0. 引言

某電廠660 MW機組采用上海鍋爐廠設(shè)計的超超臨界、一次再熱、平衡通風、固態(tài)排渣、全懸吊結(jié)構(gòu)的Π型直流鍋爐。鍋爐出口設(shè)計壓力為29.4MPa，最大連續(xù)蒸發(fā)量為2060t·h−1。低溫再熱器出口設(shè)計溫度/壓力為533℃/6.17MPa，高溫再熱器出口設(shè)計溫度/壓力為623℃/6.06MPa。在機組168h滿負荷試運行期間，鍋爐熱罩殼頂部發(fā)生泄漏報警，停機檢查發(fā)現(xiàn)12Cr1MoV鋼低溫再熱器出口集箱管座與連接管焊接接頭處發(fā)生大面積開裂。管座和連接管規(guī)格分別為?70.5mm×7.2mm，?63.5mm×4mm，二者采用鎢極氬弧焊進行連接，焊接材料為TIG-R31焊絲，未進行焊后熱處理。12Cr1MoV鋼具有良好的焊接性能[1-2]，但較大的碳當量使得其淬硬傾向較大，焊接及焊后熱處理控制不當極易形成淬硬組織，產(chǎn)生的較大內(nèi)應(yīng)力會顯著增加冷裂紋敏感性，導致冷裂紋產(chǎn)生[3-5]；同時12Cr1MoV鋼對再熱裂紋敏感，預(yù)熱溫度、熱輸入等焊接工藝參數(shù)及焊后熱處理溫度選用不當會加劇再熱裂紋敏感性，尤其是當制備的焊縫強度遠大于12Cr1MoV鋼本身強度時，極易導致再熱裂紋的產(chǎn)生[3-7]。自12Cr1MoV鋼在燃煤發(fā)電領(lǐng)域廣泛應(yīng)用以來，其焊接接頭泄漏問題頻發(fā)且多數(shù)泄漏與再熱裂紋相關(guān)[2，8-10]，大多失效都發(fā)生在長周期服役后，早期失效比較罕見。作者對該電廠僅運行168h就失效的12Cr1MoV鋼低溫再熱器集箱管座與連接管焊接接頭的開裂原因進行分析，并提出預(yù)防措施，以消除設(shè)備隱患進而提高機組安全運行水平。

1. 理化檢驗及結(jié)果

1.1 宏觀形貌

由圖1可以看出：開裂位置位于焊接接頭近集箱管座側(cè)的熔合線處，附近管材無脹粗和變形特征，也無腐蝕跡象；軸向剖開后，管外壁沿焊接方向的裂紋長度約管周長的3/4，而管內(nèi)壁沿焊接方向的裂紋長度約管周長的1/2，外壁裂紋長度明顯大于內(nèi)壁裂紋長度；焊接接頭根部成形不良，存在不同程度的凸出以及咬邊現(xiàn)象。

圖 1失效焊接接頭的開裂位置以及外壁和內(nèi)壁宏觀形貌

Figure 1.Cracking position (a) and outer wall (b) and inner wall (c) macromorphology of failed welded joint

1.2 化學成分

采用Spectro MAXx型直讀光譜儀對失效焊接接頭兩側(cè)管座和連接管母材的化學成分進行測試，結(jié)果如表1所示。由表1可知，失效焊接接頭管座和連接管母材的化學成分均符合GB/T 5310—2023《高壓鍋爐用無縫鋼管》對12Cr1MoV鋼化學成分的要求。

1.3 力學性能

采用Wilson BH3000型布氏硬度計對失效焊接接頭兩側(cè)母材和焊縫進行硬度測試，載荷為1838.7N，保載時間為15s，測4次取平均值。測得焊接接頭管座母材和連接管母材的硬度分別為169.6，173.5HB，均滿足GB/T 5310—2023《高壓鍋爐用無縫鋼管》對12Cr1MoV鋼布氏硬度的要求（135~195HB）；焊縫的硬度為325.3HB。DL/T 869—2021《火力發(fā)電廠焊接技術(shù)規(guī)程》規(guī)定，同種鋼焊接接頭熱處理后焊縫的硬度不超過母材平均硬度加100HBW，且當合金元素總質(zhì)量分數(shù)小于或等于3%時，布氏硬度不大于270HBW。失效焊接接頭未進行焊后熱處理，其焊縫硬度高于標準要求。

采用HMV-G31型顯微維氏硬度計對失效焊接接頭沿管軸向的顯微硬度分布進行測試，載荷為9.8N，保載時間為14s，測試間距為1mm，測3個試樣。由圖2可知，焊接接頭焊縫顯微硬度為310~340HV，兩側(cè)母材顯微硬度為160~180HV，熱影響區(qū)顯微硬度為140~150HV。熱影響區(qū)硬度最低，是焊接接頭的薄弱區(qū)域。

圖 2失效焊接接頭沿管軸向的顯微硬度分布曲線

Figure 2.Microhardness distribution curves of failed welded joint along axial direction of pipe

在兩側(cè)母材和以焊縫為中心的焊接接頭上沿管軸向截取如圖3所示的微小拉伸試樣，按照DL/T 2363—2021《金屬材料微型試樣室溫拉伸試驗規(guī)程》、GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》和GB/T 228.2—2015《金屬材料拉伸試驗第2部分：高溫試驗方法》，采用UTM5105型萬能電子試驗機進行室溫和550℃短時高溫拉伸試驗，拉伸速度為1mm·min−1；高溫拉伸試樣在試驗機附帶管式加熱爐中加熱，采用雙熱電偶測控溫度，每組室溫、短時高溫拉伸試驗試樣數(shù)量為3~5個。

圖 3拉伸試樣尺寸

Figure 3.Dimension of tensile sample

室溫下母材的抗拉強度為500~520MPa，屈服強度為350~380MPa，斷后伸長率為23%~33%，滿足標準規(guī)定的12Cr1MoV鋼抗拉強度在470~640MPa、屈服強度不低于255MPa、斷后伸長率不低于21%的要求。室溫下焊接接頭抗拉強度為850~890MPa，比母材高330~390MPa；屈服強度為760~820MPa，比母材高380~470MPa；斷后伸長率為15%~21%，比母材低2%~18%。550℃下母材屈服強度為210~240MPa，滿足12Cr1MoV鋼550℃下屈服強度不低于187MPa的規(guī)定；550℃下母材抗拉強度為320~360MPa，焊接接頭抗拉強度為460~490MPa，屈服強度為240~270MPa。焊接接頭強度遠高于12Cr1MoV鋼母材強度。

1.4 顯微組織

在失效焊接接頭完全開裂區(qū)取樣，用丙酮溶液超聲波清洗開裂斷面后，采用Stemi508型體視顯微鏡觀察其形貌。在失效焊接接頭裂紋擴展區(qū)、裂紋尖端區(qū)以及未開裂區(qū)垂直于焊接方向截取金相試樣，經(jīng)打磨、拋光，用體積分數(shù)5%的硝酸乙醇溶液腐蝕后，采用Observer.D1M型光學顯微鏡觀察不同區(qū)域的顯微組織。由圖4可知，失效焊接接頭中的裂紋由外壁向內(nèi)壁擴展，在主裂紋擴展過程形成二次裂紋，同時由于蒸汽泄漏，開裂斷面發(fā)生嚴重氧化。

圖 4失效焊接接頭完全開裂區(qū)的斷面形貌

Figure 4.Fracture surface morphology of complete cracking area in failed welded joint

由圖5可知：裂紋在焊接接頭熱影響區(qū)粗晶區(qū)萌生，由管外壁向內(nèi)壁沿晶擴展，在裂紋擴展過程中裂紋尖端不斷被氧化；外壁焊縫余高為420μm，具有一定錯口現(xiàn)象；熱影響區(qū)寬度在3450~3815μm，遠大于DL/T 869—2021規(guī)定的壁厚小于6mm的12Cr1MoV鋼管焊接接頭熱影響區(qū)寬度不大于2000μm的要求。焊縫根部對口間隙為5435μm，焊縫根部凸出2135μm，均不符合DL/T 869—2021中規(guī)定的12Cr1MoV鋼小徑管焊縫根部對口間隙小于3000μm、焊縫根部凸出不大于2000μm的要求。

圖 5失效焊接接頭裂紋擴展區(qū)和裂紋尖端區(qū)的裂紋截面形貌

Figure 5.Crack section morphology of crack propagation area (a) and crack tip area (b–c) in failed welded joint (b) overall morphology and (c) local morphology

由圖6可知：失效焊接接頭管座母材和連接管母材組織正常，均為鐵素體和珠光體，顯微組織2級；焊縫組織正常，為粒狀貝氏體。

圖 6失效焊接接頭母材以及焊縫的顯微組織

Figure 6.Microstructures of base metal (a–b) and weld (c) in failed welded joint: (a) socket base metal and (b) connecting pipe base metal

2. 開裂原因分析

由上述理化檢驗結(jié)果可知，管座及連接管母材的化學成分、顯微組織、硬度和拉伸性能滿足標準要求，化學成分也符合上海鍋爐廠對低溫再熱器出口集箱管座和連接管的設(shè)計選材要求；失效焊接接頭的開裂與母材性能無相關(guān)性。焊接接頭內(nèi)壁焊縫存在根部凸出和咬邊現(xiàn)象，焊縫根部凸出尺寸不符合標準要求，表明焊縫根部成形質(zhì)量差，這與現(xiàn)場焊接過程中焊接工藝執(zhí)行不當有關(guān)。裂紋起源于接頭外壁熱影響區(qū)粗晶區(qū)，沿晶界逐漸向內(nèi)壁擴展，直至貫穿整個壁厚，這是12Cr1MoV鋼中再熱裂紋的典型特征[6，9]。

12Cr1MoV鋼焊接接頭的安裝應(yīng)力、成形質(zhì)量、焊前預(yù)熱、焊接熱輸入及焊后熱處理等顯著影響再熱裂紋的萌生[6，9，11]。失效焊接接頭為變徑管，距大厚壁再熱器集箱約200mm，該區(qū)域受力復雜，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯，較差的焊接成形質(zhì)量加劇了應(yīng)力集中，使得再熱裂紋在該區(qū)域萌生。焊接過程中存在強力對口導致接頭中出現(xiàn)焊縫錯口，同時根部對口間隙大于標準要求，使得焊接接頭受到較大的拘束應(yīng)力。焊前預(yù)熱及焊后熱處理是降低12Cr1MoV鋼焊接殘余應(yīng)力、改善接頭性能、避免再熱裂紋產(chǎn)生的重要方法。查閱該機組低溫再熱器集箱管座與連接管的施工記錄，施工單位僅采用火焰加熱方式對管材進行150℃焊前預(yù)熱1min，并根據(jù)DL/T 869—2021中“?63.5mm×4mm尺寸的12Cr1MoV鋼管焊后可不進行焊后熱處理”的原則，未對該焊接接頭進行焊后熱處理，導致焊接接頭的硬度和強度遠高于12Cr1MoV鋼母材。焊接接頭焊縫的硬度最高，熱影響區(qū)硬度最低，焊縫與熱影響區(qū)的強韌性匹配差。失效焊接接頭熱影響區(qū)的寬度為3450~3815μm，遠大于標準要求，且熱影響區(qū)粗晶區(qū)的奧氏體晶粒粗大，推測焊接過程中焊接工藝規(guī)范執(zhí)行不當，使用了較大焊接電流和過高焊接熱輸入[6]。熱影響區(qū)粗晶區(qū)的粗大奧氏體晶粒增加晶界滑移阻力，裂紋易沿晶界擴展；該區(qū)域的韌性儲備能量不足，塑性變形能力差。

12Cr1MoV鋼焊接接頭處應(yīng)力集中作用明顯，較差的成形質(zhì)量和較大的拘束應(yīng)力加劇了薄弱區(qū)域的應(yīng)力集中，促使再熱裂紋在熱影響區(qū)萌生；較大的焊接電流和過高焊接熱輸入導致熱影響區(qū)過寬，在應(yīng)力作用下為再熱裂紋萌生提供了更多位置；焊前預(yù)熱不充分及焊后未熱處理導致焊接接頭的焊接殘余應(yīng)力處于較高水平，熱影響區(qū)的韌性儲備能量不足，相應(yīng)的塑性變形能力變差，加劇了熱影響區(qū)塑性應(yīng)變集中效應(yīng)。此外，該低溫再熱器集箱出口服役溫度為533℃，正處于12Cr1MoV鋼焊接接頭產(chǎn)生再熱裂紋的敏感溫度區(qū)間[10]。上述多種因素的耦合作用導致12Cr1MoV焊接接頭在168h試運行期間產(chǎn)生再熱裂紋，再熱裂紋在應(yīng)力作用下快速擴展，造成焊接接頭開裂。

3. 結(jié)論及建議

（1）低溫再熱器出口2Cr1MoV鋼集箱管座與連接管焊接接頭的早期開裂與母材無相關(guān)性。焊接接頭的服役溫度處于再熱裂紋敏感溫度區(qū)間，結(jié)構(gòu)應(yīng)力、焊接強制對口產(chǎn)生的拘束應(yīng)力以及未熱處理消除的焊接應(yīng)力的疊加作用導致再熱裂紋在過寬熱影響區(qū)內(nèi)快速萌生及擴展，最終導致接頭開裂。

（2）建議優(yōu)化低溫再熱器出口焊接接頭結(jié)構(gòu)，采用同管徑同壁厚連接方式；在焊接過程中采用小電流和熱輸入，降低熱影響區(qū)寬度；嚴禁強力對口，降低焊接接頭拘束應(yīng)力；焊前預(yù)熱溫度選擇200℃，預(yù)熱時間不短于3min；焊后進行熱處理，降低焊縫硬度、強度和焊接應(yīng)力，提高熱影響區(qū)韌性，改善焊縫與熱影響區(qū)的強韌性匹配。

文章來源——材料與測試網(wǎng)