（國家電投集團(tuán)江西電力有限公司景德鎮(zhèn)發(fā)電廠，江西 景德鎮(zhèn) 333000）

0 引言

某火力發(fā)電廠兩臺機(jī)組為660 MW超超臨界發(fā)電機(jī)組，配套鍋爐由哈爾濱鍋爐廠引進(jìn)日本三菱制造的超超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行直流鍋爐。投產(chǎn)后兩臺爐因管材質(zhì)量、設(shè)計(jì)、制造、安裝缺陷及超溫等原因?qū)е率軣崦嫘孤┒啻?，鍋爐的安全和經(jīng)濟(jì)運(yùn)行受到了很大的影響。其中后屏過熱器F91和TP347H異種鋼焊口斷裂造成泄漏是其重要原因之一，本文將著重對某電廠近期發(fā)生的后屏過熱器F91和TP347H異種鋼焊口斷裂問題進(jìn)行分析并探討應(yīng)對對策，希望對發(fā)生相同或類似問題的單位起到借鑒作用。

1 F91和TP347H異種鋼焊口斷裂問題國內(nèi)研究現(xiàn)狀

隨著電站設(shè)備中金屬部件使用鋼材種類的逐漸增多，不可避免地會遇到異種鋼焊接的問題。文獻(xiàn)[1]、[2]通過對馬氏體耐熱鋼（T/F91）和奧氏體鋼（TP347H）的性能分析，詳細(xì)闡述T/F91+TP347H焊接存在的問題，探討了T/F91與TP347H異種鋼接頭的焊接方法、焊接材料及焊接工藝要點(diǎn)，對因焊接工藝造成的焊縫泄漏的問題進(jìn)行了分析總結(jié)并提出了處理方法。

兩種鋼材因?yàn)榻饘俪煞值牟煌附有阅艽嬖谳^大差異，存在過渡層及焊縫稀釋的情況，在高溫運(yùn)行中會形成融合區(qū)擴(kuò)散層，這些都是金屬早期失效的重要原因。異種鋼物理熱膨脹系數(shù)的不同，直接造成焊接時產(chǎn)生較大的應(yīng)力。為了避免熱應(yīng)力的產(chǎn)生，鍋爐廠在設(shè)計(jì)時會盡量避免將接頭處設(shè)置在溫度交變劇烈的區(qū)域內(nèi)，同時在選擇填充材料時力求使膨脹焊縫靠近F91鋼側(cè)。

2 后屏過熱器F91和TP347H異種鋼焊口斷裂取樣管的宏觀和微觀分析

2017年4月9日某廠后屏過熱器第11屏11號管上F91和TP347H異種鋼接頭斷裂泄漏（詳見圖1），至本次斷裂泄漏，機(jī)組已累計(jì)運(yùn)行約4萬h。為找出異種鋼接頭斷裂原因，對泄漏管及斷裂焊口進(jìn)行取樣分析，斷口兩側(cè)分別被命名為1號樣管和2號樣管，1號樣管材質(zhì)SA-182F91，規(guī)格φ51×9 mm，另一側(cè)2號樣管材質(zhì)SA-213TP347H，規(guī)格φ51×9 mm。

圖1 管子原始形貌

圖3 2號樣管取樣位

2.1 樣管取樣位置及對應(yīng)編號

命名后對管段進(jìn)行取樣分析，取樣位置分別如圖2、3所示。

2.2 檢測設(shè)備與檢測方法

本文對樣品的檢測與分析采用以下檢測設(shè)備與檢測方法，見表1。

表1 檢測項(xiàng)目及標(biāo)準(zhǔn)

2.3 宏觀檢查

通過觀察樣管（見圖1）宏觀形貌可知，斷裂位置位于異種鋼焊縫接口處，沿F91熔合線橫向斷裂（見圖4a）。F91側(cè)斷口未見明顯變形；TP347H斷口存在明顯變形（見圖4b），TP347H側(cè)管子可見嚴(yán)重的變形，管子上有明顯的磕碰痕跡，可以判斷TP347H側(cè)斷口和管子產(chǎn)生嚴(yán)重變形是由于斷裂后TP347H側(cè)管子發(fā)生扭曲擺動并碰撞鄰近管子所導(dǎo)致。

圖4 斷口宏觀形貌圖

從圖4可以看出斷口平整，沒有塑性變形，斷口附近無明顯減薄和氧化皮。F91側(cè)斷口可以看見兩個較大的凹坑，如圖4a）虛線和實(shí)線框所示，斷口拼合后兩個凹坑分別對應(yīng)TP347H側(cè)斷口的焊瘤、咬邊缺陷部位，如圖4c）所示虛線框和實(shí)線框位置。

2.4 化學(xué)成分分析

對1號樣管和2號樣管進(jìn)行化學(xué)成分分析，分析結(jié)果見表2、3，由分析結(jié)果可見，1號樣管符合ASME SA-182/SA-182M對F91材質(zhì)的規(guī)定；2號樣管的化學(xué)成分符合ASMESA-213/SA-213M對TP347H的規(guī)定。

表2 1號樣管母材化學(xué)成分分析結(jié)果wt%

表3 2號樣管母材化學(xué)成分分析結(jié)果wt%

2.5 硬度試驗(yàn)

在1號樣管上取縱向試樣1724-1，將試樣的縱向剖面打磨光后，采用三氯化鐵鹽酸水溶液侵蝕拋光面；2號樣管取縱向試樣1724-3，將試樣的縱向剖面打磨光后，采用三氯化鐵鹽酸水溶液侵蝕拋光面；對以上兩個試樣進(jìn)行維氏硬度檢測，檢測結(jié)果如表4所示，檢測位置如圖5所示。

表4 維氏硬度試驗(yàn)結(jié)果HV

圖5 維氏硬度檢測位置示意圖

在1號樣管上取1724-2，2號樣管上取1724-4，將橫截面打磨后，對試樣1/2壁厚處進(jìn)行布氏硬度檢測，檢測結(jié)果見表5所示。由檢測結(jié)果可知，1號取樣管符合ASMESA-182/SA-182M對F91的規(guī)定；2號樣管符合ASMESA-213/SA-213M對TP347H的規(guī)定。

表5 布氏硬度試驗(yàn)結(jié)果HB

2.6 金相分析

在1號樣管上取縱向試樣1724-1，將試樣的縱向剖面打磨光后，采用三氯化鐵鹽酸水溶液侵蝕拋光面；2號樣管取縱向試樣1724-3，將試樣的縱向剖面打磨光后，采用三氯化鐵鹽酸水溶液侵蝕拋光面；利用顯微鏡觀察侵蝕后的顯微組織形貌，金相試樣顯微組織，檢測結(jié)果見表6，顯微組織圖見圖6-11。

表6 顯微組織檢測結(jié)果

由顯微組織檢測結(jié)果可知，斷裂位置位于1號樣管熱影響區(qū)臨近熔合線的粗晶區(qū)，兩根樣管均滿足ASME相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的要求。

圖6 母材顯微組織1

圖7 熱影響區(qū)組織1

圖8 斷口處顯微組織

圖9 焊縫顯微組織

圖10 熱影響區(qū)組織形貌2

圖11 母材顯微組織2

3 失效機(jī)理分析

從以上試驗(yàn)結(jié)果可以看出，F(xiàn)91和TP347H兩側(cè)管材硬度、化學(xué)成分均符合ASMESA-182/SA-182M和ASMESA-213/SA-213M對其相應(yīng)的要求，其母材顯微組織特征和晶粒度符合材質(zhì)特征、焊縫及熱影響區(qū)的顯微組織未見異常；由金相結(jié)果可知，斷裂發(fā)生在F91側(cè)緊鄰熔合線的粗晶區(qū)，斷口附近無明顯的減薄和氧化皮，但打底焊焊縫上有明顯的焊瘤和咬邊等缺陷，且斷裂的管子和焊縫處未見明顯的脹粗現(xiàn)象，同時管子內(nèi)、外表面均未見明顯的氧化皮和銹蝕等異?，F(xiàn)象，該段管道至今已運(yùn)行4萬余小時，在運(yùn)行過程中多次啟停會造成焊縫承擔(dān)一定的交變應(yīng)力，而且該異種鋼對接焊縫平整，沒有明顯的塑性變形，判斷該異種鋼焊縫斷裂是由交變應(yīng)力作用下引起的疲勞斷裂。

綜合以上情況可以分析引起疲勞斷裂的原因可能是：1）該異種鋼接頭為典型的馬氏體型耐熱鋼和奧氏體型不銹鋼焊接，焊縫金屬為鎳基焊材，焊縫金屬與F91側(cè)母材線膨脹系數(shù)差異較大，在鍋爐啟?；蛘{(diào)峰過程中，在F91側(cè)熔合線附近產(chǎn)生交變應(yīng)力；2）泄漏樣管上焊縫處存在焊瘤和咬邊等焊接缺陷，勢必造成應(yīng)力集中。當(dāng)載荷超過疲勞載荷的門檻值時，首先在應(yīng)力集中部位形成微裂紋，進(jìn)而以疲勞的方式沿薄弱環(huán)節(jié)拓展，最終穿過整個壁厚造成泄漏。

4 結(jié)束語

通過化學(xué)及金相分析判斷樣管的母材符合ASME的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求，造成本次泄漏的主要原因?yàn)榻蛔儜?yīng)力在焊接缺陷處的應(yīng)力集中產(chǎn)生貫穿性疲勞裂紋導(dǎo)致泄漏。

1）建議鍋爐廠在設(shè)計(jì)時將異種鋼拼接焊縫位置盡量延伸到交變應(yīng)力較小的位置；

2）利用計(jì)劃性檢修或臨停檢修等機(jī)會，對所有異種鋼拼接焊縫位置進(jìn)行計(jì)劃性、分區(qū)性探傷檢查，通過幾次檢測和檢查將殘留的焊接缺陷等隱患排除；

3）建議焊后熱處理時，為提高焊縫的綜合性能，建議熱處理溫度為760±10℃，且嚴(yán)格控制溫升和溫降速度及恒溫時間，進(jìn)而提高焊縫接頭性能。