蔡志強，林雪松，鄧永龍，落志禎

(四川省電力工業(yè)調(diào)整試驗所，四川 成都　610072)

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高溫再熱器Super304H與T91異種鋼接頭開裂失效分析

蔡志強，林雪松，鄧永龍，落志禎

(四川省電力工業(yè)調(diào)整試驗所，四川 成都610072)

摘要：對國內(nèi)首臺600 MW循環(huán)流化床鍋爐外置床內(nèi)的高溫再熱器Super304H與T91異種鋼接頭開裂進行了失效分析。分析結果表明開裂原因為結構設計不當,該管段不能自由膨脹；加上該焊接接頭熔合區(qū)存在界面突變，容易引起應力集中，在高溫環(huán)境下長期運行后，抗高溫蠕變性能較差T91側出現(xiàn)蠕變孔洞，在熔合區(qū)形成蠕變裂紋：因此最終發(fā)展為宏觀裂紋而失效。根據(jù)分析結果，提出將該異種鋼接頭布置在密封盒上方，且增加接頭至聯(lián)箱之間管程彎頭數(shù)量的整改方案。

關鍵詞：循環(huán)流化床;異種鋼接頭;失效分析; 設計不當；蠕變孔洞;應力集中

Abstract：Failure analysis for the cracking of Super304H and T91 dissimilar steels welded joint of high-temperature reheater in external heat exchanger is carried out in the first 600 MW circulating fluidized bed (CFB) boilers in China. The analysis results show that the cracking reason is the improper structure design, and the section cannot expand because of that wound. Coupled with the existing mutation interface in weld bead boundaries where exist stress concentration, the T91 with poorer high-temperature creep resistant properties would firstly generate creep cavity under high temperature after running for a long time, and then the creep crack is occurred, which finally leads to creep failure. According to the analysis result, the improved scheme is proposed, that is, the arrangement of dissimilar steels welded joint will be decorated above the seal box and the number of elbow between the joint and the header should be increased.

Key words：circulating fluidized bed (CFB); dissimilar steels welded joint; failures analysis; improper structure design; creep cavity; stress concentration

引言

隨著火力發(fā)電站向超超臨界機組發(fā)展，由于溫度和壓力等高參數(shù)的影響，鍋爐受熱面管對材質(zhì)的要求越來越高，具有高熱強性和高抗氧化性的鉻鎳奧氏體不銹鋼(Super304H)及馬氏體耐熱鋼(T91)便大量出現(xiàn)在鍋爐受熱面的高溫高壓段，因此就難免出現(xiàn)該兩類鋼種的異種焊接問題[1-2]。但由于這兩類鋼的化學成份、金相組織、機械性能及熱膨脹系數(shù)存在較大差異，焊材的選擇又通常是采用低匹配原則，容易導致在焊接接頭兩側的熔合區(qū)產(chǎn)生較為復雜的金相組織及化學成分的不均勻性，使焊接接頭在使用過程產(chǎn)生過早失效[3]。

國內(nèi)首臺600 MW超超臨界循環(huán)流化床機組自2013年4月168 h試運行通過后至今，兩側外置床內(nèi)靠近高溫再熱器出口聯(lián)箱的高溫再熱器出口管段管屏發(fā)生3次多處異種鋼接頭開裂，開裂的接頭位于密封盒內(nèi)，接頭距離上部高溫再熱器出口聯(lián)箱管程大約為1.5 m，且僅設計了一處145°彎頭作為膨脹伸縮量。該異種鋼接頭材質(zhì)為SA-213T91/Super304H，規(guī)格為Φ44.5×5.0/Φ44.5×7.0，開裂位置均位于T91管一側。針對該開裂的異種鋼接頭進行了宏觀檢查、化學成分分析、力學性能試驗、金相組織檢測、掃描電鏡分析及顯微硬度測試等研究，以確定該異種鋼焊接接頭裂紋產(chǎn)生的根本原因。

1試驗方法與結果

1.1宏觀檢查

圖1為異種鋼接頭管段裂紋內(nèi)外壁開裂宏觀形貌圖，發(fā)生開裂的位置均位于T91管側與接頭的熔合區(qū)。從外壁整體形貌看，裂紋沿管子周向擴展，約占整個圓周的一半，與焊道幾乎平行，距離焊趾約5 mm，基本上位于焊縫熱影響區(qū)。經(jīng)剖開內(nèi)壁觀察，裂紋已貫穿整個壁厚，內(nèi)壁裂紋距離焊縫根部約8 mm，整體上觀察，裂紋應為從內(nèi)向外擴展。通過對內(nèi)壁接頭觀察，發(fā)現(xiàn)在T91側與接頭過渡區(qū)并非平整過渡，而是存在明顯的界面差。

表1　T91側化學成分

圖1　管子內(nèi)外管壁裂紋宏觀形貌

1.2成分分析

由于多次發(fā)生開裂的位置均發(fā)生在T91 管一側，Super304H管側與焊縫接頭接觸處并未發(fā)生開裂情況，因此只需對管段上的T91母材進行取樣分析，元素化學分析結果見表1。

檢測結果表明，T91管側截取的試樣各元素成分含量滿足ASME中對T91材料的成分要求，因此可以排除是由材質(zhì)誤用導致的開裂。

1.3力學性能試驗

在開裂的管段T91管材一側截取縱向試樣進行拉伸試驗分析。為了能更好地進行對比分析。將未開裂的鄰近管段試樣以及備品試樣分別進行拉伸試驗，檢測結果見表2。

表2　拉伸試驗結果

檢測結果顯示，備品試樣的拉伸試驗的3項力學性能指標均滿足ASME標準的相關要求，但開裂試樣與臨近管段試樣的T91側母材除延伸率滿足要求外，抗拉強度與屈服強度均明顯低于標準要求。

1.4金相組織檢測與顯微硬度測試

對圖1(b)中的試樣的裂紋區(qū)域、遠離裂紋40 mm區(qū)域以及備品試樣(T91母材)分別進行金相組織檢測。

圖2　裂紋附近金相組織

圖3　遠離裂紋處T91組織

通過金相組織觀察，發(fā)現(xiàn)在裂紋兩側附近(即焊縫熱影響)均存在大量的蠕變孔洞，且大部分沿管子縱向方向呈鏈狀分布；裂紋附近馬氏體位相已不明顯，碳化物彌散析出，并聚集長大，金相組織基本上接近于鐵素體+碳化物。遠離裂紋處T91母材側金相組織為回火索氏體，亦發(fā)現(xiàn)大量析出碳化物顆粒，但幾乎未發(fā)現(xiàn)蠕變孔洞。對T91管材備品試樣金相檢測，材料的組織為典型的回火馬氏體組織，未發(fā)現(xiàn)明顯的碳化物析出和蠕變孔洞等異常情況。

對裂紋附近區(qū)域按圖4測點分布進行維氏硬度檢測，即從裂紋邊緣起向T91母側等距離均勻取5個點，每個點沿厚度方向打3個硬度取其平均值，檢測結果見表3。

表3　顯微硬度值

顯微硬度檢測結果表明，裂紋附近區(qū)域硬度相比備品試樣硬度整體偏低，且越靠近裂紋處(熔合線)，硬度值總體呈下降趨勢。

圖4　硬度測點分布

1.5掃描電鏡分析

利用掃描電鏡對裂紋附近區(qū)域進行微觀形貌觀察，裂紋兩側存在大量的孔洞，且基本沿管子縱向串聯(lián)成鏈狀分布，見圖5(a)。該檢測結果與金相組織檢測結果一致。通過更高倍數(shù)電鏡觀察，可知孔洞基本都發(fā)生在碳化物或夾雜物附近形核長大，見圖5(b)。 在靠近熔合區(qū)的T91母材及對比分析用鄰近管段試樣同樣發(fā)現(xiàn)類似的蠕變孔洞，只是蠕變孔洞數(shù)量多少及分布情況存在一定程度上的差異。

圖5　裂紋附近蠕變孔洞微觀形貌

2開裂原因分析

根據(jù)上述檢測結果可知，該異種鋼接頭用T91母材的化學成分合格，排除錯用材料的可能。

T91母材力學性能結果表明其延伸率滿足標準要求，但抗拉強度和屈服強度較低于標準要求值，與同批備品相比，分別降低了13%和26%，因此材質(zhì)存在劣化的可能。金相組織分析顯示，T91母材在長期高溫環(huán)境運行后，開始析出大量碳化物顆粒，并聚集長大，電鏡掃描高倍下可觀察到母材存在蠕變孔洞，并沿著夾渣物或碳化物在晶界或晶內(nèi)形核長大，表明材質(zhì)存在一定程度的蠕變損傷，與力學性能試驗結果一致。

與母材微觀組織相對比，裂紋附近區(qū)域晶界和晶內(nèi)彌散析出的碳化物大量增加，且明顯聚集長大，蠕變孔洞和蠕變裂紋大量增加。

材料在長期應力和高溫作用下發(fā)生的緩慢塑性變形的現(xiàn)象稱為蠕變，由此造成部件變形或開裂稱為蠕變損傷或蠕變斷裂。蠕變的出現(xiàn)通常需要3個因素的共同作用：應力、高溫和時間。蠕變的應力水平雖然低于材料的屈服強度，部件不會在瞬時破壞，但卻會在瞬時產(chǎn)生一定的變形量，而這變形并沒有結束，而是隨著時間的推移不斷地增加，最終導致材料開裂。溫度越高、應力越大，蠕變速度就越快，蠕變變形就越為明顯[4]。

通過查閱該電站高溫再熱器管屏設計圖紙和現(xiàn)場勘查得知，相比煤粉爐，該循環(huán)流化床鍋爐將高溫再熱器出口聯(lián)箱下部管屏異種鋼接頭管段區(qū)域用澆筑材料進行了密封，接頭距離上部高溫再熱器出口聯(lián)箱管程大約為1.5 m，且僅設計了一處145°彎頭作為膨脹伸縮量，致使該接頭膨脹受限。由于焊接接頭本身存在焊接殘余應力，熔合區(qū)存在明顯的界面突變，在膨脹受限的情況下，應力更加集中，屬相對薄弱區(qū)域；另外，該部件屬于吊掛管，需要承受管屏的自身重力作用，在管接頭部位形成的拉應力加重了蠕變損傷的程度，從而導致該接頭在熔合線開裂。因為Super304H蠕變強度優(yōu)于T91，故在同等外界條件下，本異種鋼焊接接頭在抗高溫蠕變性能較差T91側出現(xiàn)焊蠕變損傷，并逐步擴展為宏觀裂紋，而不出現(xiàn)在Super304H側。

3結論及建議

1)由于結構設計不當，外置床內(nèi)的高溫再熱器管Super304H與T91異種鋼接頭膨脹受阻；加上該焊縫熔合區(qū)存在界面突變，容易引起應力集中，在多種應力共同作用下，高溫環(huán)境下長期運行后，抗高溫蠕變性能較差的T91側出現(xiàn)蠕變孔洞，在熔合區(qū)形成蠕變裂紋，最終發(fā)展為宏觀裂紋而失效。

2)針對本次開裂失效，建議對該焊接接頭至聯(lián)箱之間的管段全部更換，重新設計該段管路的走向，增加彎頭的數(shù)量，并將焊縫接頭布置在密封盒上方。經(jīng)整改，運行近一年時間，未出現(xiàn)上述開裂失效現(xiàn)象，充分驗證了該方案的可行性。

參考文獻

[1]李勇. TP347H與T91異種鋼焊接性能分析[J].廣東電力，2007, 20(7):19-22.

[2]章應霖. 奧氏體耐熱鋼和火電站異種鋼管道的焊接[C].超(超) 臨界鍋爐用鋼及焊接技術論文集[D].2005:57-76.

[3]王志紅，趙進史，李太彬. T91與12Cr1MoV異種鋼的焊接工藝[J]. 焊接，2006(10)：54-56.

[4]廖景娛. 金屬構件失效分析[M].北京：化學工業(yè)出版社，2003.

中圖分類號：TK223.3

文獻標志碼：B

文章編號：1003-6954(2016)02-0088-03

作者簡介：

蔡志強(1983)，碩士、工程師，從事電力行業(yè)金屬失效分析的研究。

(收稿日期：2015-11-13)