660 MW高壓加熱器接管角焊縫開裂原因分析

任曉虎, 陳 明, 謝逍原, 彭芳芳, 肖東平

(東方電氣集團(tuán) 東方鍋爐股份有限公司, 德陽 618000)

質(zhì)量控制與失效分析

660 MW高壓加熱器接管角焊縫開裂原因分析

任曉虎, 陳 明, 謝逍原, 彭芳芳, 肖東平

(東方電氣集團(tuán) 東方鍋爐股份有限公司, 德陽 618000)

某660 MW高壓加熱器的筒體接管角焊縫在焊接過程中發(fā)生開裂并擴(kuò)展至筒體母材。對(duì)其進(jìn)行了宏觀檢驗(yàn)、硬度測(cè)試、金相檢驗(yàn)、掃描電鏡及能譜分析，以分析開裂原因。結(jié)果表明：接管與筒體角焊縫根部成形不良，存在夾渣、氣孔等焊接缺陷；在焊接應(yīng)力、結(jié)構(gòu)拘束應(yīng)力的作用下，焊接缺陷處產(chǎn)生應(yīng)力集中，裂紋從此處萌生并擴(kuò)展開裂。采用了與筒體返修開口尺寸匹配的整體鍛件返修方案，強(qiáng)度計(jì)算滿足設(shè)計(jì)要求，并一次返修合格。

高壓加熱器；接管；角焊縫；裂紋；缺陷；返修

高壓加熱器是利用來自汽輪機(jī)的抽汽加熱鍋爐給水，使給水達(dá)到所要求的溫度，從而提高電廠的熱效率和保證機(jī)組出力，同時(shí)確保機(jī)組高效、安全、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行[1]。

為了查明筒體裂紋產(chǎn)生的原因，確保后續(xù)返修成功，避免再次出現(xiàn)同類問題，筆者對(duì)筒體裂紋區(qū)域取樣進(jìn)行了理化檢驗(yàn)和分析。

圖1 筒體內(nèi)壁裂紋形貌及焊接坡口形式Fig.1 Crack morphology on the inner wall of the cylinder and the welding groove type:a) crack morphology; b) welding groove type

焊層焊接方法填充金屬種類直徑/mm電流極性電流/A電壓/V打底焊條電弧焊CHE507R3.2直流正接80～14020～35過渡焊條電弧焊CHE507R4.0直流正接140～20024～35蓋面焊條電弧焊CHE507R5.0直流正接200～26024～35

1 理化檢驗(yàn)

1.1 宏觀檢驗(yàn)

圖2 1號(hào)裂紋試樣形貌Fig.2 Morphology of No.1 crack specimen

選取1號(hào)裂紋作為研究對(duì)象，分析裂紋的產(chǎn)生原因。取下的裂紋試樣內(nèi)壁形貌如圖2所示，試樣包含接管、角焊縫和筒體，以及起始于角焊縫并終止于筒體母材的裂紋。

將圖2所示裂紋試樣沿白色實(shí)線切開，對(duì)切開的截面進(jìn)行打磨并酸蝕，形貌如圖3a)所示?？梢钥闯觯鹤筮叴嬖趦商幤鹪从诮呛缚p根部的細(xì)小裂紋，見圖3a)中黑色箭頭所指；角焊縫根部存在大量夾渣、氣孔等缺陷，見圖3a)中白色箭頭所指；另外還有一條幾乎貫穿角焊縫的裂紋，應(yīng)當(dāng)為1號(hào)裂紋的延伸。

將圖2所示裂紋試樣沿白色虛線切開，可見其截面上存在一條沿筒體母材厚度方向的貫穿性裂紋，如圖3b)所示，該裂紋為1號(hào)裂紋在母材上的延伸裂紋。

圖3 1號(hào)裂紋試樣解剖后的截面形貌Fig.3 Section morphology of No.1 crack specimen after dissection: a) cut along the solid line of Fig.2;b) cut along the dotted line of Fig.2

將圖3所示裂紋打開，再按原位置拼接，斷口形貌如圖4a)所示。根據(jù)斷口形貌，可以判斷裂紋的擴(kuò)展方向，其中標(biāo)示f1和f2兩處裂紋源，f1位于角焊縫根部，距離筒體內(nèi)壁約20 mm。f1局部形貌見圖4b)，可以看出裂紋從角焊縫根部f1處萌生后沿角焊縫向筒體外壁方向擴(kuò)展，擴(kuò)展方向如圖4b)中白色箭頭所示。f2位于筒體母材與角焊縫的熔合線位置，距離筒體外壁約19 mm。筒體母材與角焊縫的熔合線呈現(xiàn)出類似剪切唇的“突變”式臺(tái)階，可以看出，裂紋從f2處在筒體母材內(nèi)從外壁沿內(nèi)壁方向擴(kuò)展。從上述觀察結(jié)果判斷，裂紋源為f1處，在焊縫內(nèi)向外壁方向擴(kuò)展，在f2處發(fā)生轉(zhuǎn)折，擴(kuò)展至筒體母材。

圖4 1號(hào)裂紋斷口形貌Fig.4 Fracture morphology of No.1 crack:a) overall morphology; b) morphology of the f1 crack source

1.2 硬度測(cè)試

從f1和f2裂紋源位置取樣，對(duì)焊縫、母材、熱影響區(qū)分別進(jìn)行硬度測(cè)試，結(jié)果如表2所示。對(duì)比f1和f2兩處裂紋源位置的硬度，可以看出兩處位置的母材及熱影響區(qū)的硬度基本一致，但f1處的焊縫硬度遠(yuǎn)低于f2處的。這是由于f1位置為打底焊，需要預(yù)熱100～150 ℃，焊接后焊縫金屬冷卻較慢；f2位置為蓋面焊道，焊后冷卻較快，因而f2位置焊縫硬度較高。

表2 f1和f2裂紋源區(qū)域硬度測(cè)試結(jié)果

1.3 金相檢驗(yàn)

綜上所述,臨床進(jìn)行血常規(guī)檢驗(yàn)時(shí)不能夠單純的依靠血液分析設(shè)備來完成檢驗(yàn),檢測(cè)的時(shí)候會(huì)有誤差,獲得的結(jié)論也不是十分的有效。為血液異?；颊咛峁┝巳?xì)胞檢測(cè),根據(jù)血涂片檢測(cè)和分析方式來進(jìn)行再次的檢測(cè),避免結(jié)果產(chǎn)生誤差,給患者提供比較精確的結(jié)果,防止患者的病情被延誤,讓患者無法獲得及時(shí)有效的治療。

在f1裂紋源位置制取金相試樣，采用4%(體積分?jǐn)?shù))硝酸酒精溶液進(jìn)行侵蝕，顯微組織形貌如圖5所示。焊縫及熱影響區(qū)組織為鐵素體+珠光體，熱影響區(qū)組織中的珠光體相對(duì)較多，與焊縫及熱影響區(qū)的硬度相匹配。

圖5 焊縫及熱影響區(qū)的顯微組織形貌Fig.5 Microstructure morphology of the welding seam and the heat affected zone:a) welding seam; b) heat affected zone

1.4 掃描電鏡及能譜分析

在f1裂紋源位置取樣進(jìn)行掃描電鏡分析，形貌如圖6所示，可以看出f1裂紋源處有異物存在。對(duì)該異物進(jìn)行能譜分析，結(jié)果如圖7所示，結(jié)果表明其含有較多碳、氮、氧、硫元素，可以判定該異物為夾渣類缺陷。夾渣出現(xiàn)的位置易形成裂紋源，導(dǎo)致在其周圍形成解理斷口，使焊接接頭開裂失效[2]。

圖6 f1裂紋源形貌Fig.6 Morphology of the f1 crack source:a) macro morphology; b) slag defect in the crack source

圖7 f1裂紋源處夾渣的能譜分析結(jié)果Fig.7 Energy spectrum analysis result of the slag defect in f1 crack source

觀察斷口部位的f2裂紋源，f2裂紋源處存在尺寸約為6 mm×2 mm的未熔合缺陷，見圖8a)，未熔合末端(見箭頭所指)為熱影響區(qū)，斷裂形式為解理斷裂，系典型的脆性斷裂形貌，見圖8b)。

圖8 f2裂紋源掃描電鏡形貌Fig.8 Scanning electron microscope morphology of the f2 crack source:a) incomplete fusion defect; b) morphology of the arrow position

2 分析與討論

接管是高壓加熱器常見的結(jié)構(gòu)形式之一。接管部位受力條件復(fù)雜、幾何形狀變化大，易形成高應(yīng)變區(qū)，導(dǎo)致應(yīng)力集中，尤其在厚壁容器中這種焊縫的拘束度相當(dāng)大，殘余應(yīng)力也較大，易產(chǎn)生裂紋等缺陷。在制造過程中，必須加強(qiáng)接管焊縫焊接的過程控制，認(rèn)真做好坡口加工、預(yù)熱等準(zhǔn)備工作，按照經(jīng)評(píng)定合格的焊接工藝進(jìn)行施焊，同時(shí)防止產(chǎn)生未焊透、夾渣等缺陷，從而減少焊接裂紋的產(chǎn)生[3]。文獻(xiàn)[4]在對(duì)高壓加熱器角焊縫裂紋進(jìn)行分析時(shí)認(rèn)為，根部未焊透是導(dǎo)致焊接冷裂紋形成的原因，文獻(xiàn)[5]認(rèn)為焊接熱應(yīng)力及拘束應(yīng)力是造成接管與筒體焊接裂紋的原因，文獻(xiàn)[6]發(fā)現(xiàn)焊接預(yù)熱不足會(huì)導(dǎo)致接管焊縫裂紋并傷及母材。

此外，文獻(xiàn)[7]研究表明,未及時(shí)進(jìn)行消氫處理也是導(dǎo)致接管和筒體焊接產(chǎn)生裂紋的重要原因。氫致裂紋主要產(chǎn)生在高、中碳鋼及中、低合金高強(qiáng)度鋼的焊接熱影響區(qū)，影響因素主要有拘束應(yīng)力、淬硬組織和氫。陳渝等[8]研究表明，鋼的硬度與氫致開裂敏感性有關(guān)，當(dāng)硬度大于38 HRC時(shí)具有氫致開裂的風(fēng)險(xiǎn)；于書銘等[9]研究表明，馬氏體的存在促進(jìn)了氫致開裂的產(chǎn)生。從前文分析來看，焊縫及熱影響區(qū)的顯微組織均為鐵素體+珠光體，不存在馬氏體等淬硬組織，其硬度遠(yuǎn)低于38 HRC的氫致開裂的特征值，此外，裂紋起源于焊縫而非熱影響區(qū)，因而可以排除角焊縫裂紋是氫致開裂的可能。

斷口形貌顯示該裂紋存在f1和f2兩處裂紋源，其中 f1位于角焊縫根部，距離筒體內(nèi)壁約20 mm；f2位于母材與角焊縫熔合線位置，距離筒體外壁約19 mm。容器筒體開孔后，不但削弱了容器壁的強(qiáng)度，而且在筒體與接管的連接處，由于原筒體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了變化，在開孔區(qū)域形成一個(gè)局部的高應(yīng)力集中區(qū)。開孔邊緣處的應(yīng)力通常較高，甚至超過了材料的屈服強(qiáng)度。開孔越大，對(duì)焊接質(zhì)量的影響通常越顯著。接管與筒體焊接時(shí)，焊縫在焊后冷卻收縮過程中產(chǎn)生較大的三向拘束拉應(yīng)力，形成很大的內(nèi)應(yīng)力，降低了金屬在起裂位置(或裂紋前端)的臨界應(yīng)力，當(dāng)此處的局部應(yīng)力超過此臨界應(yīng)力時(shí)就會(huì)造成開裂[7]。當(dāng)焊縫有夾渣、未焊透等缺陷時(shí)，焊縫缺陷處就會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中，在應(yīng)力作用下更容易產(chǎn)生裂紋[3,10]。

根據(jù)斷口上的裂紋擴(kuò)展紋理花樣，判斷f1為裂紋的原始起裂點(diǎn)，這是由于角焊縫根部焊接成形差，存在大量的夾渣、氣孔等缺陷(圖3和圖6)，為焊縫的薄弱部位。在筒體冷卷形變殘余應(yīng)力和焊接應(yīng)力的作用下，焊接缺陷處產(chǎn)生應(yīng)力集中，萌生裂紋，形成f1裂紋源，并在上述應(yīng)力的作用下進(jìn)一步向周圍擴(kuò)展。當(dāng)裂紋擴(kuò)展至熔合線時(shí)，因母材具有更好的抗裂性，受到較大的阻力，難以繼續(xù)擴(kuò)展。裂紋繼續(xù)沿焊縫擴(kuò)展過程中，在角焊縫與母材熔合線的薄弱位置f2處(存在未熔合缺陷)發(fā)生轉(zhuǎn)折。掃描電鏡觀察結(jié)果表明，f2裂紋源產(chǎn)生于熔合線附近的熱影響區(qū)，該位置存在尺寸約6 mm×2 mm的未熔合缺陷，在外力作用下形成二次裂紋源。由于此處焊縫為蓋面焊道，焊縫金屬硬度較母材的高(表2)，裂紋越過熔合線向母材擴(kuò)展，從而形成在筒體母材上的貫穿性裂紋。

綜上所述，裂紋產(chǎn)生原因是焊縫根部成形不良，存在夾渣、氣孔等焊接缺陷，在焊接應(yīng)力、結(jié)構(gòu)拘束應(yīng)力的作用下，焊接缺陷處產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致角焊縫開裂并擴(kuò)展至筒體母材。

3 返修

對(duì)筒體母材裂紋采取打止裂孔+氣割的方式，消除裂紋并打磨去除氣割層。缺陷消除后，筒體開口尺寸已達(dá)550 mm×300 mm，結(jié)合筒體開口尺寸大的特點(diǎn)，綜合考慮各方面因素，采用整體鍛件并加工至契合尺寸再重新焊接接管角焊縫，經(jīng)強(qiáng)度計(jì)算完全滿足設(shè)計(jì)要求。該方案不僅能有效縮短返修周期，而且能規(guī)避質(zhì)量風(fēng)險(xiǎn)，為最優(yōu)返修方案。

接管與筒體裝焊到位，按照原工藝進(jìn)行焊前預(yù)熱、焊接及焊后熱處理，并對(duì)該接管和筒體的角焊縫進(jìn)行100%射線探傷檢測(cè)+100%超聲探傷檢測(cè)+100%磁粉探傷檢測(cè)，結(jié)果顯示該接管返修一次交檢合格。

4 結(jié)論

(1) 該接管與筒體角焊縫根部成形不良，存在夾渣、氣孔等焊接缺陷，在焊接應(yīng)力、結(jié)構(gòu)拘束應(yīng)力的作用下，焊接缺陷處產(chǎn)生應(yīng)力集中，裂紋從此處萌生并擴(kuò)展開裂。

(2) 對(duì)開裂筒體采取整體鍛件的返修方案，經(jīng)計(jì)算強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求，并一次返修合格。

[1] 張福君.簡(jiǎn)析給水高壓加熱器設(shè)計(jì)制造和運(yùn)行[J].電站輔機(jī),2013,34(4):27-30.

[2] 吳永勝,王建江,辛文彤,等.脈沖燃燒型焊條立焊接頭中的夾渣及控制方法[J].電機(jī)焊,2014,44(2):67-69.

[3] 童旭東,周曉燕,王作東.容器接管焊縫裂紋分析和返修措施[J].石油工程建設(shè),2009,35(6):54-55.

[4] 趙巧良,金巧芳.高壓加熱器接管角焊縫裂紋的焊補(bǔ)[J].金屬鑄鍛焊技術(shù),2011,40(5):204-205.

[5] 呂遠(yuǎn)鋒,楊輝偉.接管法蘭與筒體焊接裂紋分析及控制[J].中國(guó)石油和化工標(biāo)準(zhǔn)與質(zhì)量,2013,33(6):42.

[6] 孫艷華,於洪源.氣化爐筒身接管裂紋原因分析和處理措施[J].黑龍江冶金,2013,33(3):32-33.

[7] 胡斌斌.給水管座開裂原因分析[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2009,45(4):230-235.

[8] 陳渝,陳紀(jì)琴.接套體裂紋成因分析[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2015,51(10):751-754.

[9] 于書銘,李根強(qiáng).船舶內(nèi)殼板關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)焊縫中的裂紋分析[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2015,51(1):27-31.

[10] 周全.化工容器設(shè)備焊接制造質(zhì)量的安全控制[J].商情(財(cái)經(jīng)研究),2008(4):107.

Reason Analysis on Cracking of the Fillet Welding Seam of the 660 MW High-Pressure Heater Nozzle

REN Xiaohu, CHEN Ming, XIE Xiaoyuan, PENG Fangfang, XIAO Dongping

(Dongfang Boiler Group Co., Ltd., Dongfang Electric Corporation, Deyang 618000, China)

The fillet welding seam of the 660 MW high-pressure heater nozzle cracked and the cracks extended to the base material of the cylinder in the process of welding. The weld seam was examined by macrographic examination, hardness testing, metallographic examination, scanning electron microscope and energy spectrum analysis to analyze the cracking reasons. The results show that: the formation was bad at the fillet weld root of the nozzle and cylinder, and there were welding defects such as slag, porosity and so on; under the action of welding stress and structural restraint stress, stress concentration generated on the position of welding defects, which led to crack initiation and propagation. The integral forging scheme which matched with the repairing gap of the cylinder was adopted, and the forging strength calculation could meet the design requirements and the repair had been successfully done at the first try.

high-pressure heater; nozzle; fillet welding seam; crack; defect; repair

10.11973/lhjy-wl201707015

2016-11-02

任曉虎(1986-),男,工程師,學(xué)士,主要從事金屬材料檢測(cè)和應(yīng)用研究,renxiaohu2005@163.com

TG401

B

1001-4012(2017)07-0519-05