鍋爐厚壁蒸汽管道焊接接頭開裂原因探究

王義廂

(華電電力科學研究院有限公司，浙江 杭州 310018)

國內(nèi)某電廠在用的一臺亞臨界電站鍋爐，最大連續(xù)蒸發(fā)量為1 025 t/h，過熱蒸汽出口壓力為17.3 MPa，過熱蒸汽出口溫度為540 ℃。鍋爐給水經(jīng)省煤器受熱進入鍋筒，與爐水混合，經(jīng)集中下降管進入爐膛水冷壁，爐水通過水冷壁管的傳導(dǎo)受熱產(chǎn)生蒸汽并向上流動，形成汽水混合物經(jīng)上升管進入鍋筒，鍋筒中的旋風分離器對其飽和汽水進行汽水分離，產(chǎn)生的飽和蒸汽依次經(jīng)頂棚過熱器、包覆墻過熱器、低溫過熱器、分隔屏過熱器、后屏過熱器和末級過熱器吸熱，最后經(jīng)主蒸汽管道進入汽輪機。從低溫過熱器至末級過熱器各級過熱器之間采用大規(guī)格厚壁管道軸向混合，其中過熱蒸汽經(jīng)后屏過熱器出口集箱引出的2根材質(zhì)12Cr1MoVG、規(guī)格φ457 mm×60 mm的厚壁連接管進入末級過熱器進口集箱，2根連接管左右交叉布置，目的是減少管子間及管屏間的熱偏差。鍋爐運行中由于蒸汽泄漏緊急停爐，停爐冷卻后檢查發(fā)現(xiàn)，后屏過熱器與末級過熱器之間的右側(cè)連接管與末級過熱器進口集箱三通連接的焊接接頭開裂，為過熱蒸汽泄漏位置，對失效的焊接接頭開展了多種相關(guān)試驗進行分析，探究其開裂的主要原因。

1 宏觀檢查及資料核查

開裂的位置位于焊接接頭下方三通側(cè)的熱影響區(qū)，并且沿管道環(huán)向開裂(見圖1)。焊縫外壁開裂長度為1 276 mm，占管道周長的90%，而最大的開口位置寬度為6 mm(見圖2)，開口表面平直，未見撕裂特征。該焊口為施工現(xiàn)場焊接，采用手工多層多道焊。查找鍋爐安裝的焊接及熱處理記錄報告，資料顯示，焊接采用氬弧焊接打底、手工焊多道多層蓋面，焊絲采用TIG-R31，焊條采用R317。

圖1 焊接接頭開裂宏觀形貌

圖2 焊接接頭開裂最大開口位置宏觀形貌

2 試驗分析

2.1 合金成分分析

采用合金分析儀對失效焊接接頭的兩側(cè)母材進行光譜分析，結(jié)果顯示材質(zhì)為12Cr1MoVG，主要元素含量在標準允許范圍內(nèi)。檢測結(jié)果證明使用的管道材質(zhì)符合設(shè)計要求。

在焊接接頭上進行取樣，采用X射線能譜對焊縫金屬試樣進行成分分析，分析結(jié)果見表1。通過表1發(fā)現(xiàn)，焊縫能譜成分符合標準DL/T 869—2012《火力發(fā)電廠焊接技術(shù)規(guī)程》要求。對焊接接頭斷口試樣進行化學清洗，采用X射線能譜進行化學成分分析，分析結(jié)果見表2。通過表2分析值結(jié)果顯示，斷口表面含量最高的是氧化物，表征了在蒸汽泄漏過程中，斷口表面形成的高溫氧化物、晶界碳化物析出及鉻元素遷移。

表1 試樣的化學成分分析值及標準參考值(質(zhì)量分數(shù)) (%)

表2 斷口試樣化學成分分析值(質(zhì)量分數(shù)) (%)

2.2 拉伸性能試驗

在失效焊縫取全焊縫金屬試樣，通過室溫拉伸試驗來進行橫向拉伸，其結(jié)果如下。拉伸試樣1：抗拉強度(Rm)為712 MPa，伸長率(A)為4.5%。拉伸試樣2：抗拉強度(Rm)為797 MPa，伸長率(A)為14.0%。

標準GB/T 5310—2017《高壓鍋爐用無縫鋼管》中規(guī)定12Cr1MoVG鋼管抗拉強度(Rm)為470～640 MPa。根據(jù)計算所得，試樣的斷后伸長率應(yīng)≥20%。對比試驗數(shù)據(jù)可知，焊縫試樣抗拉強度高于母材數(shù)值，焊縫試樣斷后伸長率不滿足要求。

2.3 沖擊性能試驗

在失效焊縫金屬取3個標準試樣，進行夏比V型缺口沖擊試驗，試驗結(jié)果：3個試樣沖擊吸收能量分別為12.7、46.2和23.8 J，3個試樣沖擊功平均值(KV2)為27.6 J。標準NB/T 47016—2011《承壓設(shè)備產(chǎn)品焊接試件的力學性能檢驗》規(guī)定為其沖擊功平均值應(yīng)≥24 J，并只允許一個試樣的沖擊吸收功小于規(guī)定值24 J，但不能低于規(guī)定值的70%。因此，根據(jù)試驗結(jié)果顯示，試樣1沖擊功12.7 J，小于規(guī)定值的70%(16.8 J)，表明該處焊縫韌性較差，脆性較高，試驗結(jié)果不符合標準要求。

2.4 硬度試驗

在失效焊縫上按環(huán)向間隔90°取一個測點，采用布氏硬度計對試樣進行硬度測定，試驗結(jié)果見表3。

表3 硬度試驗結(jié)果

由表3試驗數(shù)據(jù)看出，母材硬度值符合標準要求，而焊縫的硬度值>270 HBW，超過母材布氏硬度值加100 HBW，不符合標準要求。

2.5 金相檢驗

從失效焊縫中沒有完全裂透的部位提取試樣，并進行金相檢驗，由金相照片可以看出，開裂位置沿熱影響區(qū)粗晶區(qū)由外壁向內(nèi)壁發(fā)展，沿晶開裂，主裂紋兩側(cè)存在二次裂紋，裂紋處存在氧化物。未開裂位置如圖3所示，金相組織由珠光體、鐵素體組成，珠光體區(qū)域完整，層片狀碳化物開始分散，趨于球狀化，少量碳化物分布在晶界。

2.6 斷口形貌分析

斷口宏觀形貌如圖4所示，斷口無變形痕跡，斷面平齊，呈現(xiàn)出脆性斷裂的特點，斷面無頓挫、無明顯宏觀塑性變形、無疲勞斷裂形貌特點，只有焊道痕跡以及高溫形成的氧化物。從失效焊縫中進行斷口取樣，采用酒精、丙酮超聲波清洗之后，通過掃描電鏡進行觀察發(fā)現(xiàn)，斷口表面已被氧化物覆蓋。對試樣斷面采取酸洗，去除表面的覆蓋物，酸洗后，其斷裂細節(jié)已模糊，但斷裂的輪廓形貌有所保留，其形貌呈現(xiàn)出脆性斷裂的特點。

圖4 斷口宏觀形貌

3 分析與討論

根據(jù)失效焊縫及兩側(cè)母材的合金成分分析結(jié)果可知，管道材質(zhì)符合設(shè)計要求，選用焊材正確。理化試驗結(jié)果顯示，失效焊縫斷后伸長率、沖擊吸收功不符合要求，并且焊縫硬度偏高，證明焊接接頭質(zhì)量較差。焊接接頭開裂位置位于下熱影響區(qū)粗晶區(qū)，失效焊縫斷口面無變形痕跡，斷面平整，呈現(xiàn)出脆性斷裂特點，主裂紋尖端是根據(jù)沿晶的走向，大量氧化物存在于主裂紋及兩側(cè)的二次微小裂紋。根據(jù)斷口形貌及裂紋特征可以判定屬于再熱裂紋。

裂紋會對承壓焊接件的使用期限與質(zhì)量造成很大的影響[1-2]，因而焊接接頭上不允許存在裂紋。裂紋的產(chǎn)生與焊接過程中組織變化和應(yīng)力產(chǎn)生相關(guān)，在焊接過程中，金屬從熔化到凝固持續(xù)到常溫冷卻，因為熔池及周圍熱影區(qū)受到溫度循環(huán)的作用，會產(chǎn)生連續(xù)變化且不均勻的組織梯度區(qū)域，產(chǎn)生組織轉(zhuǎn)變、結(jié)晶偏析以及組織偏析[3]。此時，熱影響區(qū)與焊接熔池因為不均勻的熱應(yīng)變，使得焊接接頭處在應(yīng)力-應(yīng)變這個復(fù)雜的狀態(tài)當中[4-6]。因而焊接接頭中熱影響區(qū)是性能最薄弱的環(huán)節(jié)，當焊接接頭再次受熱，粗晶區(qū)的應(yīng)力集中部位局部變形量要超過這個部位的變形能力，由此就會有再熱裂紋產(chǎn)生且更容易產(chǎn)生于焊接接頭熱影響區(qū)。

在壁溫低于565 ℃的管道、集箱及低于580 ℃的受熱面管子中應(yīng)用廣泛的是12Cr1MoVG。12Cr1MoVG是低合金耐熱鋼，其持久強度以及組織穩(wěn)定性較高，并且具有良好的焊接性能，但是因為有著比較高的含碳量，使得其自身有著比較大的淬硬傾向，所以在施焊過程中，需要進行焊前預(yù)熱以及焊后熱處理等[7]。特別是厚壁管道、集箱，因結(jié)構(gòu)尺寸大、應(yīng)力集中高，如果有不當?shù)暮附庸に嚺c焊后熱處理，容易產(chǎn)生硬度超標的焊接質(zhì)量問題[8]，同時材料有著比較高的再熱裂紋敏感性，所以在集中應(yīng)力作用下，裂紋很容易產(chǎn)生[9-10]。

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)結(jié)果可以看出，不規(guī)范的焊接工藝及焊后熱處理未能有效地控制，使得斷后伸長率、沖擊吸收功不符合要求、焊縫硬度偏高，使其有著比較差的塑性變形能力，進而增大了熱影響區(qū)以及焊縫的脆性。同時在焊后沒有充分地進行熱處理，使得焊接接頭處的殘余應(yīng)力未有效地釋放，促進了裂紋的形成。在剛性拘束結(jié)構(gòu)、脆性組織以及集中應(yīng)力聯(lián)合作用下，在焊接接頭熱影響區(qū)粗晶區(qū)處很容易產(chǎn)生裂紋，等到裂紋擴散到一定程度形成開裂。

綜上所述，厚壁蒸汽連接管接焊接接頭開裂的主要因素就是焊接工藝執(zhí)行不規(guī)范、焊后熱處理工藝控制不當，使得焊接接頭發(fā)生再熱裂紋，并在鍋爐運行中導(dǎo)致擴展。

4 結(jié)語

根據(jù)對蒸汽管道泄漏位置的焊接接頭開裂原因分析探究結(jié)果，建議對該鍋爐與失效焊接接頭具有相同安裝工藝的厚壁管道焊縫進行全面檢驗，尤其重視采用超聲波檢測、硬度檢測方法及檢測結(jié)果。檢測結(jié)果中對硬度值超標的焊接接頭進行熱處理降低硬度值，對內(nèi)部存在超標缺陷的焊接接頭，應(yīng)進行缺陷消除、補焊并焊后熱處理。