CCPP A335 P91 管線與異種金屬銲接之失效機制與結構完整性評估研究報告 (Investigation of Failure Mechanisms and Structural Integrity Assessment for CCPP A335 P91 Pipelines Dissimilar Metal Welds)

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一、前言

在當代複循環電廠（CCPP）與超臨界、超超臨界火力發電單元的設計架構中，提高熱效率的關鍵在於不斷提升蒸汽溫度與壓力。為了應對這些極端工況，具備優異高溫蠕變強度的改良型 9Cr-1Mo 鋼（即 P91 鋼）已成為高溫高壓蒸汽管線、集箱與壓力容器的核心首選材料 1。作為蠕變強度強化肥粒鐵鋼（CSEF）的代表，P91 透過添加釩（V）、鈮（Nb）及氮（N）等元素，在回火馬氏體基體中形成精細的奈米級析出物，從而大幅提升其高溫機械性能 3。然而，當 P91 鋼與傳統的低鉻鋼（如 P22，2.25Cr-1Mo）或奧斯田鐵不銹鋼（如 304H, 316L, Super304H）進行異種金屬銲接（DMW）並投入長期高溫運行時，一系列複雜的冶金與結構退化問題便隨之而來 5。

這類異種金屬接頭的結構完整性受到三種主要現象的嚴重威脅：碳遷移（Carbon Migration）、熱膨脹係數不匹配（CTE Mismatch）以及 IV 型開裂（Type IV Cracking） 8。這些現象並非獨立存在，而是往往相互交織，共同導致接頭在遠低於設計壽命的情況下發生毀滅性的早期失效 11。本研究將從冶金動力學、斷裂力學及電廠維護工程的角度，深入解析這些失效機制，並探討現代電力工業如何透過先進銲接程序、熱處理優化及非破壞性檢測技術來管控相關風險。

二、P91 與 P22、不銹鋼之冶金特性與機械性能差異

在探討失效現象之前，必須先理解參與接頭構成的各類材料在微觀組織與物理屬性上的巨大差異。P91 的強度核心在於其精細的回火馬氏體組織，其內部充滿了由 M23C6 碳化物及 MX 碳氮化物構成的析出強化相 1。與之相對，P22 作為早期的低鉻鋼，其組織多為肥粒鐵與波來鐵或變韌鐵的混合物，其在高溫下的蠕變抗力遠遜於 P91 3。

下表彙整了 CCPP 中常見的高溫管材化學成份與物理特性對比，這為後續分析碳遷移與熱膨脹問題奠定了數據基礎。

元素 / 物理性質 P22 (2.25Cr-1Mo) P91 (9Cr-1Mo-V-Nb) 奧斯田鐵不銹鋼 (304H) 對接頭完整性之影響
鉻含量 (Cr, wt%) 2.00 – 2.60 8.00 – 9.50 18.00 – 20.00 決定碳擴散梯度與化學勢能 3
鉬含量 (Mo, wt%) 0.80 – 1.10 0.85 – 1.05 – 提供固溶強化效果 3
微觀組織 肥粒鐵/變韌鐵 回火馬氏體 奧斯田鐵 (FCC) 影響擴散速率與硬度分布 14
熱膨脹係數 (10-6/K) ~14.0 ~13.2 ~18.0 產生熱瞬態應力之根源 10
硬度 (典型回火後) 150 – 170 HBW 190 – 250 HBW – 作為熱處理質控關鍵指標 1

當 P91 與 P22 接合時，主要的化學衝突在於鉻含量的巨大跨度（約 3-4 倍），這驅動了碳原子的擴散 5。而當 P91 與不銹鋼接合時，除了碳遷移外，物理性質（熱膨脹係數）的不匹配則成為主要的機械應力來源 6。

三、碳遷移現象（Carbon Migration）的熱力學與動力學機制

碳遷移是異種金屬銲接頭在高溫暴露環境下最普遍的冶金退化現象。其本質是碳原子受化學勢梯度的驅動，從低合金側向高合金側移動的過程 5。在 P22 與 P91 的接頭中，儘管兩者均為鐵基合金，但 P91 較高的鉻含量顯著降低了碳在該處的活度係數，從而在熔合線兩側形成了一個強大的碳活度梯度 9。

3.1 碳擴散與勢能梯度

碳原子的遷移速率遵循 Fick 第一定律，其通量 J 與濃度梯度及擴散係數成正比：

J = -DΔC

然而，在異種金屬接頭中，真正驅動碳遷移的是化學勢 μ。鉻作為強碳化物形成元素，能極大地穩定碳原子，降低其自由能 9。因此，即使 P91 的碳含量與 P22 相當，碳原子仍會傾向於從鉻含量較低的 P22 區域逃逸，進入鉻含量較高的 P91 或鎳基銲材區域 10。

這種遷移過程在銲後熱處理（PWHT）期間便已開始，並在管線運行的 540°C 至 600°C 區間內持續進行 5。隨著時間增加（如達到 79,000 小時），這種效應會變得極其顯著 16。

3.2 軟化帶與硬化帶的形成及其危害

碳遷移導致在熔合線兩側形成微觀組織極其不均勻的區域：

  1. 脫碳層（Decarburized Zone）： 在低鉻側（P22），由於碳原子流失，原有的碳化物發生分解與消散，形成一條寬度由數微米到數百微米不等的純肥粒鐵帶 12。這條肥粒鐵帶的強度極低，且失去了碳化物的釘紮效應，成為整個接頭最薄弱的環節 16。
  2. 增碳層（Carburized Zone）： 在高鉻側（P91 或鎳基銲材側），由於接收了大量的碳，會形成一排密集的「I 型碳化物」（Type I Carbides） 12。這些硬而脆的碳化物顆粒會沿熔合線排列，導致局部硬度劇增，並成為潛在的裂縫萌生位點 12。

這種「一軟一硬」的夾層結構在機械載荷下會產生嚴重的應變集中 16。當管道受到熱循環應力或系統軸向載荷時，變形會集中在狹窄的脫碳肥粒鐵帶中，最終導致沿熔合線的早期脆性斷裂 12。

四、熱膨脹係數不匹配（CTE Mismatch）產生的應力集中

對於 P91 與奧斯田鐵不銹鋼（如 304H）的異種接頭，物理屬性的不連續性比化學梯度的影響更為劇烈 6。奧斯田鐵組織的熱膨脹係數約為 18*10-6K，而 P91 的回火馬氏體僅為 13.2*10-6K 10。這種約 35% 至 50% 的差異，是造成 CCPP 管件在頻繁啟停過程中發生疲勞失效的核心根源 7。

4.1 頻繁啟停對應力循環的影響

現代 CCPP 被要求具備極高的調峰彈性，這意味著設備必須經歷頻繁的「冷啟動」、「暖啟動」及「熱啟動」 7。

運行情況 25年預期循環次數 熱瞬態特性 失效風險
冷啟動 (Cold Start) ~250 次 溫差極大，加熱速率快 內徑（ID）產生極大熱拉應力 7
暖啟動 (Warm Start) ~1,250 次 中等溫差循環 加速蠕變-疲勞交互作用 7
熱啟動 (Hot Start) ~4,250 次 溫差較小但頻繁 累積疲勞損傷 7

在加熱過程中，不銹鋼側試圖膨脹得更多，但受到 P91 側的約束，導致在接頭界面處產生巨大的剪切應力 7。這種應力在管壁內徑（ID）處最為顯著，因此許多 DMW 失效案例顯示裂縫是從內壁萌生並向外擴展的，這使得外部目視檢查幾乎無效 1。

4.2 蠕變-疲勞交互作用

在穩定運行階段，熱膨脹應力會隨著時間發生蠕變鬆弛，但在下一次停機與冷卻過程中，又會反向產生高額的殘餘應力 7。這種往復循環將熱疲勞損傷與高溫蠕變空洞化過程結合在一起。在 CTE 不匹配的環境下，碳遷移形成的軟化帶會加速應變累積，進一步縮短裂縫萌生的孕育期 7。

為了減緩這種影響，電力工業通常採用鎳基合金（如 Alloy 82/182 或 625）作為填充金屬 12。鎳基合金的熱膨脹係數介於肥粒鐵鋼與奧斯田鐵不銹鋼之間，能有效起到應力緩衝的作用 17。

五、IV 型開裂（Type IV Cracking）：P91 主要致命因子

儘管碳遷移與 CTE 不匹配極具威脅，但對 P91 系統而言，最臭名昭著的失效模式莫過於 IV 型開裂 1。IV 型開裂是指發生在銲接熱影響區（HAZ）細晶區（FGHAZ）或臨界區（IC-HAZ）內的早期蠕變失效 9。

5.1 熱影響區的微觀組織分帶

P91 鋼的銲接過程會將母材加熱至不同的峰值溫度，從而產生一系列微觀組織差異顯著的區域。

HAZ 子區域 峰值溫度範圍 微觀組織特徵 蠕變強度 失效關聯性
粗晶區 (CGHAZ) Tp >> Ac3 粗大原奧斯田鐵晶粒，完全馬氏體化 高 抗蠕變性強 15
細晶區 (FGHAZ) Tp > Ac3 微細馬氏體晶粒，析出物部分溶解 低 IV 型裂縫多發區 8
臨界區 (IC-HAZ) Ac1 < Tp < Ac3 部分變態，含有肥粒鐵與回火馬氏體混合組織 最低 IV 型裂縫萌生核心 15
過回火區 (Over-tempered) Tp < Ac1 母材碳化物粗化，組織軟化 較低 導致「軟點」現象 1

IV 型開裂的根本原因在於銲接熱循環破壞了 P91 的強化機制 1。在臨界區（IC-HAZ），峰值溫度僅足以讓部分組織發生奧斯田鐵轉變，且原本細小的 MX 與 M23C6析出物發生了嚴重的粗化或重新分布 15。這導致該區域的硬度通常低於母材與銲道（通常 <190 HBW），在三軸應力的約束下，蠕變空洞會迅速在此處生成並匯合 1。

5.2 IV 型開裂的演進過程與突發性

IV 型損傷具有極強的隱蔽性。研究表明，蠕變空洞化（Cavitation）在組件壽命的前 70% 至 80% 時間內進展緩慢且極難察覺 22。然而，一旦空洞開始連結形成微裂縫，裂縫的擴展速率會呈指數級增加，導致組件在毫無預警的情況下發生突發性斷裂 19。對於厚壁管道的周向銲縫，IV 型開裂往往從管壁中部或內壁開始，這使得傳統的表面探傷技術（如磁粉或液體滲透）在檢測早期損傷時顯得力不從心 1。

六、異種接頭銲接程序與熱處理的嚴格控管

鑑於 P91 與 P22、不銹鋼接頭的脆弱性，其製造與安裝過程必須遵循極其嚴苛的規範 1。 P91 鋼被業界稱為「零容忍」材料，任何銲接熱循環的微小偏差都可能導致其蠕變強度的永久喪失 1。

6.1預熱與層間溫度管理

P91 具有極高的淬硬性，為防止氫致延遲裂縫（冷裂縫），必須維持 200°C 以上的預熱溫度 1。更關鍵的是銲後冷卻的階段：銲接完成後，組件必須先冷卻至馬氏體轉變終止溫度（Mf）以下，通常要求冷卻至 100°C 以下並保溫一段時間，以確保組織完全轉變為馬氏體 1。若在組織尚未完全轉變的情況下即開始銲後熱處理（PWHT），殘留的奧斯田鐵會在隨後的冷卻中轉變為未回火的脆性馬氏體，極大提高開裂風險 1。

6.2 銲後熱處理（PWHT）的權衡與優化

異種接頭的 PWHT 是一項巨大的工法挑戰。P22 典型的熱處理溫度在 700°C 左右，而 P91 則需要 730°C 至 760°C 以達到最佳韌性與應力釋放 1。

下表呈現了針對不同異種接頭推薦的熱處理參數及其冶金目標：

接頭組合 推薦填充材料 PWHT 溫度與時間 主要冶金考量
P91 至 P91 ER90S-B9 750°C–760°C / 2-4 hrs 回火馬氏體並控制析出物分布 1
P22 至 P91 Inconel 82 / 625 750°C / 2 hrs 降低 P91 HAZ 硬度，同時抑制 P22 脫碳 23
P91 至 304H 鎳基合金 (Alloy 82) 750°C / 1 hrs 應力釋放，避免不銹鋼側碳化物析出 12

對於 P22-P91 接頭，研究顯示 750°C 保溫 2 小時能有效將 P91 HAZ 的硬度降低至安全區間，同時避免 P22 母材過度軟化 23。然而，過長的熱處理時間（如超過 6 小時）會顯著加速碳遷移過程，導致脫碳層變寬 12。

七、非破壞性檢測（NDE）與壽命評估的技術瓶頸

由於 DMW 失效的多樣性與隱蔽性，傳統的 NDE 方法往往無法提供充足的預警。特別是使用鎳基銲材的接頭，其粗大的樹枝狀晶體組織會對超音波產生嚴重的散射與衰減 26。

7.1相位陣列超音波（PAUT）的應用與限制

相位陣列超音波技術（PAUT）是目前檢測 P91 銲縫裂縫最有效的手段，但在異種金屬接頭中面臨嚴峻挑戰。鎳基合金銲道具有明顯的各向異性，會導致聲束偏轉與畸變 26。

為了解決這些問題，現代檢測多採用以下進階技術：

  1. 傳送-接收縱波（TRL）探頭： 縱波在異質組織中的穿透力優於橫波，且 TRL 技術能有效消除近場雜訊，提高信雜比 26。
  2. 雙矩陣陣列（DMA）： DMA 探頭允許電子控制聲束的偏轉與聚焦，能夠繞過銲道內的粗晶區，對熔合線附近的微小缺陷進行精確成像 26。

7.2 表面金相複刻與硬度篩查

儘管存在侷限，表面金相複刻（Replica）仍是現場監測蠕變損傷的重要手段 22。透過對 HAZ 區域進行現場拋光與腐蝕，檢驗員可以在顯微鏡下觀察蠕變空洞的等級。

蠕變空洞分級 組織特徵 剩餘壽命估算 處理建議
分散空洞 (Isolated) 少量微小空洞 >50,000 hrs 持續監控 22
密集空洞 (Dense) 空洞分布頻率高 20,000 – 40,000 hrs 縮短檢查週期 22
定向空洞/微裂縫 空洞開始沿晶界連結 <10,000 hrs 建議立即修復或更換 19

硬度測試則是識別 P91「軟點」的最直接工具。現場量測若發現硬度低於 190 HBW，通常意味著該處已發生嚴重的組織退化或 IV 型開裂已經萌生，應將其列為高風險點位 1。

八、實務失效案例分析：CCPP 管道系統的教訓

在電力行業的實務運行中，P91 異種接頭的失效案例提供了寶貴的經驗。

79,000 小時運行後的 P22-P91 失效案例

一項針對英國火力發電廠已運行 79,000 小時、蒸汽溫度 570°C 的 P22-P91 接頭的研究顯示，裂縫完全發生在 P22 側的脫碳肥粒鐵帶中 16。透過電子微探針（EPMA）分析證實，碳原子大量從 P22 側遷移至 P91 側，導致 P22 的硬度從原有的 160 HBW 降至 120 HBW 以下 16。這證明了在高溫長期運行下，碳遷移導致的局部軟化是異種接頭的主要失效驅動力。

8.1 模壓三通（Tees）的早期失效

在多個 CCPP 單元中，根據 ASME B16.9 標準製造的 P91 模壓三通在運行不到 40,000 小時（僅為設計壽命的 25%）時便出現了貫穿性裂縫 13。調查發現，這些裂縫多發生在三通的肩部與分支銲縫處，且損傷機制為典型的 IV 型開裂 13。這顯示出對於幾何結構複雜的部件，銲接殘餘應力與系統熱應力的疊加會顯著加速 HAZ 的蠕變損傷進程。

九、未來緩解策略：功能梯度材料與先進修補技術

面對傳統異種金屬銲接的缺陷，學術界與工業界正在開發新型的接頭過渡技術。

9.1 功能梯度過渡接頭（GCTJ）

一種最具前景的方案是利用積層製造（Additive Manufacturing）技術開發功能梯度接頭 7。這類接頭在數公分的長度範圍內，使化學成份從 9Cr 逐步過渡到奧斯田鐵不銹鋼，從而消除了突兀的化學梯度與熱膨脹係數階躍 21。實驗結果顯示，這種梯度設計能將介面熱應力降低 50% 以上，並極大延緩了碳遷移引發的軟化帶形成 7。

9.2 表面預銲堆銲（Buttering）程序

對於現場施工，推薦採用「預銲堆銲」策略。首先在 P91 側的管端堆銲一層鎳基合金，並對其進行完整的 PWHT，然後在不影響 P91 組織的情況下，將其與不銹鋼側進行最終對接銲接 6。這種做法能確保最敏感的 P91 熱影響區得到充分的熱處理，而最終銲縫則在高延展性的鎳基合金之間完成。

十、結論與產業維護建議

複循環電廠中 P91 異種金屬銲接接頭的安全性，直接關乎電廠的營運可靠度與人員安全。本研究綜合分析顯示，碳遷移、CTE 不匹配與 IV 型開裂並非孤立的失效現象，而是共同作用於銲縫熱影響區及熔合線的退化過程。

為了有效管控這些毀滅性風險，提出以下三點核心建議：

  1. 銲接程序的極端質控： 必須嚴格執行 P91 鋼的冷卻要求（Mf 溫度以下轉變）與特定的異種熱處理曲線。硬度監測應作為銲後檢驗的強制項，嚴禁硬度低於 190 HBW 或高於 280 HBW 的部件投入運行 1。
  2. 多維度的 NDE 監測體系： 對於服役超過 40,000 小時的高溫 DMW 接頭，應建立結合 PAUT（採用 TRL 或 DMA 探頭）與表面金相複刻的綜合監測檔案。應特別關注管壁內徑側的裂縫萌生，並定期進行硬度趨勢分析，以識別碳遷移導致的軟化現象 1。
  3. 靈活運行的風險動態評估： 隨著電廠參與調峰的次數增加，應根據實際啟停循環次數動態調整檢查週期。對於頻繁經歷熱瞬態的 DMW 接頭，應優先考慮使用鎳基銲材或安裝過渡接頭，以減輕 CTE 不匹配引發的疲勞損傷 7。

透過對冶金機制的深刻理解與先進檢測技術的應用，電廠運維團隊可以將 DMW 接頭的毀滅性失效風險降至最低，確保 P91 鋼系統能在設計壽命內提供穩定的電力產出。

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