1 000 MW超超臨界機(jī)組P92鋼焊接接頭開裂原因分析

吳 躍

（1.大唐鍋爐壓力容器檢驗(yàn)中心有限公司，安徽合肥 230088；2.中國(guó)大唐集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究總院有限公司華東電力試驗(yàn)研究院，安徽合肥 230088）

隨著國(guó)家對(duì)高效、節(jié)能及環(huán)保等的要求日益嚴(yán)格，以及火電機(jī)組的容量和參數(shù)不斷提高，超超臨界機(jī)組已投入商業(yè)運(yùn)營(yíng)[1-2]。P92鋼是超超臨界機(jī)組用新型耐熱鋼，其高溫強(qiáng)度和蠕變性能優(yōu)于鐵素體耐熱鋼，抗熱疲勞性能和熱傳導(dǎo)性能優(yōu)于奧氏體不銹鋼，且膨脹系數(shù)低于奧氏體不銹鋼，耐蝕性和抗氧化性能優(yōu)于其他9% Cr（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同）鐵素體耐熱鋼，因而采用P92鋼的機(jī)組具有更高的運(yùn)行參數(shù)（溫度、壓力），可提高機(jī)組的熱效率[3]。

焊接接頭焊縫、熱影響區(qū)的組織和性能可能與母材有較大差異，即使是熱影響區(qū)，其組織和性能也明顯不均勻，導(dǎo)致蠕變斷裂形式不同。有研究表明，IV型裂紋是高鉻馬氏體耐熱鋼焊接接頭的突出問(wèn)題，不僅顯著降低了焊接接頭的壽命，而且可能引發(fā)災(zāi)難性事故[4]。

某1 000 MW超超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組主蒸汽管道彎頭（編號(hào)為W4）出口側(cè)H34焊縫（H34為焊縫編號(hào)）水平段焊接熱影響區(qū)開裂導(dǎo)致泄漏，泄漏時(shí)機(jī)組累計(jì)運(yùn)行時(shí)間約7×104h。H34焊縫進(jìn)行返修焊后仍發(fā)生開裂泄漏，機(jī)組運(yùn)行約2×104h。泄漏管道尺寸為φ540 mm×89 mm。本文對(duì)超超臨界機(jī)組P92鋼焊接接頭泄漏的原因進(jìn)行了分析。

1 理化檢驗(yàn)

1.1 宏觀檢查

現(xiàn)場(chǎng)檢查發(fā)現(xiàn)，尺寸為φ540 mm×89 mm的主蒸汽管道在彎頭出口焊縫熱影響區(qū)開裂，見(jiàn)圖1（a）所示，裂紋長(zhǎng)約560 mm，貫穿壁厚（外壁裂口大，內(nèi)壁裂口?。瑥耐獗谙騼?nèi)壁擴(kuò)展，見(jiàn)圖1（b）所示。

圖1 開裂的主蒸汽管道（a）和裂紋（b）Fig.1 Cracked main steam pipe（a）and crack（b）

1.2 金相檢驗(yàn)

從H34焊縫開裂部位取樣制備金相試樣，用氯化鐵鹽酸酒精溶液腐蝕，采用Carl Zeiss Axio Observer A1m型金相顯微鏡進(jìn)行金相分析，結(jié)果如圖2所示。

圖2 H34焊縫過(guò)熱區(qū)（a）、裂紋附近（b）和母材（c）的顯微組織Fig.2 Microstructres in overheated zone（a），zone near crack（b）and base metal（c）of the H34 weld

該1 000 MW機(jī)組主蒸汽管道W4彎頭因硬度偏低，重新進(jìn)行了正火和回火處理，將H34焊縫割除后進(jìn)行了二次焊接和二次熱處理。加工坡口后去除部分原有焊接過(guò)熱區(qū)，保留細(xì)晶區(qū)，二次焊接對(duì)保留的細(xì)晶區(qū)進(jìn)行了不完全正火。由圖2可知，裂紋從外壁向內(nèi)壁擴(kuò)展，均在不完全正火區(qū)。不完全正火區(qū)組織為馬氏體。斷口附近存在較多蠕變孔洞，還有析出相析出聚集，不完全正火區(qū)組織略細(xì)于過(guò)熱區(qū)和母材。

1.3 硬度檢驗(yàn)

根據(jù)GB/T 4340.1—2009《金屬材料維氏硬度試驗(yàn)第1部分：試驗(yàn)方法》[5]，采用日本島津HMV-G21ST型維氏硬度計(jì)測(cè)定了H34焊縫開裂和完好部位的硬度，結(jié)果如表1所示。由表1可知，焊縫硬度較高，接近或高于要求值的上限，熔合線附近硬度高于要求值的上限，不完全正火區(qū)（包括裂紋附近）硬度低于母材和過(guò)熱區(qū)，為要求值的下限，表明不完全正火區(qū)是焊接接頭的軟化區(qū)。焊接接頭開裂和完好部位的硬度分布如圖3所示。由圖3可知，不完全正火區(qū)與過(guò)熱區(qū)及母材之間存在硬度梯度。

表1 焊接接頭開裂和完好部位的硬度[6-7]Table 1 Hardness in cracked and intact areas in the welded joint[6-7]

圖3 焊接接頭不同部位的硬度分布Fig.3 Hardness distributions in different areas of the welded joint

1.4 掃描電子顯微鏡分析

采用蔡司sigma 300型熱場(chǎng)掃描電子顯微鏡（帶Oxford能譜附件）對(duì)H34焊縫開裂部位進(jìn)行金相檢驗(yàn)和能譜分析，結(jié)果如圖4和圖5所示。由圖4可知，開裂部位有大量蠕變孔洞，部分孔洞已連接成裂紋，孔洞附近有大量顆粒狀和塊狀析出相，部分塊狀析出相長(zhǎng)達(dá)3 μm；母材也有較多顆粒狀和塊狀析出相。塊狀析出相最大尺寸約為1.5 μm，能譜分析表明為富Cr相，可能是M23C6碳化物。顆粒狀析出相為富W相，可能是Laves相（Fe2（Mo，W））[8]。

圖4 焊接接頭近裂紋處（a）、不完全正火區(qū)（b）和母材（c）的掃描電子顯微鏡形貌Fig.4 Scanning electron micrographs of place near crack（a），incomplete normalizing zone（b）and base metal（c）in the welded joint

圖5 焊接接頭近裂紋處塊狀（a）和顆粒狀（b）析出相、母材中塊狀（c）和顆粒狀（d）析出相的能譜分析Fig.5 Energy spectrum analysis of massive（a）and granular（b）precipitated phase in place near crack and massive（c）and granular（d）precipitated phase in base metal in the welded joint

2 分析與討論

主蒸汽管道泄漏時(shí)該1 000 MW機(jī)組已累計(jì)運(yùn)行了約7×104h，母材中析出了較多塊狀M23C6碳化物和顆粒狀Laves相。而返修焊對(duì)直管側(cè)原細(xì)晶區(qū)進(jìn)行了不完全正火，不完全正火區(qū)組織略細(xì)于過(guò)熱區(qū)和母材，但析出了更多的塊狀M23C6碳化物和顆粒狀Laves相，其固溶強(qiáng)化和彌散強(qiáng)化作用顯著減小。有文獻(xiàn)指出，M23C6碳化物和Laves相會(huì)促進(jìn)細(xì)晶區(qū)蠕變孔洞的形成，這是因?yàn)槿渥儠r(shí)晶界滑動(dòng)使粗大的沉淀相與基體界面產(chǎn)生很大的當(dāng)量應(yīng)變，促進(jìn)孔洞形成，且析出相尺寸越大，當(dāng)量應(yīng)變?cè)酱?，晶界滑?dòng)的阻力越大，越容易形成孔洞[4]。因此，不完全正火區(qū)析出更多塊狀M23C6碳化物和顆粒狀Laves相，導(dǎo)致其在機(jī)組運(yùn)行過(guò)程中蠕變速率遠(yuǎn)大于兩側(cè)區(qū)域，成為焊接接頭的薄弱區(qū)。另外，H34焊縫對(duì)應(yīng)的W4彎頭為管系應(yīng)力集中區(qū)，進(jìn)一步加速了蠕變孔洞的形成和合并，繼而成為裂紋并擴(kuò)展導(dǎo)致焊接接頭開裂。

3 結(jié)論

開裂的焊接接頭直管側(cè)母材在長(zhǎng)時(shí)間高溫運(yùn)行中析出了較多粗大的M23C6碳化物和Laves相，返修焊又進(jìn)一步惡化了直管側(cè)不完全正火區(qū)的組織形態(tài)，導(dǎo)致不完全正火區(qū)析出更多更粗的M23C6碳化物和Laves相，其固溶強(qiáng)化和彌散強(qiáng)化效果顯著減小，并促進(jìn)蠕變孔洞的形成。焊接接頭對(duì)應(yīng)管系的應(yīng)力集中進(jìn)一步加速了不完全正火區(qū)蠕變孔洞的形成和合并，繼而形成裂紋并擴(kuò)展導(dǎo)致焊接接頭開裂。