某超临界锅炉 12Cr1MoV 水冷壁管焊缝蠕变开 裂原因分析

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2020某超临界锅炉12Cr1MoV水冷壁管焊缝蠕变开裂原因分析李永乐骆贵兵张志博1北方联合电力有限责任公司包头第三热电厂，内蒙古包头市九原区黄草洼，014060；2西安热工研究院有限公司，西安市雁翔路99号博源科技广场A座，710054Analysisonthecauseoftheweldcreepcrackingof12Cr1MoVwaterwalltubeofasupercriticalboiler122LiYongle,LuoGuibing,ZhangZhibo1No.3BaoTouThermalPowerPlantOfNouthUnitedPowerCorporationSouthsideofG6expresswaytollstationJiuyuanDisBaotouInnerMongolia2ThermalPowerResearchInstituteCo.,Ltd.,Xi.an摘要：某超临界锅炉12Cr1MoV水冷壁管焊缝发生纵向开裂，通过几何尺寸测量、维氏硬度测试、金相及综合分析。结果表明：管样的失效类型为蠕变开裂，管样本身珠光体球化较轻，且焊缝根部凸起降低了焊缝的内压环向应力，但焊缝的高硬度和淬硬组织，促使焊缝处蠕变速率加快，焊缝根部的凸起导致焊缝处工质流动缓慢，造成焊缝处实际温度高于母材处，进一步促进了焊缝处蠕变裂纹的产生。内压环向应力和由向火侧与背火侧温差所产生的膨胀应力的合力，使向火侧外壁和背火侧内壁受力最大，且向火侧外壁和背火侧内壁温度偏高，因此优先在向火侧外壁和背火侧内壁产生蠕变开裂。关键词：12Cr1MoV；水冷壁；蠕变开裂；高硬度ABSTRACT:Thelongitudinalcrackof12Cr1MoVwaterwalltubeofasupercriticalboileroccurred.Itwasanalyzedbygeometricaldimensionmeasurement,vickershardnesstest,metallographyandcomprehensiveanalysis.Theresultsshowthatthefailuretypeofthetubesampleiscreepcracking,thepearlitespheroidizationofthetubesampleislighter,andthebulgeattherootoftheweldreducestheinternalpressurecircumferentialstressoftheweld,butthehighhardnessandhardenedstructureoftheweldacceleratethecreeprateattheweld,thebulgeattherootoftheweldleadstotheslowflowofthefluidattheweld,resultingintheactualtemperatureattheweldhigherthanthatatthebasemetal,whichfurtherpromotestheformationofcreepcrackinthejoint.Theinternalpressurehoopstressandtheexpansionstressproducedbythetemperaturedifferencebetweenthefiresideandthebackfiresidemaketheouterwallandtheinnerwallofthebackfiresidebearthemoststress,andthetemperatureoftheouterwallandtheinnerwallofthebackfiresidearehigher,sothecreepcrackingispreferredintheouterwallandtheinnerwallofthebackfireside.KEYWORD:12Cr1MoV;waterwall;creepcracking;highhardness1前言工过程中，对于壁厚在小于6mm的12Cr1MoV钢管，焊前一般不进行预热，焊后不进行热处理12Cr1MoV钢属珠光体低合金热强钢，广泛[2][1]，这就导致焊缝的组织性能无法得到有效保应用于火电厂壁温≤580℃的受热面管。火电障。焊后的无损检测，仅能发现焊缝上已产生的厂水冷壁管本身管内介质温度较低，将缺陷，而对于在后续服役过程中产生的裂纹，如12Cr1MoV钢用于水冷壁管，在正常运行状态下，[3,4]再热裂纹、晶间裂纹、疲劳裂纹等，具有较材料发生早期蠕变失效的可能性较低。在现场施-1-

12020强的随机性，给现场无损检测的开展带来了较大3试验结果及分析的难度。目前对于12Cr1MoV钢管焊缝再热裂纹和疲劳裂纹产生的研究较多，而对于12Cr1MoV3.1钢管焊缝质量状况，尤其是用作火电厂水冷壁管样焊缝内壁根部凸出严重，最大值为管，产生蠕变裂纹的研究较少。因此，有必要对[2]3.5mm，见图3，已超过DL/T869-2012规定的12Cr1MoV水冷壁管焊缝质量状况对蠕变裂纹产上限值（2.0mm）。管样的几何尺寸（外径和壁生的影响进行深入研究，进而更好的指导生产现厚）测量结果见表1。由表可见：管样外径未见场。胀粗，壁厚未见减薄。某电厂锅炉由俄罗斯波多尔斯克奥尔忠尼启泽机械厂制造的1650t/h超临界直流锅炉，锅炉水冷壁为垂直二次上升布置，在49.5米标高处分成上，下两个辐射区，水冷壁出口设计温度为445℃。该锅炉水冷壁于2016年11月7日发生泄漏，泄漏位置为炉后墙44米乙侧墙第20根管焊接接头部位，裂纹呈纵向开裂。截止本次泄漏，该泄漏管样已累计服役约12万h，管子规格为Φ32×6mm，材质为12Cr1MoV。图2管样内壁形貌2试验方法Fig.2Appearanceofinnerwalloftubesample本次泄漏管样宏观形貌如图1。管样上存在表1外径和壁厚测量结果Tab.1Measurementresultsofouterdiameterandwall1个泄漏口，位于管样向火侧的焊接接头部位，thickness呈纵向开裂，张开较小，泄漏口尺寸为纵向长管样外径（mm）壁厚（mm）11mm，宽0.5mm。分别在管子母材及焊缝上取12Cr1MoV32.48、31.986.16/6.22（Φ32×6mm）32.526.01/6.16样，进行化学成分分析，分析结果符合GB/T[5][2]5310-2017和DL/T869-2012中的规定。采用3.2线切割对管样进行切割制取金相试样，在OLYMPUSGX71型光学显微镜下进行察分析。在管样开裂部位和远离开裂部位各制取1依据GB/T4340.1-2009[6]在HVS-50型维氏硬度个金相环样（1号、2号）、焊缝部位制开裂部位机上对金相样品进行维氏硬度试验，试验载荷制取外弧面样（3号）、取一个纵向样（4号），98N，保载时间10秒。金相样品宏观形貌见图3。从1号样品宏观形貌中可以看出，管样焊缝内壁根部凸出严重，最大[2]值为3.5mm，已超过DL/T869-2012规定的上限值（2.0mm）。在管样向火面，共发现3条裂纹（见图中标示），其中裂纹一已完全裂透，裂纹二和裂纹三在外壁较浅的位置，由此可以初步判断出裂纹一也是由外壁生成，并逐步向内壁扩展。在管样背火侧，也存在一条裂纹，裂纹从内壁向外壁扩展。图1管样宏观形貌（向火侧）Fig.1Macroscopicappearanceoftubesample（firewardside）-2-

22020c）背火侧裂纹金相形貌图41号样金相组织形貌Fig.4Metallographicstructureofsample1：a）metallographicappearanceofcrack1onfireside；b）metallographicappearanceofcrack2onfireside；图3金相样品宏观形貌（左至右上至下依次为1，2，3，4号）c）metallographicappearanceofbackfiresidecrackFig.3Macroscopicappearanceofmetallographicsample（Fromlefttoright,uptodownare1,2,3,4）金相形貌见图4～图6，并依据DL/T[7]773-2016进行球化评级。由图可见：在管样主裂纹附近，密集分布着大量细小的裂纹，裂纹呈沿晶开裂特征。进一步放大发现，在裂纹边沿及尖端存在大量的蠕变孔洞及蠕变微裂纹，裂纹中充满氧化产物。图53号样金相形貌管样焊缝处组织呈针状特征，母材金相组织Fig.5metallographicappearanceofsample3为铁素体+珠光体，紧邻焊缝部位珠光体球化3级，其余部位珠光体球化2级；紧邻焊缝部位的组织比母材略微老化，可以是由于服役过程中焊缝附近局部温度偏高造成。a）焊缝组织b）邻近焊缝c）远离焊缝母材图64号样母材金相组织形貌Fig.6MetallographicstructureofNo.4samplebasemetal：a）weldstructure；b）adjacentweld；c）awayfromweldbasemetala）向火侧裂纹一金相形貌3.3维氏硬度测试结果见表2。由表可见：管样母材的硬度值符合标准的规定，邻近焊缝母材和远离焊缝母材硬度值无明显差异；泄漏管样焊缝硬度值有所偏高，最高值为330HV，已明显高于[8]b）向火侧裂纹二金相形貌DL/T438-2016规定的上限值。结合硬度和金相检测结果，推断该管样焊缝组织为淬硬组织。[2]DL/T869-2012要求，焊缝金相组织应没有裂纹、过热组织及淬硬的马氏体组织。-3-

32020表2维氏硬度测试结果寿命为30年，而该管样焊缝处提前发生蠕变开Tab.2Vickershardnesstestresults裂，远低于设计寿命，说明该管样焊缝部位在实样品HV10，10s测量位置际服役过程中承受了较高的温度或者应力，或者编号1234焊缝自身性能异常导致提前发生蠕变开裂。焊缝3302943132921开裂附近316325319/4.22母材161164168175本文所分析管样管内介质设计温度约在焊缝330322323400℃左右，远低于该材料的最高许用温度，结3热影响区226221230合开裂部位附近金相分析结果，材料球化并不严母材158170167重，仍在正常范围内。由于焊缝处根部凸起最大焊缝330326318/为3.5mm，对管内介质起到了明显的截流作用，热影响区1971992064在根部凸出部位的工质流动缓慢，故焊缝附近的邻近焊缝母材167158163管壁温度应略高于母材，进而导致焊缝附近母材远离焊缝母材157160162球化程度高于远离焊缝的母材。依据珠光体组织12Cr1MoV母材硬度[8]的球化级别Ｅ与温度和时间相关参数LMP之间DL/T438-2016135-195HB（142-205HV）[9]的对应关系，E=23.92-1.6LMP焊缝硬度不大于母材硬度值（LMP=14550/T-lgt，E——球化级别，T——部[2]DL/T869-2012加100HB（105HV）且不大件金属温度，t——使用时间），可近似计算出紧于270HB（284HV）邻焊缝部位母材的服役温度为801.4K布氏硬度与维氏硬度依据ISO18265转换。（528.3℃），其余部位母材的服役温度为774.8K4综合分析（501.7℃），紧邻焊缝部位母材实际服役温度比其他部位约高26.6℃。从以上计算可以看出，根4.1部凸出所造成的超温，仍远低于材料的最高许用温度。管样裂纹为沿晶开裂，向火侧共有3条裂纹，为从外壁向内壁扩展，背火侧有1条裂纹，4.3从内壁向外壁扩展。在裂纹边沿及尖端存在明显由材料力学可知，裂纹扩展方向与所受最大的蠕变孔洞及蠕变微裂纹。根据以上基本特征，拉应力方向垂直，由于该管样上裂纹为纵向，故判断管样的开裂类型为蠕变开裂，且裂纹内部充引起该管子开裂的应力应为环向应力。由于管样满了氧化产物，证明了该裂纹的扩展是一个缓慢周边由鳍片束缚，不会受到外部机械应力的作的过程。用，故水冷壁管在实际服役过程中，所受的环向蠕变是指金属材料在一定温度、应力作用下应力有内压环向应力和由向火侧与背火侧温差缓慢的产生塑性变形的现象。增大应力和提高温所产生的膨胀应力。由于试验分析管样为厚壁管度，都会降低材料的蠕变寿命。对于电站锅炉，（外径与内径之比大于1.2），厚壁承压管道内压水冷壁管长期服役于高温高压环境下，不可避免[10]环向应力计算公式为：产生蠕变损伤。蠕变损伤的特征为晶界空洞，空22pDD洞主要分布在与外加应力垂直或成一定角度的i(1o)222DD4r晶界上，晶内也可见到极少量空洞。随着应力及oiP——管道设计压力，取25MPa；蠕变变形量的增加，空洞数量增多，并在蠕变过Do——管子外径，取32mm；程中逐渐长大，互相连接形成裂纹，裂纹扩展导Di——管子内径，母材处取20mm，焊缝处致断裂。蠕变损伤速度与工作温度高低，应力大取13mm；小，以及材料自身状态有关。火电机组一般设计-4-

42020r——受力点离管子圆心的距离。壁发生蠕变开裂。由该公式可知，内壁处的环向应力最大，内径越小，所受环向应力越小。由于焊缝处根部凸起，导致焊缝处内径远小于母材处内径，故焊缝处所受内压环向应力小于母材。经计算，管子母材处外壁所受内压环向应力为30.05MPa，内壁所受内压环向应力为57.05MPa；管子焊缝处外壁所受内压环向应力为9.88MPa，内壁所受内压环向应力为34.88MPa。从计算结果可以看出，管子所受内压环向应力远低于12Cr1MoV在[5]500℃时10万h持久强度184MPa。虽然由于焊缝处根部凸起，导致内压环向应力小于母材处，但由于焊缝硬度明显偏高，材料图7水冷壁管向火侧和背火侧内、外壁受力示意图脆性增大，极大的提高了材料的蠕变损伤速度Fig.7Diagramofinnerandouterwallforcesonfire[11]sideandbackfiresideofwaterwalltube。其蠕变空洞成核和成长及相互连接的速度会加快，在极短的时间内很快地连接成晶界微裂5结论与建议纹，会极大的缩短材料的蠕变寿命。另外，由于1）本文所分析水冷壁管样的失效类型为蠕焊缝组织为淬硬组织，组织对裂纹敏感性按铁素变开裂，但管样本身珠光体球化较轻，为2~3级。体、珠光体、贝氏体、低碳马氏体和高碳马氏体虽然焊缝根部凸起降低了焊缝的内压环向应力，[12]的顺序逐渐增加。淬硬组织易形成马氏体组织但焊缝的高硬度和淬硬组织，促使焊缝处蠕变速和高密度晶格缺陷，这些晶格在应力作用下会发率加快，焊缝根部的凸起导致焊缝处工质流动缓生移动和聚集，当浓度达到临界值时，会形成裂慢，造成焊缝处实际温度高于母材，进一步促进[13]纹源，裂纹源的形成使裂纹尖端形成了较大的了焊缝处蠕变裂纹的产生。内压环向应力和由向应力集中，进一步加速了材料的蠕变损伤。李益火侧与背火侧温差所产生的膨胀应力的合力，使[14]民等人在对P91主蒸汽管道研究中也发现，在向火侧外壁和背火侧内壁受力最大，且向火侧外相同蠕变应力下，焊接接头的蠕变变形量大于母壁和背火侧内壁温度偏高，因此优先在向火侧外材，易失效断裂。同时由于焊缝附近温度高于母壁和背火侧内壁产生蠕变开裂。材处的温度，故优先在焊缝处发生蠕变开裂。2）对水冷壁管焊缝进行硬度和表面检验，向火侧受热膨胀、背火侧相对温度低阻碍膨更换表面存在缺陷的管段，必要时修补或更换硬胀，使向火侧外壁受到一定拉应力，向火侧内壁度超标的焊缝。提高焊接质量，避免焊缝内壁根受到一定的压应力，如图7所示。向火侧外壁所部凸出超标。受膨胀拉应力与内压环向应力方向一致，相互叠加，使外壁受到了较大拉应力，而向火侧内壁所参考文献受膨胀压应力与内压环向应力方向相反，降低了[1]火力发电厂金属材料选用导则:DL/T715-2015[S].北京:内壁所受的环向拉应力。由于高温部件在实际运国家能源局,2015:1-32.[2]火力发电厂焊接技术规程:DL/T869-2012[S].北京:国家行过程中，工作应力增加10%，其蠕变寿命将降能源局,2012:1-40.[11]低到原设计值的60%左右。同时由于向火侧外[3]范志东,都劲松,张志博等.超超临界锅炉再热器壁温度远于内壁温度，故优先在向火侧外壁产生12Cr1MoVG管焊缝失效研究[J].中国材料进展，2019,38(6):614-619.蠕变开裂。背火侧由于温度相对较低，阻碍向火[4]张冰清,田进,张志博等.火电厂锅炉水冷壁管失效原因侧膨胀，故在背火侧内壁受到较大的拉应力，且分析[J].热力发电，2019,48(5):97-101.与内压环向应力方向一致，相互叠加，背火侧内[5]高压锅炉用无缝钢管:GB/T5310-2017[S].北京:中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局,2017:1-22.壁温度高于背火侧外壁温度，故优先在背火侧内-5-

52020[6]金属材料维氏硬度试验第1部分：试验方法:GB/T电力出版社,20064340.1-2009[S].北京:中华人民共和国国家质量监督检验检[12]闫章建,牛锐锋,龙开锋.国产T23钢焊接冷裂纹敏感性插疫总局,2009:1-14.销试验研究[J].热加工工艺,2011,40(11):161-163.[7]火电厂用12Cr1MoV钢球化评级标准:DL/T773-2016[S].[13]杨兴华.12Cr1MoV钢厚壁管焊缝横向裂纹分析及措施[J].北京:国家能源局,2016:1-16.焊接技术，2013，42(03):51-55.[8]火力发电厂金属技术监督规程:DL/T438-2016[S].北京:[14]李益民,史志刚,蔡连元等.P91主蒸汽管道焊接接头的蠕国家能源局,2016:1-42.变特性和寿命估算[J].热加工工艺,2007,36(15):4-6.[9]火电厂金相检验与评定技术导则:DL/T884-2004[S].北京:收稿日期：中华人民共和国国家发展和改革委员会,2004:1-20.作者简介：[10]唐永进.管道应力分析[M].北京:中国石化出版李永乐（1972-），男，硕士，高级工程师，主要从事火力发电厂运社,2003,P:23.行、检修及节能技术研究。[11]周顺深.火电厂高温部件剩余寿命评估[M].北京:中国-6-