超超臨界機組低溫再熱器導向管夾焊縫泄漏分析

趙煒煒， 彭以超，閆 飛，樓玉民， 許好好，王賢明

（1.浙江浙能技術研究院有限公司，杭州 311121；2.浙江省火力發電高效節能與污染物控制技術研究重點實驗室，杭州 311121；3.浙江浙能中煤舟山煤電有限責任公司，浙江 舟山 316131）

0 引言

某發電廠2×1 000 MW 超超臨界機組鍋爐型號為B&WB-3048/26.15-M，其低溫再熱器（以下簡稱“低再”）水平管組采用H 型導向管夾，提供管屏變形出列的拘束力。投運4 年內，低再水平管組最上倉導向管夾焊縫在6 次水壓試驗中共發現9 處泄漏，運行時間約6 000 h 時即發現第1次泄漏，第6 次泄漏時共泄漏4 處。

該泄漏位置為鐵素體鋼與奧氏體鋼異種鋼焊接焊縫。 其中低再材質為12Cr1MoV，屬低合金珠光體耐熱鋼，具有較高的抗氧化性和熱強性[1]，最高工作溫度達600 ℃，焊接性能良好，有一定的再熱傾向[2-5]，焊接結構中也經常出現焊接冷裂紋[6]。導向管夾材質為0Cr18Ni9，屬于奧氏體不銹鋼，具有良好的高溫性能，但焊接時導熱系數小，線膨脹系數大，自由焊接時易產生較大變形[6]。

12Cr1MoV 鋼異種鋼焊接開裂是發電廠鍋爐運行中常見的金屬失效事故[7-12]，然而對于百萬超超臨界機組低再管12Cr1MoV 與0Cr18Ni9 材質不銹鋼導向管夾異種鋼焊接開裂失效卻鮮有相關文獻報道。本文通過對低再導向管夾焊縫裂紋進行宏觀檢查、化學成分、金相檢驗、顯微硬度分析，并結合焊接工藝及具體焊接環境來分析該焊縫開裂的原因，并針對失效原因提出了針對性的措施，對保證機組安全穩定運行具有重要意義。

1 理化檢驗

1.1 宏觀檢查

圖1 為低再從上往下數第一倉蛇形管結構示意，可以看出，蛇形管組通過前后墻支撐塊疊羅漢式承重。泄漏發生在Ⅰ，Ⅲ導向管夾處，導向管夾本身無承重設計。低再管規格為Φ60 mm×4.5 mm，導向管夾厚10 mm。

圖1 低溫再熱器結構及泄漏位置

本次試驗中共割取第6 次水壓試驗中Ⅰ位置泄漏的管樣3 根、Ⅲ位置泄漏管樣1 根，并且隨機割取Ⅰ，Ⅳ位置未泄漏管樣11 根作為對比。割除所有管樣導向管夾，并打磨拋光低再管外表面后發現：泄漏管樣焊縫裂紋均在低再管與導向管夾搭接焊縫銳角側起收弧位置，裂紋基本沿著熔合線附近起裂，表面裂紋較長且開口較粗（如圖2 所示）；然而，隨機割取的11 根未泄漏管樣導向夾焊縫也同樣存在與泄漏焊縫相類似的表面裂紋，只是未泄漏管樣表面裂紋長度較短，開口較細。 由宏觀檢查結果推測該焊縫裂紋存在普遍性，并且比例極高。

1.2 金相檢驗

取泄漏和未泄漏管樣各1 根做檢驗，分別編號為1 號、2 號，垂直裂紋橫向切開以觀察裂紋附近的金相組織。

圖3 為1 號試樣裂紋的低倍形貌。可以發現熔池很深，熱影響區貫穿整個管壁，表明焊接時熱輸入量較高。裂紋均在熔池熔合線處起裂，沿著熔池熱影響區開裂約1/3 管壁，泄漏管樣裂紋在此稍變方向，呈與徑向約45°擴展直至裂穿。

圖2 導向管夾結構及泄漏部位示意

圖3 裂紋宏觀形貌

圖4 為1 號泄漏管樣金相形貌。以圖3 橫截面裂紋拐點為分界點，前1/3 段裂紋呈沿晶開裂，并存在較多二次沿晶裂紋，如圖4（a）所示；后2/3段裂紋呈沿晶、穿晶混合特征，如圖4（b）所示。熔池組織為針狀貝氏體，熱影響區組織為鐵素體和粒狀貝氏體，如圖4（c）所示，母材金相組織為鐵素體、珠光體和粒狀貝氏體，如圖4（d）所示。

圖5 為2 號未泄漏管樣金相照片，其熔池相對較小，但熱影響區也達到整個壁厚，如圖5（a）所示，表明焊接時熱輸入量比泄漏管樣相對較小。

2 號未泄漏管樣裂紋開裂深度約1/5 管壁，如圖5（a）所示，裂紋也呈明顯的沿晶開裂特征，主裂紋周圍存在較多二次沿晶裂紋，如圖5（b）所示。其熔池、母材組織與1 號樣相同。

1.3 化學成分

使用型號Thermo Niton XL3t 980 合金成分儀對1 號、2 號管樣導向管夾及管子進行成分檢驗，結果如表1 所示。依據GB 5310-2008《高壓鍋爐用無縫鋼管》，低再管成分符合標準要求。 依據GB/T 20878-2007《不銹鋼和耐熱鋼 牌號及化學成分》，導向管夾除Cr 含量稍低于標準要求，其他成分基本符合標準要求。

圖4 1 號管樣金相組織

圖5 2 號管樣裂紋金相組織

表1 化學成分分析（質量百分比）%

1.4 顯微硬度檢驗

使用INNOVATEST-511 顯微硬度計在1 號、2 號管樣橫截面上進行顯微硬度分析。 結果發現，1號泄漏管樣顯微硬度從熔池至母材呈弓形先升后降（如圖6 所示）：焊縫硬度值在250～261 HV1，熔合線附近粗細晶淬硬組織位置顯微硬度值最高，裂紋正是沿著該區域擴展，裂紋兩側硬度值在262～318 HV1，遠高于母材100 HV1 以上（母材為177 HV1）。同樣，2 號管樣表現出完全類似的特征：裂紋兩側硬度值在289～303 HV1，焊縫硬度值在246～254 HV1，母材硬度為179 HV1（如圖7 所示）。

圖6 1 號管樣焊縫周圍顯微硬度分布

圖7 2 號管樣焊縫周圍顯微硬度分布

因此，焊接裂紋表現出沿熱影響區高硬度區擴展的特征。

1.5 SEM 斷口掃描

使用蔡司Sigma300 掃描電鏡對1 號、2 號管樣斷口形貌進行觀察。以圖3 橫截面裂紋拐點為分界點，1 號管樣斷口前1/3 段為沿晶斷口，斷口均被氧化物覆蓋，表明裂開時間較長；裂紋起始位置液相前沿生長的晶胞面，如圖8（a）所示，表明焊接時冷卻速度非常快，殘余應力較大，液相面未熔合即被拉開，具有典型的熱裂紋特征[13]；隨著裂紋擴展深入，冰糖狀形貌清晰可見，如圖8（b）所示。斷口后2/3 段撕裂棱后有小區域的疲勞紋，如圖8（c）所示，最后撕裂位置呈穿晶的快速撕裂特征，如圖8（d）所示。

圖8 1 號管樣斷口掃描照片

掃描2 號管樣裂紋開裂區域斷口，呈現沿晶斷口形貌。斷口表面有氧化物覆蓋，有熔融狀焊接遺留物，如圖9（a）所示，能譜分析Cr 含量較高，與管子母材不易融合，形成焊接裂紋，冰糖狀形貌清晰可見，如圖9（b）所示，與1 號管樣前1/3 段斷裂特征相同；斷口末端有河流花樣如圖9（c）所示、撕裂棱如圖9（d）所示，表明裂紋已有開始擴展跡象。

圖9 2 號管樣斷口掃描照片

2 分析討論

2.1 原始焊接裂紋分析

從隨機割取的所有未泄漏管樣導向管夾焊縫發現存在與泄漏焊縫相類似的焊縫裂紋，并且金相、硬度、斷口形貌檢驗結果具有非常類似的特征，說明低再管導向管夾焊縫裂紋具有普遍性，并且比例極高，因此該發電廠2 臺機組該位置的所有導向管夾焊縫皆存在泄漏的風險。

橫截面熔池較深，熱影響區較大，表明焊接時熱輸入量較高，電流偏大。該裂紋的起始部位在熔合線附近的元素非擴散區，該處由于熱輸入量較高也發生了一定程度的熔融，但尚未出現熔池元素擴散過來，仍為母材成分。由于冷卻時速度非常快，局部應變大造成較高內應力，導致熔融金屬尚未凝固時即被拉開，液相前沿呈晶胞型式發展，形成了圖8（a）所示的晶胞面斷口。晶胞面組織為典型的焊接熱裂紋。裂紋有沿著高硬度淬硬組織擴展開裂特征，與此區域硬度偏高、塑性性能下降有關，結合斷口形貌，呈現高溫低塑性裂紋特征，與表面局部熱裂紋統一描述為焊接裂紋。原始焊接裂紋的長度和深度直接與焊接時的熱輸入量息息相關，熱輸入量非常高時，原始焊接裂紋長而深，則發生早期泄漏的風險也更大。

通過以上分析，推斷裂紋形成擴展分3 個階段：焊接裂紋、疲勞擴展、撕裂擴展，其中焊接裂紋在焊接完成后已經產生。斷口最終撕裂位置未發現新鮮撕裂斷口痕跡，可以排除水壓試驗導致管子最終撕裂。

2.2 焊接問題分析

鍋爐廠提供的焊接工藝為：E7018-A1 焊材，隨機選用Φ3.2 mm/Φ4.0 mm 規格焊條，最低預熱溫度10 ℃，最高層間溫度260 ℃。

而據了解，實際焊接工藝執行不良。事實上導向管夾在冬季施焊，未進行預熱處理直接施焊，焊后未進行保溫處理，實際工件溫度低于B1 類鋼材施焊最低環境溫度（0 ℃）[14-15]。焊接采用一次焊接成形，焊接電流過大，冬天焊接時冷卻速度大，導致焊縫焊趾處殘余應力大，在管子熔池熱影響區淬硬組織處拉裂，形成原始焊接裂紋。

另外，值得指出的是，選用E7018-A1 焊條雖不符合異種鋼焊接規程[16]要求，但滿足鍋爐廠附焊件降低焊縫強度保護管子的設計理念。

巴威公司同類型鍋爐相同位置相同焊接工藝在其他發電廠并未發生類似泄漏事故，因此該發電廠的泄漏具有特殊性。

2.3 裂紋擴展分析

從每次水壓皆出現泄漏可知，導向管卡裂紋并非是靜態的，而以一定速率在逐漸地擴展。只是由于原始裂紋的長短不同和裂紋不同階段擴展的速率不同，導致裂紋擴展直至貫穿所需時間不一致，暫時沒有造成大面積的泄漏。事實上從第6 次泄漏時單次出現4 個位置即表明大量原始焊接裂紋已進入快速擴展的階段，因此，該缺陷雖然只是水壓泄漏未引起運行時爆管，但依舊亟需盡快解決和處理。

造成裂紋擴展的原因可能與低再垂直管段往下膨脹導致導向管夾承重；鍋爐啟停、負荷變化；奧氏體管卡與鐵素體管子膨脹差等各種應力在焊接裂紋尖端形成應力集中。

導向管夾厚度是管子壁厚的2 倍多，管夾強度大于管子剩余壁厚強度，導致管卡在裂紋尖端應力集中位置使裂紋沿約45°方向疲勞擴展，最后撕裂。

3 結語

低再導向管夾連續發生多次泄漏，主要原因是該批次該位置存在極高比例的原始焊接裂紋，運行狀態下應力一直變化，焊縫裂紋尖端應力集中位置疲勞擴展。

原始焊接裂紋主要是由于施焊環境溫度過低、施焊工件溫度低于0 ℃、焊條尺寸選用不當、焊接電流偏大，導致在角焊縫內側熔合線區域形成焊接裂紋。