国家能源科技“十二五”规划纲要中提出要发 展“高效、节能、环保”的火力发电技术^[1]。提高火力 发电厂效率的主要途径是提高蒸汽参数,即提高蒸 汽的压力和温度，有效提高机组的热效率，降低煤 耗，减少CO2和NOx的排放，满足环境保护和节约能 源的要求。因此，各国都在向大容量、高参数的超 （超）临界火电机组方向发展。

呼和浩特热电厂扩建的2×350 MW超临界空冷 供热机组为蒙西电网最早开始建设并投入商业运 行（2011年1月）的超临界火力发电机组，锅炉为哈尔滨锅炉厂有限公司生产的HG-1140/25.4-YM1 型、超临界参数、变压运行、螺旋管圈直流炉；汽轮 机为哈尔滨汽轮机厂有限责任公司生产的CZK350/ 324-24.2/566/566型、超临界、一次中间再热、单轴、 两缸两排气、直接空冷抽汽凝汽式供热汽轮机；发 电机为哈尔滨电机厂有限责任公司生产的型号为 QFSN-350-2的水—氢—氢冷发电机。

基建监督检查中先后发现锅炉、汽轮机及四大 管道等部件存在多处重大缺陷，通过进行分析和处 理，为机组投运后的安全稳定运行奠定了基础。 1 锅炉设备存在的典型缺陷 1.1 承重部件 1.1.1 焊缝处存在裂纹及未熔合

钢结构大板梁作为火力发电厂锅炉承重的重 要构件,其质量不仅对火电厂建设进度有很大影响, 也直接影响整个电厂的安全生产,而各焊缝加工是 大板梁质量控制的关键。监检中发现，4号锅炉材 质为Q345的D大板梁腹板固定端下耳板与腹板角 焊缝存在长15 mm裂纹，固定端第1块肋板耳板与 肋板北侧角焊缝熔合线部位的整条焊缝处存在长 约650 mm未熔合缺陷（见图 1）；经超声波检测，发 现支撑梁下翼板对接焊缝距下边缘136～144 mm、 深16～18 mm处存在线性超标缺陷，通过挖补发现 该缺陷为夹渣缺陷。

图 1(Figure 1)

图 1 大板梁角焊缝裂纹及未熔合缺陷

经分析，上述承重部件的材质均为Q345，属屈 服强度为350 MPa等级的普通低合金结构钢，具有 良好的综合力学性能、抗疲劳性能、焊接性能及低 温冲击韧性。出现裂纹等缺陷的主要原因为在低 温（5 ℃以下）情况下对大厚度部件施焊时，未采取 局部预热措施，使得焊接应力和焊缝淬硬倾向均增 大。按照工艺要求对上述缺陷进行彻底挖除并补 焊，鉴于当时低温环境，且是对大厚度部件进行焊 接，补焊时采用焊前预热及焊后缓冷的补焊工艺， 补焊后复检合格。 1.2 高温集箱

集箱作为电站锅炉中的重要部件，一旦发生意 外，危害性极大。因此在集箱设计、制造、运输及安 装过程中存在的问题均应及时解决。 1.2.1 P91材料集箱开裂及内壁存在大量氧化皮 1.2.1.1 缺陷描述

在对材质为P91末级过热器入口集箱、出口集箱及高温再热器集箱等进行检验时，发现编号为 B14的末级过热器入口集箱筒体内壁存在裂纹，见 图 2a；编号为B124和B134的2个高温再热器集箱 存在贯穿于筒体、端盖及两者连接焊缝的裂纹，见 图 2b、2c；4个末级过热器出口集箱内部存在大量厚 块状氧化皮，见图 2d。

图 2(Figure 2)

图 2 P91材质高温集箱母材及焊接缺陷

350 MW超临界机组由于蒸汽参数，特别是压 力的大幅提高，高温段集箱已全部使用由美国橡树 岭国家实验室和美国燃烧工程公司共同研究开发 的动力工程用马氏体热强钢A335-P91,其综合性能 优良，是在标准9Cr-1Mo钢基础上通过降低C含量， 添加微量的Nb、V使其合金化，并对N含量加以控 制而得到的。该钢持久强度和许用应力高，620 ℃ 以下时均高于奥氏体不锈钢TP304H，其许用应力是 标准9Cr-1Mo钢的2倍，是2.25Cr-1Mo钢的3倍；在 704 ℃时还表现出优良的组织稳定性和持久强度^{[2, 3]}。 但P91 钢属于空冷马氏体钢，合金元素含量大于 13%，钢材的淬硬倾向大，冷裂纹敏感性强，且具有 一定的热裂纹倾向。尽管该材质的焊接工艺已经 成熟，但如果焊材选用不当、预热温度不足，或是其 他工艺没有严格按要求执行也易产生焊接冷裂 纹。集箱内壁的母材裂纹及大量氧化皮均产生于 热加工过程中，为热加工工艺不当造成。 1.2.2 实际壁厚小于设计壁厚 1.2.2.1 缺陷描述

经超声波测厚检测发现，3号锅炉的全部22个 末级过热器出口集箱筒体，4号锅炉的1个设计规格 为直径245 mm、壁厚60 mm、材质为P91的末级过热 器出口集箱筒体壁厚均介于50.4～56.1 mm，均不符 合设计要求。按照GB 5310—2008^[4]中关于高级钢 管公称外径和公称壁厚允许偏差的要求，对于外径 大于219 mm、壁厚大于20 mm的钢管，其壁厚允许 负偏差为10%，因此，对于该规格集箱壁厚的最大允 许负偏差为6 mm，即集箱壁厚应≥54 mm。 1.2.2.2 缺陷分析及措施

为了保证电厂建设工期及质量要求，按照GB/ T 9222—2008^[5]中对圆筒形集箱筒体强度校核计算 的要求，对该批壁厚负偏差超标集箱进行了壁厚强 度校核。

集箱筒体的厚度理论计算公式^[5]为： 式中δ_L —集箱筒体理论计算厚度，mm； P—计算压力，MPa； D_w —管外径，mm； φ_min —焊缝最小减弱系数，无缝管取1； [σ]—使用温度下的许用应力，MPa。

按照设计条件，该规格集箱的使用温度为 600 ℃；BMCR设计压力为27.6 MPa，则计算压力取 设计压力的1.15倍31.74 MPa；设计外径为245 mm； P91材质在600 ℃下的许用应力为66 MPa。通过计 算可知，管道的最小理论壁厚为47.5 mm，即当集箱 壁厚大于47.5 mm时即可满足使用要求，最后由锅 炉厂出具质量保证书继续使用。 1.2.3 P91材料集箱硬度异常 1.2.3.1 缺陷描述

在对设计材质为P91、规格为直径457 mm、壁 厚95 mm（长度16 000 mm）的末级过热器出口汇集 集箱进行力学性能检测时发现，该集箱筒体母材硬 度极不均匀，最高处达430 HB，最低处为145 HB，最 大硬度差值为285 HB。按照标准ASTM A335/ A335M-10b^[6]及DL/T 438—2009^[7]的要求，A335-P91 的硬度允许值为180~250 HB。因此该集箱的实测 硬度值远大于标准值。 1.2.3.2 缺陷分析

经分析认为，造成P91材质集箱硬度极不均匀 的主要原因为：焊后进行整体热处理时，加热及冷 却不均匀。该集箱经返厂进行重新整体热处理后， 复检合格，可继续使用。 1.2.4 集箱内部存在大量异物 1.2.4.1 存在的缺陷及产生的原因

经内窥镜检验发现，水冷壁集箱、高温再热器 集箱以及其他集箱中均存在众多铁块、焊渣等异 物，见图 3。集箱在生产过程中进行切割、切削及焊 接等处理工艺时，未对产生的铁块、铁屑及焊渣等 异物进行认真清理、遗留在集箱内，会在机组启动 运行后堵塞管孔、减小通流面积，造成爆管等事故。

图 3(Figure 3)

图 3 集箱内部异物

监检过程中对全部集箱内部异物进行了清理， 并用内窥镜反复检查，直至彻底清理干净为止，避 免机组投运后发生由于管路堵塞造成的受热面过 热等爆管事故。 1.3 受热面 1.3.1 弯管壁厚减薄 1.3.1.1 缺陷描述

在对受热面管进行监检时发现，全部22屏屏式 过热器下部U形弯处的U形定位管弯管侧弧处存在 长约200 mm、深度约2 mm的尖锐机械损伤缺陷，如 图 4所示。DL/T 438—2009中要求，管子内外表面 不允许有深度大于壁厚5%、且最大深度大于0.4 mm的直道缺陷。

图 4(Figure 4)

图 4 屏式过热器U形定位管损伤

在对屏式过热器管进行超声波测厚检验时发 现，18屏U形定位管弯管外弧壁厚小于6.4 mm。屏 式过热器管的设计材质为TP347H不锈耐热钢，规 格直径38 mm，壁厚7.5 mm。按照DL/T 438—2009 中对安装前受热面管子的要求，对于1.8≤R/D≤3.5 （R、D 分别为管的弯曲半径和公称直径）的弯管外弧 侧减薄率应≤15%，即管壁厚为7.5 mm时，其弯管 外弧最小壁厚应大于6.4 mm，因此该18屏的U形定 位管弯管减薄程度超标。

经分析认为，U形定位管弯管侧弧的机械损伤 及弯管壁厚减薄超标均为管子弯制工艺不当及模 具选用不合理造成。对于薄壁小半径弯头的生产，意大利的钢管生产企业采用先将弯头区域局部镦 粗，以增加管壁厚，再挤压精整的新工艺，值得在国 内弯管（头）生产中学习和借鉴^[8]。

对上述22根U形定位管全部进行了更换处理。 1.3.2 管鼓包及裂纹 1.3.2.1 缺陷描述

监检中发现，1根材质为A213-T91^[9]的末级过 热器管45°弯管外弧存在长约30 mm的环向开裂缺 陷，如图 5a所示；另外多根材质为12Cr1MoVG的低 温再热器管45°弯管内弧处存在严重鼓包现象，如 图 5b所示。

图 5(Figure 5)

图 5 受热面管子开裂及鼓包

哈尔滨锅炉有限公司目前在进行受热面小管 弯制时，一般相对弯曲半径R/D＞2时，采用冷弯工 艺^[8]。弯制时，弯管外弧面受最大拉伸应力作用，当 管壁存在机械损伤、锻造折叠及夹杂物等严重缺陷 时，该部位发生塑性变形的能力就会被削弱而引发 环向开裂。对于管材质为硬度较小的12Cr1MoVG， 其弯管内弧的鼓包大多是由管弯制时模具选择不 合理，或管与模具间摩擦力过大造成的。

对上述开裂及鼓包的弯管管段进行了更换。 2 四大管道典型缺陷分析 2.1 加工刀槽及未焊透缺陷

在对四大管道进行监检中发现，3号机组材质 为P91的再热热段蒸汽管道内壁存在整圈宽约150 mm、深约2 mm 的加工刀槽，见图 6a；管道上直径 256 mm 接管座角焊缝根部存在深2～3 mm、长50 mm的根部未焊透缺陷，见图 6b。按照DL/T 438— 2009，不允许钢管内外表面存在深度大于壁厚5%、 且最大深度大于0.4 mm 的直道缺陷，同时DL/T 869—2012^[10]标准要求，四大管道焊缝等一级焊缝中 不允许存在根部未焊透缺陷。

图 6(Figure 6)

图 6 再热热段管道母材及焊接缺陷

现场对上述热段管道内壁加工刀槽及管座焊 缝未焊透缺陷进行了彻底削磨处理，因缺陷深度 浅，经强度校核后可以继续使用，但应加强监督。 3 汽轮机设备典型缺陷分析 3.1 大型铸件缺陷

大型铸件由于其特殊的制造工艺，不可避免地 存在一些缺陷。本工程2台机组汽缸、隔板（套）及 阀门等铸件存在大量裂纹、铸造缩孔、冷隔及焊接 裂纹等缺陷（见图 7），给机组的安全运行带来了较 大隐患。监检中发现上述缺陷后，及时通知电厂及 制造厂对上述缺陷进行了彻底的打磨消缺处理，打 磨深度较深的由汽轮机厂出具工艺要求进行补焊 处理，保证了机组投运后的安全稳定运行。

图 7(Figure 7)

图 7 汽轮机大型铸件缺陷

监检中发现3号汽轮机3号瓦上瓦及4号瓦上 瓦巴氏合金存在不同程度的脱胎鼓包现象。大型 汽轮发电机的径向支撑轴瓦巴氏合金面采用浇注 工艺制造，即在机械加工并回火去应力后的瓦体上 用高速钢刀具加工轴瓦结合面，然后在该结合面上 浇注巴氏合金并进行冷却喷水，当瓦温降至150 ℃ 以下时，停止喷水，拆除工装，放于100 ℃左右的炉 中缓冷至室温，最后进行超声波和着色探伤，检查 粘合层质量。但巴氏合金与轴瓦体的结合力很弱， 当发生瓦体焊后未进行去应力回火、浇注面粗糙度 不足、瓦体浇注面存在锈蚀或氧化层、采用杂质较 多的回炉料及锡金属纯度不足等情况，都有可能引 起巴氏合金与瓦体无法有效粘合，造成严重脱胎^[11]。

对上述脱胎鼓包轴瓦进行返厂重新加工处理， 复检合格。 4 结语

近年来，由于我国高参数、大容量火电机组的 大规模建设，机组在新结构、新材料和新工艺方面 有大量应用，尽管在新建机组的设计、制造、安装和 调试等方面已采用了很多国际先进技术，但在机 组建设过程中也存在很多质量问题，给设备安装和 机组投运后的安全稳定运行带来了很大隐患，因此，有必要通过开展工 程质量监督、设备监造和安装前检验等工作来全面 提升设备的质量，以确保机组的安装质量和投运后 的安全稳定运行。