超超临界机组低温再热器导向管夹焊缝泄漏分析

赵炜炜， 彭以超，闫 飞，楼玉民， 许好好，王贤明

（1.浙江浙能技术研究院有限公司，杭州 311121；2.浙江省火力发电高效节能与污染物控制技术研究重点实验室，杭州 311121；3.浙江浙能中煤舟山煤电有限责任公司，浙江 舟山 316131）

0 引言

某发电厂2×1 000 MW 超超临界机组锅炉型号为B&WB-3048/26.15-M，其低温再热器（以下简称“低再”）水平管组采用H 型导向管夹，提供管屏变形出列的拘束力。投运4 年内，低再水平管组最上仓导向管夹焊缝在6 次水压试验中共发现9 处泄漏，运行时间约6 000 h 时即发现第1次泄漏，第6 次泄漏时共泄漏4 处。

该泄漏位置为铁素体钢与奥氏体钢异种钢焊接焊缝。 其中低再材质为12Cr1MoV，属低合金珠光体耐热钢，具有较高的抗氧化性和热强性[1]，最高工作温度达600 ℃，焊接性能良好，有一定的再热倾向[2-5]，焊接结构中也经常出现焊接冷裂纹[6]。导向管夹材质为0Cr18Ni9，属于奥氏体不锈钢，具有良好的高温性能，但焊接时导热系数小，线膨胀系数大，自由焊接时易产生较大变形[6]。

12Cr1MoV 钢异种钢焊接开裂是发电厂锅炉运行中常见的金属失效事故[7-12]，然而对于百万超超临界机组低再管12Cr1MoV 与0Cr18Ni9 材质不锈钢导向管夹异种钢焊接开裂失效却鲜有相关文献报道。本文通过对低再导向管夹焊缝裂纹进行宏观检查、化学成分、金相检验、显微硬度分析，并结合焊接工艺及具体焊接环境来分析该焊缝开裂的原因，并针对失效原因提出了针对性的措施，对保证机组安全稳定运行具有重要意义。

1 理化检验

1.1 宏观检查

图1 为低再从上往下数第一仓蛇形管结构示意，可以看出，蛇形管组通过前后墙支撑块叠罗汉式承重。泄漏发生在Ⅰ，Ⅲ导向管夹处，导向管夹本身无承重设计。低再管规格为Φ60 mm×4.5 mm，导向管夹厚10 mm。

图1 低温再热器结构及泄漏位置

本次试验中共割取第6 次水压试验中Ⅰ位置泄漏的管样3 根、Ⅲ位置泄漏管样1 根，并且随机割取Ⅰ，Ⅳ位置未泄漏管样11 根作为对比。割除所有管样导向管夹，并打磨抛光低再管外表面后发现：泄漏管样焊缝裂纹均在低再管与导向管夹搭接焊缝锐角侧起收弧位置，裂纹基本沿着熔合线附近起裂，表面裂纹较长且开口较粗（如图2 所示）；然而，随机割取的11 根未泄漏管样导向夹焊缝也同样存在与泄漏焊缝相类似的表面裂纹，只是未泄漏管样表面裂纹长度较短，开口较细。 由宏观检查结果推测该焊缝裂纹存在普遍性，并且比例极高。

1.2 金相检验

取泄漏和未泄漏管样各1 根做检验，分别编号为1 号、2 号，垂直裂纹横向切开以观察裂纹附近的金相组织。

图3 为1 号试样裂纹的低倍形貌。可以发现熔池很深，热影响区贯穿整个管壁，表明焊接时热输入量较高。裂纹均在熔池熔合线处起裂，沿着熔池热影响区开裂约1/3 管壁，泄漏管样裂纹在此稍变方向，呈与径向约45°扩展直至裂穿。

图2 导向管夹结构及泄漏部位示意

图3 裂纹宏观形貌

图4 为1 号泄漏管样金相形貌。以图3 横截面裂纹拐点为分界点，前1/3 段裂纹呈沿晶开裂，并存在较多二次沿晶裂纹，如图4（a）所示；后2/3段裂纹呈沿晶、穿晶混合特征，如图4（b）所示。熔池组织为针状贝氏体，热影响区组织为铁素体和粒状贝氏体，如图4（c）所示，母材金相组织为铁素体、珠光体和粒状贝氏体，如图4（d）所示。

图5 为2 号未泄漏管样金相照片，其熔池相对较小，但热影响区也达到整个壁厚，如图5（a）所示，表明焊接时热输入量比泄漏管样相对较小。

2 号未泄漏管样裂纹开裂深度约1/5 管壁，如图5（a）所示，裂纹也呈明显的沿晶开裂特征，主裂纹周围存在较多二次沿晶裂纹，如图5（b）所示。其熔池、母材组织与1 号样相同。

1.3 化学成分

使用型号Thermo Niton XL3t 980 合金成分仪对1 号、2 号管样导向管夹及管子进行成分检验，结果如表1 所示。依据GB 5310-2008《高压锅炉用无缝钢管》，低再管成分符合标准要求。 依据GB/T 20878-2007《不锈钢和耐热钢 牌号及化学成分》，导向管夹除Cr 含量稍低于标准要求，其他成分基本符合标准要求。

图4 1 号管样金相组织

图5 2 号管样裂纹金相组织

表1 化学成分分析（质量百分比）%

1.4 显微硬度检验

使用INNOVATEST-511 显微硬度计在1 号、2 号管样横截面上进行显微硬度分析。 结果发现，1号泄漏管样显微硬度从熔池至母材呈弓形先升后降（如图6 所示）：焊缝硬度值在250～261 HV1，熔合线附近粗细晶淬硬组织位置显微硬度值最高，裂纹正是沿着该区域扩展，裂纹两侧硬度值在262～318 HV1，远高于母材100 HV1 以上（母材为177 HV1）。同样，2 号管样表现出完全类似的特征：裂纹两侧硬度值在289～303 HV1，焊缝硬度值在246～254 HV1，母材硬度为179 HV1（如图7 所示）。

图6 1 号管样焊缝周围显微硬度分布

图7 2 号管样焊缝周围显微硬度分布

因此，焊接裂纹表现出沿热影响区高硬度区扩展的特征。

1.5 SEM 断口扫描

使用蔡司Sigma300 扫描电镜对1 号、2 号管样断口形貌进行观察。以图3 横截面裂纹拐点为分界点，1 号管样断口前1/3 段为沿晶断口，断口均被氧化物覆盖，表明裂开时间较长；裂纹起始位置液相前沿生长的晶胞面，如图8（a）所示，表明焊接时冷却速度非常快，残余应力较大，液相面未熔合即被拉开，具有典型的热裂纹特征[13]；随着裂纹扩展深入，冰糖状形貌清晰可见，如图8（b）所示。断口后2/3 段撕裂棱后有小区域的疲劳纹，如图8（c）所示，最后撕裂位置呈穿晶的快速撕裂特征，如图8（d）所示。

图8 1 号管样断口扫描照片

扫描2 号管样裂纹开裂区域断口，呈现沿晶断口形貌。断口表面有氧化物覆盖，有熔融状焊接遗留物，如图9（a）所示，能谱分析Cr 含量较高，与管子母材不易融合，形成焊接裂纹，冰糖状形貌清晰可见，如图9（b）所示，与1 号管样前1/3 段断裂特征相同；断口末端有河流花样如图9（c）所示、撕裂棱如图9（d）所示，表明裂纹已有开始扩展迹象。

图9 2 号管样断口扫描照片

2 分析讨论

2.1 原始焊接裂纹分析

从随机割取的所有未泄漏管样导向管夹焊缝发现存在与泄漏焊缝相类似的焊缝裂纹，并且金相、硬度、断口形貌检验结果具有非常类似的特征，说明低再管导向管夹焊缝裂纹具有普遍性，并且比例极高，因此该发电厂2 台机组该位置的所有导向管夹焊缝皆存在泄漏的风险。

横截面熔池较深，热影响区较大，表明焊接时热输入量较高，电流偏大。该裂纹的起始部位在熔合线附近的元素非扩散区，该处由于热输入量较高也发生了一定程度的熔融，但尚未出现熔池元素扩散过来，仍为母材成分。由于冷却时速度非常快，局部应变大造成较高内应力，导致熔融金属尚未凝固时即被拉开，液相前沿呈晶胞型式发展，形成了图8（a）所示的晶胞面断口。晶胞面组织为典型的焊接热裂纹。裂纹有沿着高硬度淬硬组织扩展开裂特征，与此区域硬度偏高、塑性性能下降有关，结合断口形貌，呈现高温低塑性裂纹特征，与表面局部热裂纹统一描述为焊接裂纹。原始焊接裂纹的长度和深度直接与焊接时的热输入量息息相关，热输入量非常高时，原始焊接裂纹长而深，则发生早期泄漏的风险也更大。

通过以上分析，推断裂纹形成扩展分3 个阶段：焊接裂纹、疲劳扩展、撕裂扩展，其中焊接裂纹在焊接完成后已经产生。断口最终撕裂位置未发现新鲜撕裂断口痕迹，可以排除水压试验导致管子最终撕裂。

2.2 焊接问题分析

锅炉厂提供的焊接工艺为：E7018-A1 焊材，随机选用Φ3.2 mm/Φ4.0 mm 规格焊条，最低预热温度10 ℃，最高层间温度260 ℃。

而据了解，实际焊接工艺执行不良。事实上导向管夹在冬季施焊，未进行预热处理直接施焊，焊后未进行保温处理，实际工件温度低于B1 类钢材施焊最低环境温度（0 ℃）[14-15]。焊接采用一次焊接成形，焊接电流过大，冬天焊接时冷却速度大，导致焊缝焊趾处残余应力大，在管子熔池热影响区淬硬组织处拉裂，形成原始焊接裂纹。

另外，值得指出的是，选用E7018-A1 焊条虽不符合异种钢焊接规程[16]要求，但满足锅炉厂附焊件降低焊缝强度保护管子的设计理念。

巴威公司同类型锅炉相同位置相同焊接工艺在其他发电厂并未发生类似泄漏事故，因此该发电厂的泄漏具有特殊性。

2.3 裂纹扩展分析

从每次水压皆出现泄漏可知，导向管卡裂纹并非是静态的，而以一定速率在逐渐地扩展。只是由于原始裂纹的长短不同和裂纹不同阶段扩展的速率不同，导致裂纹扩展直至贯穿所需时间不一致，暂时没有造成大面积的泄漏。事实上从第6 次泄漏时单次出现4 个位置即表明大量原始焊接裂纹已进入快速扩展的阶段，因此，该缺陷虽然只是水压泄漏未引起运行时爆管，但依旧亟需尽快解决和处理。

造成裂纹扩展的原因可能与低再垂直管段往下膨胀导致导向管夹承重；锅炉启停、负荷变化；奥氏体管卡与铁素体管子膨胀差等各种应力在焊接裂纹尖端形成应力集中。

导向管夹厚度是管子壁厚的2 倍多，管夹强度大于管子剩余壁厚强度，导致管卡在裂纹尖端应力集中位置使裂纹沿约45°方向疲劳扩展，最后撕裂。

3 结语

低再导向管夹连续发生多次泄漏，主要原因是该批次该位置存在极高比例的原始焊接裂纹，运行状态下应力一直变化，焊缝裂纹尖端应力集中位置疲劳扩展。

原始焊接裂纹主要是由于施焊环境温度过低、施焊工件温度低于0 ℃、焊条尺寸选用不当、焊接电流偏大，导致在角焊缝内侧熔合线区域形成焊接裂纹。