火電廠鍋爐主蒸汽出口集箱堵閥焊縫裂紋的成因及防治

劉德勇，王玉

華能臨沂發電有限公司 山東臨沂 276000

1 序言

某公司5～7號機組鍋爐為上海鍋爐廠設計制造的型號為SG-435/13.7-M765的煤粉爐，具有超高壓、中間一次再熱、單汽包自然循環、平衡通風、П型露天布置、四角切圓燃燒、固態排渣方式及全鋼雙排柱構架等特點。這三個機組鍋爐分別于2003年4月、2003年9月、2005年4月投產，其中5號鍋爐已累計運行超過124500h。

這些機組鍋爐的主蒸汽出口集箱材質為12C r1M o V G鋼，主蒸汽管道堵閥閥體材質為ZG20CrMoV，主蒸汽管道材質為12Cr1MoVG鋼（規格為φ273mm×28mm），工作溫度為540℃、壓力為13.7MPa。12Cr1MoVG鋼是在優質碳素結構鋼的基礎上以少量V代替部分Cr、Mo等元素而形成的，具有較好的持久強度、塑性、抗高溫氧化性，無熱脆性且焊接性較好，被廣泛應用于制造火力發電機組中的集箱、蒸汽管道、過熱器和再熱器等部件[1，2]。ZG20CrMoV是一種熱強性較好的低合金耐熱型鑄鋼，具有較好的熱強性和組織穩定性，但焊接性較差，主要用于制造火力發電機組中的主蒸汽彎管等管道部件[3]。

火電廠的主蒸汽管道是發電設備系統中聯接鍋爐和蒸汽機的重要部件，具有蒸汽輸送溫度與壓力高、輸送管路長、管道口徑大等特點。主蒸汽管道的安全運行將直接關系到電力設備的安全運行，一旦出現安全問題其后果不堪設想。主蒸汽管道的系統結構并不十分復雜，但對管道選用的材質、設計等具有嚴格要求。

然而，2012年對7號機組檢修時，發現7號爐主蒸汽堵閥閥體存在裂紋，并進行了堵閥更換。2021年對6號機組主蒸汽出口集箱堵閥閥體及焊縫進行無損檢測時，發現堵閥兩側焊縫存在裂紋，并進行了挖補處理。近期檢修5號機組時，對主蒸汽出口集箱堵閥閥體及焊縫進行了檢測，發現A側主蒸汽管道堵閥右側焊縫（H2）下部、B側主蒸汽管道堵閥兩側焊縫（H3、H4）下部均存在裂紋，如圖1所示。裂紋均位于焊縫與閥體側的熔合線部位。本文將針對此裂紋，結合材質分析、顯微硬度測試、金相觀察等手段，綜合研判裂紋的成因及類型，并提出裂紋的防治措施。

圖1 焊縫H2、H3、H4裂紋位置示意

2 裂紋形貌及現場處理

2.1 裂紋形貌

宏觀檢查發現，該焊縫與閥體側母材連接有約10mm高的臺階，形成近似垂直的夾角。焊縫H2裂紋的形貌如圖2～圖4所示。對上述3處裂紋進行打磨，配合滲透檢測，挖除后測量長度和深度，獲得裂紋的具體尺寸，見表1。3處裂紋的長度分別約為425mm、570mm和450mm。

表1 裂紋尺寸檢測結果 （mm）

圖2 主蒸汽出口集箱A側堵閥

圖3 焊縫H2底部裂紋

圖4 焊縫H2裂紋（打磨）局部

2.2 裂紋現場處理

（1）裂紋打磨 針對H2、H3、H4焊縫裂紋，沿著焊縫進行打磨消除。其中，H2焊縫裂紋打磨深度約16mm，H4焊縫裂紋打磨深度約18mm，滲透檢測裂紋均消除；H3焊縫爐后側下部45°部位打磨深度約24mm，發現幾乎貫穿仍存有裂紋，打磨長度超過570mm。

（2）挖補及焊接 根據現場情況，編制5號鍋爐主蒸汽出口集箱堵閥焊縫裂紋清除及焊補作業指導書，對H2和H4焊縫進行補焊處理。焊接前對清除區域進行滲透檢測，確認裂紋徹底消除。補焊前按照作業指導書預熱，焊后進行熱處理，且在熱處理后對補焊區域進行打磨圓滑至正常焊縫狀況，經磁粉和硬度檢測合格。因H3焊縫已經貫穿，且長度超過3/4圓周，所以采取割除該焊縫，重新焊接后熱處理。施焊前將原焊接材料打磨干凈，經滲透檢測確認兩側坡口處無裂紋。焊接前按照作業指導書預熱，焊后進行熱處理。且在熱處理后對閥體及焊縫進行磁粉檢測，未發現裂紋等超標缺陷。

（3）熱處理后硬度檢測 完成熱處理后，采用里氏硬度計對主蒸汽出口集箱、堵閥閥體、焊縫及主蒸汽管道進行現場硬度檢測，結果見表2，均符合標準要求。

表2 硬度檢測結果 （HL）

3 裂紋成因及類型

通過對裂紋周邊部件的結構、組織及性能進行分析，探究裂紋產生的原因。基于裂紋的顯著特征，綜合研判出裂紋的類型。

3.1 裂紋成因

（1）焊接結構 通過現場查看，5號爐主蒸汽出口集箱堵閥與大小頭、堵閥與管道在結構上均存在較明顯的壁厚差，如圖5所示。雖然焊接坡口時進行了過渡處理，但是閥體側缺少過渡直段，焊縫與坡口斜面夾角較小，因此極易形成應力集中。根據DL/T 869—2021《火力發電廠焊接技術規程》對焊接接頭坡口形式的要求，當兩側壁厚不等時，應采取的處理措施如圖6所示。

圖5 大小頭與閥體對接結構

圖6 對接結構兩側外壁尺寸不等時的設計方案

由于該焊縫為現場安裝焊接，焊縫里氏硬度檢測存在局限性，所以不能完全反映焊縫端角的情況。壁厚差導致焊接應力無法完全消除，端角部位的熔合線粗晶區成為薄弱點，因此長期運行后將成為裂紋源[4]。主蒸汽出口集箱兩側堵閥閥體焊縫對接形式，不符合DL/T 869—2021《火力發電廠焊接技術規程》關于不等厚對接的要求，在焊縫處容易造成應力集中。

（2）管系布置 在運行過程中，由于主蒸汽出口集箱鋼性吊架上部為大板梁限制上下位移，主蒸汽兩側彈簧吊架自由膨脹，兩側主汽管系與集箱膨脹不能同步，導致焊縫底部受拉應力，最終在應力最大的焊縫端角開裂，并逐漸擴展延伸，導致失效[5]。

（3）壁厚測量 使用超聲波測厚儀，實測主蒸汽出口集箱筒體壁厚為51mm，集箱大小頭壁厚為50mm，大小頭與堵閥對接管車削后壁厚為28mm，堵閥閥體壁厚為50mm。堵閥與大小頭相接時，堵閥接口處外徑未做過渡段處理。

（4）材質分析 采用便攜式合金分析儀對主蒸汽出口集箱、主蒸汽管母材、焊縫及堵閥閥體母材等材質進行復核，均符合原設計要求。各部位主要化學成分見表3。

表3 各部位材質主要化學成分（質量分數） （%）

（5）硬度檢測 使用硬度計對主蒸汽出口集箱、堵閥閥體、焊縫、主蒸汽管道進行現場硬度檢測，結果見表4。根據DL/T 438—2016《火力發電廠金屬技術監督規程》對硬度的要求，12Cr1MoVG鋼管為135～195HBW，管件為130～197HBW，ZG20CrMoV鑄件為140～220HBW。由表4可知，上述部件硬度均處于合格范圍。A側閥體兩側焊縫硬度分別為212HBW和233HBW（集箱側）；B側閥體兩側焊縫硬度分別為239HBW和212HBW（集箱側），符合DL/T 869—2021《火力發電廠焊接技術規程》對焊縫硬度的要求。

表4 硬度檢測結果 （HL）

（6）金相檢測 采用現場金相覆膜方法觀察各位置金相組織。焊縫顯微組織為回火貝氏體和網狀鐵素體，大小頭側母材顯微組織為鐵素體和珠光體，堵閥側母材顯微組織為貝氏體和少量鐵素體，金屬組織均正常。集箱母材和堵閥閥體的金相組織分別如圖7、圖8所示。

圖7 集箱母材金相組織

圖8 堵閥閥體金相組織

（7）吊掛支撐部件檢查 對5號鍋爐主蒸汽出口集箱和主蒸汽管道的支吊架、吊耳進行現場檢查，未發現明顯的偏斜、變形等現象。

3.2 裂紋類型

通過對裂紋的形貌觀察及成因分析，發現上述裂紋為再熱裂紋。主要依據如下幾個顯著特征。

1）裂紋產生部位均位于近縫區的粗晶粒區域，裂紋均是大體沿著熔合線方向在晶粒邊界擴展。

2）工作溫度540℃正好處于再熱裂紋的敏感溫度區間。再加熱溫度與再熱裂紋生成傾向的關系如圖9所示[6]。由圖9可看出，再加熱溫度為500～700℃時極易產生再熱裂紋。再加熱溫度與再熱裂紋時的沿晶斷口百分率之間的關系如圖10所示[6]。由圖10可看出，再加熱溫度為400～750℃時極易產生沿晶斷裂。

圖9 再加熱溫度與再熱裂紋生成傾向的關系[6]

圖10 再加熱溫度與再熱裂紋沿晶斷口百分率的關系[6]

3）集箱與大小頭、堵閥與管道在結構上均存在較大的壁厚差。由于閥體側缺少過渡直段，焊縫與坡口斜面夾角較小，所以極易形成應力集中。而再熱裂紋的產生必須有殘余應力和應變作為先決條件，在應力集中部位最易產生再熱裂紋。

在接頭服役過程中，不斷承受540℃等溫度的再次加熱，從而發生應力松弛。應力松弛將會導致焊縫周圍晶界局部的實際塑性應變量超過塑性形變能力，最終產生裂紋。

4 裂紋防治措施

1）擇機更換堵閥。閥體到焊縫應存在過渡的直管段，使接頭形式符合規范要求。堵閥未更換前，應加強對該部位的監督檢查工作，利用機組檢修或調停對堵閥兩側焊縫進行磁粉或滲透檢測，發現問題及時處理。

2）結合檢修，對該管系的支吊架、支座進行檢查，發現偏斜、變形、斷裂等情況要及時聯系專業人員進行維修調整。

3）舉一反三，對其他機組的該部位及存在結構突變的閥門兩側焊縫進行全面排查，發現結構不合理時要及時整改。

4）在管道施工中嚴格執行焊接工藝要求，高度重視焊接及熱處理質量，避免應力集中和結構的不連續性。

此外，在材料、結構形式等無法更改的前提下，只能通過調整工藝來改善抗再熱開裂的性能。具體而言，適當提高焊接熱輸入、減小過熱區硬度；適當降低焊縫強度以提高其塑性形變能力，減輕近縫區塑性應變的集中程度；在焊后熱處理之前，利用鎢極氬弧焊等手段對焊縫表層進行一次重熔，從而減少接頭殘余應力；實際施工中，盡量消除應力集中源，避免產生咬邊和未焊透等缺陷。以上這些工藝措施均有利于降低再熱開裂的敏感性。

5 結束語

本文分析了火電廠鍋爐主蒸汽出口集箱處堵閥焊縫裂紋產生的原因并提出了防治措施。集箱與大小頭、堵閥與管道在結構上存在的較大壁厚差，閥體側缺少過渡直段造成的應力集中，以及吊架膨脹不同步等成為裂紋的誘因。采用擇機更換堵閥、舉一反三全面排查等手段可以消除裂紋帶來的隱患。后期可考慮采取適當提高焊接熱輸入、降低焊縫強度、對焊縫表層進行重熔等手段，來防止此類裂紋的產生。