摘 要:在檢修期間對某電廠高溫過熱器出口集箱管座焊接接頭進行磁粉探傷時,發(fā)現(xiàn)存在裂 紋缺陷,采用應力分布模擬、顯微組織觀察、硬度測試等方法,對該管座焊接接頭進行了失效分析。 結果表明:在長期高溫服役過程中,高溫過熱器出口集箱管座焊接接頭熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織老化嚴 重,老化等級達到4.5級,高溫力學性能明顯下降;同時現(xiàn)場安裝強力對口等施工不當造成管屏附 加二次應力集中,在附加二次應力的作用下,裂紋在管座焊接接頭上半圈熱影響區(qū)粗晶區(qū)應力集中 處萌生;隨著服役時間的延長,裂紋內(nèi)基體組織脫碳,焊接接頭發(fā)生高溫蠕變開裂。
關鍵詞:高溫過熱器出口集箱;管座焊接接頭;蠕變裂紋;二次應力
中圖分類號:TG407 文獻標志碼:B 文章編號:1000-3738(2022)09-0106-04
0 引 言
在我國長期服役的超臨界機組中,鍋爐受熱面 “四管”泄漏事故時有發(fā)生,此類事故造成的機組非 計劃停機次數(shù)占到非計劃停機事件總數(shù)的30%左 右。鍋爐受熱面中的高溫過熱器出口集箱(以下簡 稱高過出口集箱)管座焊接接頭因服役條件惡劣,極易發(fā)生不明原因失效,嚴重影響著機組的安全穩(wěn)定 運行,且頻繁的搶修給發(fā)電企業(yè)造成嚴重的經(jīng)濟損 失和人力消耗[1]。
2020年5月,在某電廠600MW 超臨界燃煤鍋 爐 A 檢修期間,對高過出口集箱管座焊接接頭進行 磁粉檢測,發(fā)現(xiàn)其中40根管座焊接接頭表面存在裂 紋缺陷。鍋爐型號為 DG1913/25.4-II3,于2007年 投產(chǎn)發(fā)電,截至檢修時,已累計運行約9.2×10 4h。集 箱管座焊接接頭材料均為SA-335P/T91鋼,管屏最 外圈 規(guī) 格 為 ?51 mm ×9.5 mm,其 他 規(guī) 格 為?45mm×8.5mm,共33屏,每屏共20根;焊接方 法主要為鎢極氬弧焊和手工電弧焊,焊接后經(jīng)760℃ 高溫回火處理。管接頭內(nèi)部介質為水蒸氣,溫度為 571 ℃,壓力為25.1MPa。為了找到管座焊接接頭 開裂的原因,防止類似問題再次發(fā)生,作者對高過出 口集箱管座焊接接頭進行失效分析[2],并提出了相 應的改進措施。
1 理化檢驗及結果
1.1 裂紋宏觀形貌
采用 MP-A2L 型交流磁軛磁粉檢測儀對高過
出口集箱管座焊接接頭進行檢測,發(fā)現(xiàn)40根管座焊
接接頭的裂紋主要分布在高過出口集箱爐后側管座
焊接接頭上半圈距離熔合線1~2mm 位置處,該區(qū)
域為熱影響區(qū)粗晶區(qū)[3-4],裂紋由外壁向內(nèi)壁擴展。
其中1根管座焊接接頭的磁粉探傷結果如圖1所
示,可見現(xiàn) 場 管 座 焊 接 接 頭 上 的 裂 紋 距 熔 合 線 約
1.6mm,裂紋長約2/5圈,其余部位未見明顯脹粗、
變形、鼓包等特征。
1.2 應力分布
對現(xiàn)場部分管座焊接接頭切割后,采用鋼板尺 對管子的偏移量進行測量,表中管座編號11-15表 示爐左數(shù)第11排爐前數(shù)第15根,且11-15管座為 無裂紋管座,其余為含裂紋管座。由表1可以看出: 開裂管座焊接接頭切割后的偏移量在33~57 mm 之間,說明開裂管座焊接接頭應力較大;無裂紋管座 焊接接頭切割后的偏移量為2mm,偏移量較小,說 明該管座焊接接頭整體附加應力較小。
利用有限元分析軟件建立高過出口集箱及管屏
三維模型,管座區(qū)域網(wǎng)格加密,單元尺寸為2mm×
2mm,假定計算狀態(tài)為運行熱態(tài),根據(jù)現(xiàn)場切割時
管子的偏移量設置端部位移邊界條件,考慮運行狀
態(tài)下的蒸汽參數(shù)(溫度571 ℃,壓力25.1 MPa),將
集箱中性面固支,對管座區(qū)域的應力分布進行模擬,
結果如圖2所示。由圖2可以看出,在運行狀態(tài)下,
管座焊接接頭處存在一定的應力集中區(qū),且管座焊
接接頭上半圈熱影響區(qū)粗晶區(qū)的拉應力最大,最大
值為240MPa,該位置與實際開裂位置一致。
1.3 裂紋微觀形貌和顯微組織
在編號11-15、11-18管座焊接接頭裂紋附近截 取金相試樣,經(jīng)磨拋后,用由5g三氯化鐵、50 mL 鹽酸、100mL水組成的溶液腐蝕,采用 DMI5000M 型光學顯微鏡觀察顯微組織。由圖3可以看出:裂 紋最寬處的寬度約為0.4mm,裂紋從管外壁向內(nèi)壁 擴展,長度約為6.5mm,裂紋兩側組織出現(xiàn)脫碳現(xiàn) 象,說明裂紋長期受到高溫氧化作用,主裂紋尖端組 織中出現(xiàn)了微裂紋?？芍?該管座焊接接頭發(fā)生高 溫蠕變開裂。與未服役的新管組織相比,熱影響區(qū) 粗晶區(qū)中馬氏體板條位向嚴重分散或消失,僅有少 量仍保留馬氏體板條形態(tài),板條界、晶界處碳化物增 多,且主要呈球狀、串鏈狀,按照 DL/T884-2019標 準判斷組織的老化級別為4.5級。焊縫區(qū)域的馬氏 體板條位向明顯分散,板條內(nèi)分布的碳化物減少,晶 界碳化物增多,尺寸粗化,呈顆粒狀,組織的老化級別 為3級;母材未經(jīng)焊接熱循環(huán)作用,馬氏體板條位向 分散,板條內(nèi)分布的碳化物減少,板條界、晶界碳化物 粗化,有的呈串鏈狀,組織的老化級別為3.5級;內(nèi)壁蒸汽側氧化層可分為外層、中間層和內(nèi)層3個區(qū)域, 這是由氧分壓隨氧化層深度降低所致[5],氧化層總厚 度在450~496μm,內(nèi)部可見明顯脫碳層。編號11- 15未開裂管座焊接接頭焊縫、熱影響區(qū)粗晶區(qū)、母材 區(qū)組織老化級別與編號11-18開裂管座接頭的相應 區(qū)域基本相同,無明顯差異。
1.4 顯微硬度
采用402MVD型維氏硬度計對編號11-15、11- 18管座焊接接頭處的顯微硬度進行測試,載荷為 0.98N,保載時間為15s,測試位置為焊縫區(qū)域、裂 紋區(qū)域和未經(jīng)焊接熱循環(huán)的母材區(qū)域。由表2可以 看出:2根管座焊縫平均硬度分別為202,207 HV, 母材平均硬度分別為196,191 HV,裂紋區(qū)域即熱 影響區(qū)粗晶區(qū)的平均硬度分別為164,167HV。按 照 GB/T1172-1999和 DL/T438-2016,焊縫和 母材區(qū)域的硬度符合標準要求,而熱影響區(qū)粗晶區(qū) 的硬度明顯低于標準要求。顯微硬度結果與組織老 化評級相對應,即隨著組織老化級別的增加,顯微硬 度降低。
2 失效原因分析
由上述檢驗結果可知:高溫過熱器出口集箱40 根管座焊接接頭上半圈位置大多存在表面裂紋,裂 紋位于距熔合線1~2mm 的熱影響區(qū)粗晶區(qū),部分 裂紋長度已達6.5mm,主裂紋尖端組織中可見明顯 蠕變微裂紋特征;管座焊接接頭熱影響區(qū)粗晶區(qū)經(jīng) 歷了1100~1300 ℃焊接熱循環(huán)作用,以及隨后約 760℃的高溫回火作用,組織粗大,在長期高溫條件 下服役后,組織加速老化,馬氏體板條位向嚴重分散 或消失,碳化物發(fā)生Ostwald熟化,呈球狀、串鏈狀分布在晶界、板條界處[6-8],老化等級為4.5級。焊縫 區(qū)和母材組織的老化級別分別為3級和3.5級。經(jīng) 過長期高溫服役后,管座焊接接頭焊接熱影響區(qū)粗晶 區(qū)組織的老化級別明顯高于焊縫和母材。管座焊接 接頭熱影響區(qū)粗晶區(qū)的硬度為164~167HV,低于標 準要求,這與熱影響區(qū)粗晶區(qū)的組織老化有關。
開裂 管 座 焊 接 接 頭 切 割 后 管 子 的 偏 移 量 在 33~57mm 之間,可知開裂管座服役時存在較大附 加應力。管座表面的附加應力為二次應力,主要來 自安裝基建階段管屏和集箱管接頭現(xiàn)場強力對口所 產(chǎn)生的應力,還來自管屏現(xiàn)場不合理的吊裝卸載工 序使焊接接頭表面產(chǎn)生的集中應力。為滿足整體變 形協(xié)調(diào)條件,在結構不連續(xù)或相鄰件連接部位及其 鄰近區(qū)域產(chǎn)生的附加應力的最大當量應力應小于3 倍材料許用應力[9]。A335/T91鋼在571 ℃工作溫 度下的許用應力為91MPa,管座焊接接頭的最大拉 應力為240MPa,小于3倍許用應力273MPa,但剩 余的安全余量有限。
綜上所述,在基建安裝階段高過出口集箱管座 焊接接頭存在應力集中現(xiàn)象,其中管座焊接接頭上 半圈應力集中最明顯,剩余安全余量有限。在長期 高溫服役啟停調(diào)峰過程中,管座焊接接頭熱影響區(qū) 粗晶區(qū)組織老化程度明顯大于母材和焊縫區(qū)域,高 溫力學性能明顯下降。在附加二次應力的作用下, 微裂紋在管座焊接接頭上半圈熱影響區(qū)粗晶區(qū)應力 集中處萌生;隨著服役時間的延長,裂紋內(nèi)基體組織 脫碳,焊接接頭中形成高溫蠕變裂紋。
3 結 論
(1)在長期高溫服役過程中,高溫過熱器出口 集箱管座焊接接頭熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織老化嚴重, 老化等級達到4.5級,高溫力學性能明顯下降,同時 現(xiàn)場安裝強力對口等施工不當造成管屏附加二次應力集中;在附加二次應力的作用下,微裂紋在管座焊 接接頭上半圈熱影響區(qū)粗晶區(qū)應力集中處萌生。隨 著服役時間的延長,裂紋內(nèi)基體組織脫碳,焊接接頭 發(fā)生高溫蠕變開裂。
(2)建議在設計制造階段采用加強型管座接
頭,并嚴格控制焊接熱輸入,降低熱循環(huán)作用范圍;
現(xiàn)場安裝階段應避免強力對口等施工不當造成管座
接頭處產(chǎn)生附加二次應力;在服役檢修期,應加強對
管座焊接接頭的質量檢查,必要時采用割管進行應
力分析和實驗室理化性能檢驗,應重視焊接接頭熱
影響區(qū)粗晶區(qū)的組織性能評估。
參考文獻:
[1] 黃金督.火電廠鍋爐用 T91鋼的時效特性與氧化行為的研究 [D].南京:東南大學,2014. HUANGJD.Theresearchofagingpropertiesandoxidation behaviorofT91steelusedinpowerplantboiler[D].Nanjing: SoutheastUniversity,2014.
[2] 劉富君,唐萍,凌張偉,等.電站鍋爐集箱管座角焊縫缺陷安全 性分析方法[J].焊接學報,2013,34(10):83-86. LIUFJ,TANGP,LINGZW,etal.Studyonsecurityanalysis methodfortubefilled weld on powerboilersetbox[J]. TransactionsoftheChina WeldingInstitution,2013,34(10): 83-86.
[3] 高廣安,孫曉志,高爽.焊接熱影響區(qū)寬度數(shù)值的研究[J].焊 接,1989(9):9-11. GAOG A,SUNXZ,GAOS.Investigationintovaluesforthe widthofweldhaz[J].Welding&Joining,1989(9):9-11.
[4] 李峻宏,蘇喜平,馮偉,等.T91/15-15Ti異材焊接接頭微觀組 織和力學性能研究[J].原子能科學技術,2021,55(10):1844- 1849. LIJH,SUXP,FENG W,etal.Microstructureandmechanical propertyofT91/15-15Tidissimilarsteels weldedjoint[J]. AtomicEnergyScienceandTechnology,2021,55(10):1844-1849.
[5] CHEN K,ZHANG LF,SHENZ.Understandingthesurface
oxideevolutionofT91ferritic-martensiticsteelinsupercritical
waterthroughadvancedcharacterization[J].Acta Materialia,
2020,194:156-167.