主蒸汽壓力取樣管焊接接頭開裂原因

王 飛, 楊 超, 吳增祎, 張敏杰, 倪杰凱, 楊慶旭

(1.江蘇鎮江燃氣熱電有限公司, 鎮江 212028；2.江蘇方天電力技術有限公司, 南京 211102)

某火力發電廠機爐外管布置位置異常，一旦發生突然性爆破容易導致人員傷亡，故其運行安全十分重要。其中對于直徑小于89 mm的管道，原則上要求走向布置，保證支吊時該管道能吸收與其相連管道產生的熱位移。某些安裝單位的技術水平不足或重視程度不夠，導致這類管道常出現支吊架布置不合適，管道走向未考慮熱位移以及安裝、焊接質量不高的情況。

某火電廠2號機組主蒸汽壓力取樣管管座側第一個焊接接頭在運行過程中發生開裂泄漏。主蒸汽管道的工作溫度為567 ℃，工作壓力為14.59 MPa，壓力取樣管的材料為T91鋼，規格為16 mm×3 mm(外徑×壁厚)，事故發生于機組投產前168 h試運過程中的約第78 h，該取樣管共3根，開裂的焊接接頭位于中間的一根管上，開裂焊接接頭的宏觀形貌如圖1所示。筆者采用宏觀觀察、化學成分分析、硬度測試、金相檢驗以及管系檢查分析等方法，對該焊接接頭的開裂原因進行了分析，以減少機組非計劃停運的次數和時間，提高設備運行的可靠性。

圖1 開裂焊接接頭的宏觀形貌

1 理化檢驗

1.1 宏觀觀察

截取該開裂焊接接頭斷口處進行宏觀觀察，結果如圖2所示。由圖2可知：開裂處位于管座側焊縫位置，裂紋穿透管子，該處存在環向裂紋，裂紋長度約為15 mm；起裂點位于內壁熔合線旁的熱影響區，開裂面接近垂直于管子軸線，開裂處無明顯的塑性變形，斷口表面平齊，斷口附近沒有頸縮現象，邊緣沒有剪切唇，呈脆性斷裂特征[1]；管子安裝對口時存在折口情況，角變形偏差α為4.3 mm，超出了DL/T 869—2012《火力發電廠焊接技術規程》的要求(α≤2 mm)；焊縫外表面成形良好，根部整體凸出，最大凸出高度約為2 mm，已達DL/T 869—2012的上限(2 mm)。檢查該焊接接頭射線檢測底片，未發現缺陷，依據DL/T 869—2012，對該焊接接頭的缺陷評級為一級，說明該焊接接頭經熱處理后進行射線檢測時，裂紋尚未產生或因尺寸小等原因未被發現，此后至開裂時機組累計運行時間不超過300 h。

圖2 開裂焊接接頭斷口處的宏觀形貌

1.2 化學成分分析

使用ARL3460型直讀式光譜分析儀對開裂焊接接頭斷口處焊縫及母材進行化學成分分析，結果如表1所示，可見其化學成分均符合DL/T 821—2017《金屬熔化焊對接接頭射線檢測技術和質量分級》的要求。

表1 開裂焊接接頭斷口處焊縫及母材的化學成分分析結果 %

1.3 硬度測試

在開裂焊接接頭處取樣，依據GB/T 4340.1—2009《金屬材料 維氏硬度試驗 第1部分 試驗方法》，使用VH-50AC型顯微硬度計對斷口處的焊縫、熱影響區及母材進行硬度測試，載荷為98.1 N，加載時間為10 s，結果如表2所示。由表2可知,母材硬度正常,焊縫硬度大于DL/T 869—2021的要求。研究發現[2],隨著T91鋼小徑管焊縫硬度的升高，其沖擊吸收能量降低，當焊縫硬度為340～370 HB時,其沖擊吸收能量為20～40 J/cm2，低于《T/P91鋼焊接工藝導則》的要求(41 J/cm2),焊接接頭脆性斷裂的傾向較大，由此可知斷口存在脆性斷裂的可能。

表2 斷口處焊縫、熱影響區及母材的硬度測試結果 HB

1.4 金相檢驗

在焊接接頭縱截面(徑向)處取樣，使用ZEISS Observer A1m型光學顯微鏡，按照DL/T 884-2019《火電廠金相檢驗與評定技術導則》對試樣進行金相檢驗，結果如圖3所示。由圖3可以看出：未開裂處熔合區域晶粒較粗大，位向明顯，母材為細晶?；鼗瘃R氏體組織；焊縫為馬氏體組織，無明顯回火跡象(幾乎無碳化物析出)，說明該焊接接頭未經高溫回火處理或回火溫度、時間不足；開裂處可見裂紋無明顯分叉，主裂紋旁無二次開裂情況，因馬氏體晶界不明顯，故難以判斷是沿晶開裂還是穿晶開裂。

圖3 焊接接頭處顯微組織形貌

1.5 擴大性檢查

對主蒸汽管道、高溫再熱蒸汽管道上同類焊接接頭進行了擴大性檢查，發現普遍存在焊縫硬度高、顯微組織異常的情況。采用NEMESIS 9104型萬能硬度計測得該開裂焊接接頭相鄰的2根管上焊接接頭焊縫處的硬度分別為288，295 HB，母材硬度分別為219，232 HB，焊縫的顯微組織為未回火馬氏體+回火馬氏體(見圖4)。經滲透檢測、射線檢測抽查后，未發現其他焊接接頭存在裂紋等缺陷，且后續運行過程中未再發生類似泄漏的情況。

圖4 相鄰2根管上焊接接頭焊縫處的顯微組織形貌

1.6 管系檢查

對取樣管走向布置、支吊情況進行了檢查，發現該處管系與其他位置有明顯不同，該處取樣管布置如圖5所示，取樣管y向水平段用管卡固定，x向水平段則隨主管道移動。附近的106#支架的熱位移為：Δx=0 mm，Δy=191 mm，Δz=0 mm，其中y向熱位移量很大。雖然取樣管的2個折彎能吸收部分熱膨脹量，但仍然會使x向水平段的熱位移受限，因此,開裂焊接接頭所處管系最遠端的熱位移量最大。焊接接頭承受附加的彎曲載荷可能會超過其高溫抗拉強度極限，從而發生斷裂，這可以從焊接接頭在y向近半圈開裂得到驗證。取樣管和支吊架的布置不能承受母管和支管的熱位移，造成二次應力超標且接頭焊縫處的應力最大，說明這種熱位移受阻的情況存在一定的普遍性[3]。

圖5 取樣管布置示意

2 綜合分析

該裂紋產生于機組未正式投產之際，因此可以排除材料因蠕變而產生裂紋，則裂紋可能是熱裂紋、冷裂紋、再熱裂紋[4]中的一種，又因裂紋發生于焊后且開裂于熱影響區，故可基本排除熱裂紋的可能。T91鋼完全在再熱裂紋敏感區外，對焊接接頭再熱裂紋不敏感，這可能與MoC消失有關[5]。冷裂紋(延遲裂紋)形成的3個影響因素為：鋼材的淬硬傾向、焊接接頭的氫元素含量及其分布、焊接接頭的拘束應力狀態[4]。該開裂焊接接頭存在未回火的馬氏體組織，淬硬傾向大，焊接接頭存在折口、熱膨脹受阻、焊接殘余應力未消除等情況，有較大的內應力，且焊接接頭位于小頭側，根部凸出較高，存在應力集中情況，其延遲脆斷的特征符合氫致裂紋的特點，因此該裂紋極可能是冷裂紋。

為防止該類裂紋再次出現，采取的對策為：① 保證其焊后熱處理溫度、時間達到工藝要求，使處理后的焊縫得到回火馬氏體或回火索氏體組織，且硬度符合DL/T 869—2012的要求；② 焊接接頭采用氬弧焊打底時，使內、外焊縫表面均與母材圓滑過渡，并避免折口超標等情況；③ 將裂口所在管及附近2根管上的固定管卡松開，使其能在熱態下隨母管自由滑動；④ 采取焊前預熱等措施,以減少在焊接接頭中自由擴散并局部聚集的氫原子或氫離子。

3 結論及建議

該壓力取樣管焊接接頭的開裂符合冷裂紋(延遲裂紋)特征，其形成原因與焊接接頭中存在未回火的馬氏體、管子膨脹受阻產生的附加應力等應力集中有關。

為避免類似開裂情況再次出現，需執行正確的焊接及熱處理工藝，以得到合格的顯微組織及適宜的硬度，并合理安排支吊架的狀態，減少應力集中，使焊接接頭的受力不超過其許用應力。