T/P91等馬氏體耐熱鋼管道，須重視支吊架的合理設(shè)置和檢修調(diào)整，以防發(fā)生管道早期失效。

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