摘 要:某電廠超臨界火電鍋爐的高溫過熱器管在服役約４×１０４ h后,T９１/TP３４７H 異種鋼焊 接接頭 T９１鋼管側(cè)出現(xiàn)環(huán)向斷裂事故.通過宏觀檢查、結(jié)構(gòu)分析、化學(xué)成分分析、金相檢驗及硬度 測試等方法,對該焊接接頭斷裂失效的原因進行了分析.結(jié)果表明:焊接接頭的 T９１鋼管側(cè)內(nèi)壁 車削后的厚度小于鋼管的最小需要壁厚,該處鋼管過量車削后的結(jié)構(gòu)造成的工質(zhì)流動變化引起了 局部超溫,材料加速老化,鋼管強度下降;T９１鋼管側(cè)熱影響區(qū)由于強度不足而發(fā)生脹粗,產(chǎn)生蠕 變裂紋,裂紋在軸向應(yīng)力的作用下不斷擴展,最終引起鋼管環(huán)向斷裂.
關(guān)鍵詞:異種鋼;焊接接頭;環(huán)向斷裂;過量車削;熱脹應(yīng)力
中圖分類號:TK２２３．３;TG４０７ 文獻標(biāo)志碼:B 文章編號:１００１Ｇ４０１２(２０１８)０１Ｇ００６７Ｇ０４
近年來,為了減少二氧化碳等溫室氣體的排放、 保護環(huán)境、節(jié)約一次能源及提高熱效率,火力發(fā)電廠 正在逐步建設(shè)大容量超(超)臨界機組.而隨著火力 發(fā)電廠機組參數(shù)的不斷提高,以 T９１,T９２為代表的 鐵素體耐熱鋼及 TP３４７H,Super３０４H 為代表的奧氏 體耐熱鋼在電站建設(shè)中的應(yīng)用越來越多,因而這些新 型耐熱鋼間的同種鋼、異種鋼焊接不可避免[１Ｇ３]. 某電廠超臨界火電鍋爐機組的高溫過熱器部件 服役約４×１０４h后,高溫過熱器 T９１/TP３４７H 異種 鋼焊接接頭發(fā)生斷裂事故,筆者通過一系列理化檢 驗分析其失效原因,以避免類似事故重復(fù)發(fā)生.
１ 理化檢驗
１．１ 宏觀檢查
圖１為斷裂失效的高溫過熱器 T９１/TP３４７H 異種鋼焊接 接 頭 的 宏 觀 形 貌,斷 裂 發(fā) 生 在 焊 接 接 頭的 T９１鋼管側(cè)熱影響區(qū)位置,斷口呈斜坡狀,由 圖１a)可見斷口附近鋼管明顯脹粗,斷裂處管內(nèi)外 壁均有龜裂 紋 存 在,龜 裂 紋 擴 展 方 向 為 鋼 管 軸 向和周向.斷 口 截 面 上 有 明 顯 的 氧 化 皮 存 在,說 明 裂紋的擴展經(jīng)歷了一個較長的過程.靠近內(nèi)壁的 斷口邊緣局 部 保 留 有 金 屬 光 澤,說 明 鋼 管 裂 紋 由 外壁 向 內(nèi) 壁 擴 展.T９１ 鋼 管 一 側(cè) 距 離 斷 口 約 １５mm 的位置有明 顯 的 車 削 平 臺,形 成 一 個 較 大 的變截面.
１．２ 結(jié)構(gòu)分析
圖２為焊接接頭的結(jié)構(gòu)示意圖,可見 T９１鋼管 側(cè)母材的規(guī)格為?４４．５mm×９．６mm,TP３４７H 鋼 管側(cè)母材的規(guī)格為?４４．５mm×７．５mm,兩段管材 壁厚相差２．１mm.焊接時對 T９１鋼管側(cè)內(nèi)壁進行 了車削,車削后的剩余厚度僅有５．３mm 左右,存在 過量車削現(xiàn)象.查閱相關(guān)強度計算書,該鋼管的最 小需要壁厚為６．１４mm,可見車削后的鋼管厚度已 經(jīng)小于鋼管的最小需要壁厚.
１．３ 化學(xué)成分分析
利用SPECTRO TEST 全定量直讀光譜儀對 發(fā)生斷裂的 T９１鋼管進行了化學(xué)成分分析,結(jié)果見 表１.由表 １ 可見,T９１ 鋼管的化學(xué)成分符合 GB ５３１０－２００８«高壓鍋爐用無縫鋼管»[４]的要求.
１．４ 金相檢驗
在 T９１鋼管側(cè)斷裂位置截取試樣,經(jīng)磨制、拋 光后,采用 FeCl３溶液進行侵蝕,然后在 ZeissAxio ObserverA１m 型金相顯微鏡下觀察金相試樣的顯 微組織形貌.
圖３為 T９１鋼管側(cè)斷口附近的顯微組織形貌. 由圖３a)可見斷裂位置為 T９１鋼管側(cè)熱影響區(qū)位 置,距 T９１鋼管側(cè)熔合線約４mm.圖３b)和圖３c) 顯示斷口邊緣顯微組織為鐵素體＋碳化物,箭頭所 示為機械變形導(dǎo)致拉長的蠕變孔洞,碳化物析出聚 集,部分碳化物呈塊狀.宏觀檢查中發(fā)現(xiàn)管內(nèi)壁有 一圈車削減薄的痕跡,由圖３d)可見車削位置平均 剩余壁厚約為５．３mm.由圖３e)可見車削位置管內(nèi) 壁有均勻分布的氧化皮,平均厚度約為０．１３mm,顯 微組織為鐵素體＋碳化物.
圖４為 T９１鋼管側(cè)距斷口１００ mm 位置的顯 微組織形貌.由圖４a),b)可見,管內(nèi)壁存在平均厚 度約０．３３ mm 的氧化皮,管外壁存在平均厚度約 ０．１５mm的氧化皮.由圖４c),d)可見,鋼管壁厚方 向中間位置的顯微組織為鐵素體＋碳化物,馬氏體 完全分解,碳化物明顯聚集長大.
１．５ 硬度測試
采用 HBWＧ３０００型布氏硬度計對焊接接頭進 行硬度測試,加載載荷為１８３８．７N(１８７．５kgf),加 載時間為１０s,測試位置為圖２中的７處位置,測試 結(jié)果見表２.結(jié)果顯示,T９１鋼管側(cè)硬度低于 DL/T ４３８－２０１６«火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程»[５]要求 的下限,TP３４７H 鋼管側(cè)硬度符合標(biāo)準(zhǔn)要求.
２ 分析與討論
該焊接接頭的失效表現(xiàn)為 T９１鋼管側(cè)熱影響 區(qū)整圈斷裂,斷口呈斜坡狀,斷口附近鋼管明顯脹粗,斷裂處管內(nèi)外壁均有龜裂紋存在,宏觀表現(xiàn)為長 期超溫爆管特征.
焊接接頭兩側(cè)鋼管壁厚差別較大,焊接時對較 厚的 T９１鋼管進行了內(nèi)壁車削,而車削過程控制不嚴(yán)格導(dǎo)致內(nèi)壁過量車削,使鋼管剩余壁厚小于鋼管 的最小需要壁厚.鋼管車削加工后,介質(zhì)經(jīng)過由車 削形成的臺階時,介質(zhì)流場有較大的改變,造成車削 段內(nèi)壁介質(zhì)流速減小,冷卻能力下降,從而造成局部 溫度較大幅度提高[６],加速了鋼管老化的速度,鋼管 強度急劇下降.鋼管開裂位置在 T９１鋼管側(cè)焊接 熱影響區(qū),斷口邊緣組織老化嚴(yán)重,附近有受到機械 作用而拉長的蠕變孔洞,鋼管開裂的性質(zhì)為蠕變斷 裂.距離斷口１００mm 附近的顯微組織中馬氏體完 全分解為鐵素體＋碳化物,硬度低于標(biāo)準(zhǔn)要求的下 限,進一步驗證了鋼管經(jīng)歷了長時間超溫運行.
異種鋼焊接接頭的兩側(cè)材料為馬氏體不銹鋼和 奧氏體不銹鋼,兩側(cè)彈性模量和熱膨脹系數(shù)有較大 差異,使得焊接接頭在機組啟停冷熱交替過程中存 在軸向熱脹應(yīng)力[７],而車削加工位置本身厚度不足, 加上超溫導(dǎo)致材料加劇老化,在長期運行條件下鋼 管在最薄弱的車削位置發(fā)生斷裂失效.
３ 結(jié)論及建議
該高溫過熱器異種鋼焊接接頭在 T９１鋼管側(cè) 發(fā)生斷裂,原因是 T９１鋼管內(nèi)壁過量車削造成鋼管 壁厚小于最小需要壁厚,同時該處鋼管超溫運行,管 材加速老化,強度下降.焊接接頭 T９１鋼管側(cè)熱影 響區(qū)由于強度不足而發(fā)生蠕變脹粗,并在軸向應(yīng)力的作用下在過量車削位置發(fā)生環(huán)向斷裂.
建議加強監(jiān)督焊口的安裝施工過程,避免管壁 過量車削;加大檢修過程的檢查力度,對于鋼管車削 過量的焊接接頭進行更換;加強運行監(jiān)控,防止超溫 運行導(dǎo)致管材加速老化.
參考文獻:
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