,

(1. 哈爾濱鍋爐廠有限責任公司 材料研究所, 哈爾濱 150046; 2. 高效清潔燃煤電站鍋爐國家重點實驗室, 哈爾濱 150046)

質(zhì)量控制與失效分析

某電廠水冷壁管斷裂失效分析

王兆民1,2,程義1,2

(1. 哈爾濱鍋爐廠有限責任公司 材料研究所, 哈爾濱 150046; 2. 高效清潔燃煤電站鍋爐國家重點實驗室, 哈爾濱 150046)

通過宏觀檢驗、化學成分分析、力學性能試驗、金相檢驗、掃描電鏡斷口分析等方法，分析了某電廠水冷壁管斷裂失效的原因。結果表明：該水冷壁管斷裂是由疲勞裂紋擴展造成的，裂紋起源于水冷壁管與鰭片焊接的焊縫未熔合缺陷處，裂紋沿水冷壁管的向火側與背火側同時擴展，最終造成水冷壁管垂直于鋼管軸向發(fā)生橫向斷裂；焊縫硬度偏高并且存在未熔合焊接缺陷是造成該次斷裂失效的內(nèi)因，電廠啟停爐及負荷波動過于頻繁是造成該次斷裂失效的外因。

失效分析； 水冷壁管； 疲勞斷裂； 焊縫； 未熔合； 硬度

某新建熱電廠首次點火試運行至停爐檢修共運行8個月，期間啟停20次并且負荷波動頻繁。自發(fā)現(xiàn)泄漏至停爐檢修這個區(qū)間段連續(xù)運行半個月，造成大面積水冷壁管被吹損，檢修過程中發(fā)現(xiàn)前包墻水冷壁與右包墻水冷壁連接處的鋼管除被吹損外，還有一處被徑向拉斷的斷口，斷裂鋼管規(guī)格為φ63.5 mm×10 mm，材料為15CrMoG鋼，與其焊接的鰭片材料為15CrMo鋼。為查明上述被徑向拉斷水冷壁管的斷裂屬性及原因，筆者截取含有斷口的、長300 mm的樣管進行檢驗和分析。

1 理化檢驗

1.1宏觀檢驗

圖1 樣管宏觀形貌與取樣位置Fig.1 Macro morphology of the sample tube and sampling positions

圖2 樣管斷口宏觀形貌Fig.2 Macro morphology of fracture of the sample tube

對截取下來的斷裂水冷壁樣管進行宏觀分析，如圖1和圖2所示。圖1為樣管的宏觀形貌，可見樣管表面較光滑，無嚴重氧化及結渣現(xiàn)象，在斷口附近樣管有明顯被吹損的痕跡，但斷口并未被吹損。圖2為水冷壁管斷口宏觀形貌，可見斷口橫截面無明顯縮頸及壁厚減薄現(xiàn)象，斷口表面十分平整，僅存在一臺階(圖2中B處所指)，斷口表面已被氧化，無金屬光澤，但有明顯的近同心弧形的貝殼狀條紋，條紋圓心朝向為圖2中A處。

1.2化學成分分析

采用QSN-750直讀光譜儀對樣管進行化學成分分析，取樣位置為圖1中3號位置。由表1可見，樣管的各元素含量均符合GB 5310-2008《高壓鍋爐用無縫鋼管》[1]對15CrMoG鋼成分的技術要求。

1.3力學性能試驗

在圖1所示的4號和5號位置分別取樣進行拉伸和沖擊試驗。由表2可見，樣管的室溫拉伸性能和沖擊性能均滿足GB 5310-2008技術要求。表3所示為樣管維氏硬度試驗結果，測試區(qū)域分別為斷口附近背火側與向火側的焊道截面，如圖1所示。硬度試驗結果表明，所有焊道截面中焊縫、熱影響區(qū)的維氏硬度均比母材硬度高100 HV10以上，斷口A處背火側焊道截面焊縫、熱影響區(qū)的硬度最高，另外向火側母材的硬度低于背火側母材的，這是因為在鍋爐運行時向火側受高溫煙氣影響，力學性能會有所下降。

表1 樣管化學成分分析結果(質(zhì)量分數(shù))Tab.1 Analysis results of chemical compositions of the sample tube (mass fraction) %

表2 樣管室溫力學性能試驗結果Tab.2 Test results of mechanical properties of the sample tube at room temperature

表3 樣管維氏硬度試驗結果Tab.3 Test results of Vickers hardness of the sample tube HV10

1.4金相檢驗

對樣管進行金相檢驗，取樣位置如圖1所示，分別為向火側A-1位置與背火側A-2位置。取縱向金相試樣，用4%(體積分數(shù))硝酸酒精溶液將試樣侵蝕后觀察顯微組織，依據(jù)GB 5310-2008及DL/T 869-2012《火力發(fā)電廠焊接技術規(guī)程》[2]判斷，各區(qū)域顯微組織均未見異常，如圖3和表4所示。

1.5掃描電鏡斷口分析

使用掃描電鏡(SEM)對樣管斷口微觀形貌進行觀察。圖4a)所示是圖2中斷口A處微觀形貌，可以看到鋼管與焊縫之間有未熔合區(qū)域，未熔合區(qū)周邊有明顯的放射狀條紋，表明裂紋起源于未熔合區(qū)域。圖4b)所示是樣管背火側擴展區(qū)斷口微觀形貌，可以看到斷口表面具有同一方向的解理臺階。圖4c)所示是樣管向火側擴展區(qū)斷口微觀形貌，具有沿晶斷裂特征，有清晰可見的疲勞輝紋及泥流花樣，某些部位具有二次裂紋。圖4d)所示是圖2中斷口B處微觀形貌，可以看到斷口表面的韌窩狀撕裂形貌，表明此處為最終的瞬斷區(qū)域。

表4 樣管金相檢驗結果Tab.4 Metallographic examination results of the sample tube

圖3 樣管不同區(qū)域顯微組織形貌Fig.3 Microstructure morphology of different areas of the sample tube: a) base metal of area A-1; b) base metal of area A-2; c) heat-affected zone of area A-2; d) weld seam of area A-2

圖4 樣管斷口SEM形貌Fig.4 SEM morphology of fracture of the sample tube: a) crack source area; b) propagation area at the side unexposed to fire; c) propagation area at the side facing fire; d) transient fracture area

2 分析與討論

斷裂水冷壁管斷口沒有塑性變形及壁厚減薄現(xiàn)象，背火側斷口有明顯的近同心弧形貝紋線，圓心指向樣管表面焊接鰭片處。貝紋線的出現(xiàn)是疲勞裂紋緩慢擴展的重要特征及判斷疲勞斷裂的主要依據(jù)[3]，因此通過宏觀分析可以初步推斷該水冷壁管斷裂是由疲勞裂紋擴展造成的。樣管向火側斷口沒有明顯的貝紋線，這是因為向火側受爐膛煙氣侵蝕氧化的影響較大，斷口表面貝紋線的輪廓沒有背火側的清晰。

斷裂水冷壁管的室溫拉伸性能和沖擊性能均滿足GB 5310-2008技術要求。斷口附近管材與鰭片焊接熱影響區(qū)硬度與母材硬度差值大于100 HV，焊縫硬度與母材硬度差值大于150 HV，根據(jù)GB/T 1172-1999《黑色金屬硬度及強度換算值》[4]將斷口附近焊縫的維氏硬度轉換為布氏硬度,結果顯示超過300 HBW。因為DL/T 869-2012中允許壁厚不大于10 mm或管徑不大于108 mm的15CrMoG鋼管可以不進行焊后熱處理，所以斷裂水冷壁管焊縫及熱影響區(qū)硬度偏高，具有較高的焊接殘余應力。

斷裂水冷壁管向火側母材與背火側母材、焊接熱影響區(qū)以及焊縫顯微組織均正常，說明樣管在運行過程中無明顯過熱、過燒現(xiàn)象。

通過掃描電鏡觀察樣管斷口微觀形貌，可以看到明顯的疲勞斷裂特征。當鍋爐頻繁啟停及更改負荷時，水冷壁管會產(chǎn)生劇烈振動，此時具有焊接缺陷而硬度又偏高的焊縫處具備了作為疲勞裂紋起源的條件，造成該處斷口表面細密清晰的疲勞條帶圍繞著未熔合缺陷向外擴展。受煙氣及高溫蒸汽的影響，疲勞裂紋擴展區(qū)出現(xiàn)明顯的解理臺階，尤其是向火側斷口受煙氣腐蝕嚴重，在斷口表面還出現(xiàn)二次裂紋。斷口裂紋源區(qū)對面為最終斷裂區(qū)，呈撕裂狀韌窩形貌，表現(xiàn)為靜載瞬時斷裂特征[5]。

3 結論及建議

失效水冷壁管本身存在未熔合焊接缺陷，且焊縫硬度偏高，當電廠頻繁啟停爐及更改負荷時，產(chǎn)生的隨機循環(huán)應力使其在未熔合缺陷處萌生疲勞裂紋并不斷擴展直到斷裂失效。該水冷壁管內(nèi)泄漏的高溫蒸汽對附近其他的鋼管產(chǎn)生吹損。

建議制造廠加強對焊接接頭的質(zhì)量控制,電廠在啟停爐及更改負荷時也應嚴格按照操作規(guī)程來執(zhí)行。

[1] GB 5310-2008 高壓鍋爐用無縫鋼管[S].

[2] DL/T 869-2012 火力發(fā)電廠焊接技術規(guī)程[S].

[3] 伍穎. 斷裂與疲勞[M]. 武漢:中國地質(zhì)大學出版社, 2008.

[4] GB/T 1172-1999 黑色金屬硬度及強度換算值[S].

[5] 鐘群鵬, 趙子華. 斷口學[M]. 北京:高等教育出版社, 2006.

FailureAnalysisonFractureoftheWater-CoolingWallTubeinaThermalPowerPlant

WANGZhaomin1,2,CHENGYi1,2

(1. Material Research Institute, Harbin Boiler Company Limited, Harbin 150046, China; 2. State Key Laboratory of Clean and Efficient Coal-Fired Power Plant Boiler, Harbin 150046, China)

By means of macroscopic examination, chemical composition analysis, mechanical property test, metallographic examination, fracture SEM analysis and so on, the fracture reasons of the water-cooling wall tube in a thermal power plant were analyzed. The results show that the fracture of the water-cooling wall tube was caused by the propagation of the fatigue cracks which initiated from the defect of the weld seam between the pipe and the fin. The cracks propagated along the side facing fire and the side unexposed to fire, and eventually resulted in transversal fracture of the tube perpendicular to the tube axis. The higher hardness of the weld seam and presence of incomplete fusion defect were the internal causes for the fracture failure. Constant start-up and shut-down and too frequent load fluctuation were the external causes for the fracture failure.

failure analysis; water-cooling wall tube; fatigue fracture; weld seam; incomplete fusion; hardness

TG405

B

1001-4012(2017)10-0757-04

10.11973/lhjy-wl201710014

2016-09-07

王兆民(1984-)，男，工程師，碩士，主要從事超(超)臨界火力發(fā)電機組關鍵材料的使用和性能方面的研究，excut@126.com