分享：主蒸汽压力取样管焊接接头开裂原因

摘 要:某电厂 T91钢主蒸汽压力取样管的焊接接头在运行过程中发生开裂。采用宏观观察、 化学成分分析、硬度测试、金相检验以及管系检查等方法,对该焊接接头的开裂原因进行了分析。 结果表明:该焊接接头开裂符合冷裂纹(延迟裂纹)的特征,其形成原因为焊接接头中存在未回火的 马氏体,使管子膨胀受阻,焊接残余应力未消除,产生了应力集中。建议采用合适的工艺措施,合理 安排支吊架的状态,以减少焊接接头的应力集中。 

关键词:主蒸汽压力取样管;焊接接头;冷裂纹;组织异常;应力集中 

中图分类号:TG115.2                                               文献标志码:B                             文章编号:1001-4012(2022)09-0032-03

某火力发电厂机炉外管布置位置异常,一旦发 生突然性爆破容易导致人员伤亡,故其运行安全十 分重要。其中对于直径小于89mm 的管道,原则上 要求走向布置,保证支吊时该管道能吸收与其相连 管道产生的热位移。某些安装单位的技术水平不足 或重视程度不够,导致这类管道常出现支吊架布置 不合适,管道走向未考虑热位移以及安装、焊接质量 不高的情况。

某火电厂2号机组主蒸汽压力取样管管座侧第 一个焊接接头在运行过程中发生开裂泄漏。主蒸汽 管道的工作温度为567 ℃,工作压力为14.59 MPa, 压力取 样 管 的 材 料 为 T91 钢,规 格 为 16 mm× 3mm(外径×壁厚),事故发生于机组投产前168h 试运过程中的约第78h,该取样管共3根,开裂的焊 接接头位于中间的一根管上,开裂焊接接头的宏观 形貌如图1所示。笔者采用宏观观察、化学成分分 析、硬度测试、金相检验以及管系检查分析等方法, 对该焊接接头的开裂原因进行了分析,以减少机组 非计划停运的次数和时间,提高设备运行的可靠性。 

1 理化检验 

1.1 宏观观察 

截取该开裂焊接接头断口处进行宏观观察,结 果如图2所示。由图2可知:开裂处位于管座侧焊 缝位置,裂纹穿透管子,该处存在环向裂纹,裂纹长度约为15mm;起裂点位于内壁熔合线旁的热影响 区,开裂面接近垂直于管子轴线,开裂处无明显的塑 性变形,断口表面平齐,断口附近没有颈缩现象,边 缘没有剪切唇,呈脆性断裂特征[1] ;管子安装对口时 存在折口情况,角变形偏差α 为 4.3 mm,超 出 了 DL/T869—2012《火力发电厂焊接技术规程》的要 求(α≤2 mm);焊缝外表面成形良好,根部整体凸 出,最 大 凸 出 高 度 约 为 2 mm,已 达 DL/T869— 2012的上限(2mm)。检查该焊接接头射线检测底 片,未发现缺陷,依据 DL/T869—2012,对该焊接接头的缺陷评级为一级,说明该焊接接头经热处理 后进行射线检测时,裂纹尚未产生或因尺寸小等原 因未被发现,此后至开裂时机组累计运行时间不超 过300h。

1.2 化学成分分析 

使用 ARL3460型直读式光谱分析仪对开裂焊 接接头断口处焊缝及母材进行化学成分分析,结果 如表1所示,可见其化学成分均符合 DL/T821— 2017《金属熔化焊对接接头射线检测技术和质量分 级》的要求。 

1.3 硬度测试 

在开裂焊接接头处取样,依据 GB/T4340.1— 2009《金属材料 维氏硬度试验 第 1 部分 试验方 法》,使用 VH-50AC 型显微硬 度 计 对 断 口 处 的 焊 缝、热影响区及母材进行硬度测试,载荷为98.1N, 加载时间为10s,结果如表2所示。由表2可知,母 材硬度正常,焊缝硬度大于 DL/T869—2021的要 求。研究发现[2],随着 T91钢小径管焊缝硬度的升 高,其 冲 击 吸 收 能 量 降 低,当 焊 缝 硬 度 为 340~ 370HB时,其冲击吸收能量为20~40J/cm 2,低于 《T/P91钢焊接工艺导则》的要求(41J/cm 2),焊接 接头脆性断裂的倾向较大,由此可知断口存在脆性 断裂的可能。 

1.4 金相检验

在焊接接头纵截面(径向)处取样,使用 ZEISS ObserverA1m 型 光 学 显 微 镜,按 照 DL/T884- 2019《火电厂金相检验与评定技术导则》对试样进 行金相检验,结果如图3所示。由图3可以看出:未 开裂处熔合区域晶粒较粗大,位向明显,母材为细晶 粒回火马氏体组织;焊缝为马氏体组织,无明显回火 迹象(几乎无碳化物析出),说明该焊接接头未经高 温回火处理或回火温度、时间不足;开裂处可见裂纹 无明显分叉,主裂纹旁无二次开裂情况,因马氏体晶 界不明显,故难以判断是沿晶开裂还是穿晶开裂。

1.5 扩大性检查 

对主蒸汽管道、高温再热蒸汽管道上同类焊接 接头进行了扩大性检查,发现普遍存在焊缝硬度高、 显微组织异常的情况。采用 NEMESIS9104型万能 硬度计测得该开裂焊接接头相邻的2根管上焊接接 头焊缝处的硬度分别为288,295HB,母材硬度分别 为219,232HB,焊缝的显微组织为未回火马氏体+回火马氏体(见图4)。经渗透检测、射线检测抽查 后,未发现其他焊接接头存在裂纹等缺陷,且后续运 行过程中未再发生类似泄漏的情况。

1.6 管系检查 

对取样管走向布置、支吊情况进行了检查,发现 该处管系与其他位置有明显不同,该处取样管布置 如图5所示,取样管y 向水平段用管卡固定,x 向水 平段则随主管道移动。附近的106 # 支架的热位移 为:Δx=0mm,Δy=191 mm,Δz=0 mm,其中y 向热位移量很大。虽然取样管的2个折弯能吸收部 分热膨胀量,但仍然会使 x 向 水 平 段 的 热 位 移 受 限,因此,开裂焊接接头所处管系最远端的热位移量 最大。焊接接头承受附加的弯曲载荷可能会超过其 高温抗拉强度极限,从而发生断裂,这可以从焊接接 头在y 向近半圈开裂得到验证。取样管和支吊架 的布置不能承受母管和支管的热位移,造成二次应 力超标且接头焊缝处的应力最大,说明这种热位移受阻的情况存在一定的普遍性[3]。

2 综合分析 

该裂纹产生于机组未正式投产之际,因此可以 排除材料因蠕变而产生裂纹,则裂纹可能是热裂纹、 冷裂纹、再热裂纹[4]中的一种,又因裂纹发生于焊后 且开裂于热影响区,故可基本排除热裂纹的可能。 T91钢完全在再热裂纹敏感区外,对焊接接头再热 裂纹不敏感,这可能与 MoC 消失有关[5]。冷裂纹 (延迟裂纹)形成的3个影响因素为:钢材的淬硬倾 向、焊接接头的氢元素含量及其分布、焊接接头的拘 束应力状态[4]。该开裂焊接接头存在未回火的马氏 体组织,淬硬倾向大,焊接接头存在折口、热膨胀受 阻、焊接残余应力未消除等情况,有较大的内应力, 且焊接接头位于小头侧,根部凸出较高,存在应力集 中情况,其延迟脆断的特征符合氢致裂纹的特点,因 此该裂纹极可能是冷裂纹。 

为防止该类裂纹再次出现,采取的对策为:① 保证其焊后热处理温度、时间达到工艺要求,使处理 后的焊缝得到回火马氏体或回火索氏体组织,且硬 度符合 DL/T869—2012的要求;② 焊接接头采用 氩弧焊打底时,使内、外焊缝表面均与母材圆滑过 渡,并避免折口超标等情况;③ 将裂口所在管及附 近2根管上的固定管卡松开,使其能在热态下随母 管自由滑动;④ 采取焊前预热等措施,以减少在焊 接接头中自由扩散并局部聚集的氢原子或氢离子。

3 结论及建议 

该压力取样管焊接接头的开裂符合冷裂纹(延 迟裂纹)特征,其形成原因与焊接接头中存在未回火 的马氏体、管子膨胀受阻产生的附加应力等应力集 中有关。 

为避免类似开裂情况再次出现,需执行正确的焊接及热处理工艺,以得到合格的显微组织及适宜 的硬度,并合理安排支吊架的状态,减少应力集中, 使焊接接头的受力不超过其许用应力。

参考文献: 

[1] 钟培道.断裂失 效 分 析 (续)[J].理 化 检 验 (物 理 分 册),2005,41(10):535-539. 

[2] 王春贵.SA213-T91钢小径管焊缝焊后热处理有效性 的试验研究[J].黑龙江电力,2011,33(4):284-286. 

[3] 郝军,李钢,程勇明.某火电厂主蒸汽管道取样管开裂 原因分析[J].理化检验(物理分册),2020,56(5):71- 73. 

[4] 陈祝年.焊接工 程 师 手 册[M].北 京:机 械 工 业 出 版 社,2002. [5] 李鹏,郭军,徐德录.T91钢及其异种钢焊接接头裂纹 敏感性分析[J].电力建设,1999,20(7):19-22.

<文章来源 > 材料与测试网 > 期刊论文 > 理化检验－物理分册 > 58卷 > 9期 (pp:32-34)>