楊明，范華，翟棟，徐永鋒，高振桓

（東方汽輪機(jī)有限公司 長(zhǎng)壽命高溫材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川德陽(yáng)，618000）

?

某熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組波紋膨脹節(jié)裂紋分析

楊明，范華，翟棟，徐永鋒，高振桓

（東方汽輪機(jī)有限公司 長(zhǎng)壽命高溫材料國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川德陽(yáng)，618000）

某電廠600 MW抽氣型熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組波紋膨脹節(jié)在運(yùn)行約10 000 h后，低壓導(dǎo)氣管波紋膨脹節(jié)第一節(jié)工作波發(fā)生波紋管破裂。文章通過(guò)對(duì)波紋管的奧氏體不銹鋼材料性能、組織結(jié)構(gòu)、斷口形貌以及機(jī)組振動(dòng)等方面予以分析，發(fā)現(xiàn)波紋管為疲勞裂紋擴(kuò)展破裂失效。導(dǎo)氣管振動(dòng)是引起波紋管發(fā)生失效破裂的主要原因，其次波紋管的材料冷作硬化是波紋管局部破口的直接原因。通過(guò)對(duì)波紋管破裂的機(jī)制和原因分析，從而為該型機(jī)組波紋管的壽命延長(zhǎng)提了出有益的改進(jìn)措施。

熱電聯(lián)產(chǎn)，不銹鋼，波紋管，疲勞斷口，振動(dòng)

0　引言

汽輪機(jī)組波紋膨脹節(jié)為補(bǔ)償因連接件間溫差的熱應(yīng)力及機(jī)組機(jī)械振動(dòng)引起的附加應(yīng)力等引起的機(jī)組位移，而在構(gòu)件上設(shè)置的一種能夠自由伸縮的位移補(bǔ)償撓性結(jié)構(gòu)，是一般采用薄壁板材制成的具有一定彈性的波形構(gòu)件。自被設(shè)計(jì)使用以來(lái)，已在化工、冶金、電力、石油等行業(yè)廣泛使用。考慮不同的操作工況和應(yīng)力補(bǔ)償要求，波紋管波形有多種形式，最為常見(jiàn)的為U型波，C型、Ω型、矩形、S型等也較為常用。波紋管的可靠性是通過(guò)設(shè)計(jì)、制造、安裝、運(yùn)行管理等多個(gè)環(huán)節(jié)來(lái)保證的，任何一個(gè)環(huán)節(jié)的失控都會(huì)導(dǎo)致補(bǔ)償器壽命降低甚至失效。其失效形式主要有：腐蝕和共振引起的斷裂、波紋失穩(wěn)疲勞破裂、設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)不合理導(dǎo)致的破裂、原材料或制造缺陷引起的破裂等［1-2］。

此機(jī)組為國(guó)內(nèi)首臺(tái)超臨界600 MW等級(jí)抽氣式熱電聯(lián)產(chǎn)汽輪機(jī)組，機(jī)組累計(jì)運(yùn)行時(shí)間超過(guò)10 000 h，發(fā)生低壓導(dǎo)氣管膨脹節(jié)波紋管破裂。機(jī)組波紋管設(shè)計(jì)抽氣壓力0.3～1.5 MPa，最大抽氣功率達(dá)900 t/h，中壓出口蒸汽溫度為380℃。機(jī)組波紋管破裂失效現(xiàn)場(chǎng)如圖1所示。

圖1　失效波紋管現(xiàn)場(chǎng)及破口形貌照片

1　裂紋原因分析方案

對(duì)波紋管表面仔細(xì)觀察分析，波紋管板材完整光滑，無(wú)應(yīng)力腐蝕坑孔發(fā)現(xiàn)。為發(fā)現(xiàn)確認(rèn)波紋管破裂的主要原因，以及制定相應(yīng)措施合理避免波紋管破裂的類似事故，對(duì)波紋管進(jìn)一步全面解剖分析，主要試驗(yàn)和分析方案如下：

（1）分析波紋管材料的化學(xué)成分、室溫拉伸試驗(yàn)、硬度試驗(yàn)；

（2）分析波紋管板材軋制方向和垂直于軋制方向的顯微組織：非金屬夾雜物含量、晶粒度、晶間腐蝕試驗(yàn)、金相組織、波紋管壁厚尺寸檢查等；

（3）對(duì)波紋管構(gòu)件固有振動(dòng)頻率測(cè)試及機(jī)組停機(jī)前振動(dòng)頻率的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)分析；

（4）對(duì)斷口進(jìn)一步清潔處理，嘗試觀察斷口形貌特征，構(gòu)建斷裂力學(xué)模型，推究導(dǎo)致波紋管失效的主要原因。有關(guān)試驗(yàn)取樣方案如圖2所示。

圖2　破裂波紋管失效分析取樣示意圖

2　試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1波紋管材料測(cè)試結(jié)果及分析

波紋管材料化學(xué)成分、拉伸性能、HV硬度等測(cè)試結(jié)果顯示，波紋管材料符合有關(guān)奧氏體不銹鋼材料國(guó)家規(guī)范要求。拉伸性能及HV硬度結(jié)果如表1所示，測(cè)試結(jié)果顯示，材料的屈服強(qiáng)度及硬度指標(biāo)遠(yuǎn)高于相關(guān)材料國(guó)家規(guī)范要求。該波紋管采用模具液壓冷塑成型，此類奧氏體不銹鋼板材料塑性成型極易發(fā)生冷作硬化，致使材料屈服強(qiáng)度及硬度提高［3-7］。同時(shí)材料在380℃高溫下，長(zhǎng)時(shí)運(yùn)行超過(guò)10 000 h，材料發(fā)生老化，組織中析出細(xì)小的第二相顆粒，使得材料的強(qiáng)度和硬度升高（見(jiàn)表2），材料塑韌性降低，脆性增加，材料發(fā)生脆性斷裂傾向增強(qiáng)。

表1　波紋管化學(xué)成分試驗(yàn)結(jié)果wt.%

2.2波紋管金相組織觀察及分析

對(duì)斷口附近板材軋制方向和厚度方向金相組織進(jìn)行觀察，圖3（a）、（b）所示為厚度方向板材金相組織，整個(gè)截面方向上軋制組織流線明顯，軋制組織流線間距由表面向芯部逐漸增大，由于鋼板軋制生產(chǎn)時(shí)，隨著板材的厚度方向從表面向芯部延伸時(shí)，組織間相互約束增強(qiáng)，導(dǎo)致組織流變性能降低。圖3（c）、（d）所示為軋制方向板材金相組織，材料內(nèi)部主要是等軸晶粒和部分變形孿晶，組織晶粒尺寸在8～20 μm之間較為均勻，無(wú)明顯晶粒長(zhǎng)大和鐵素體大量析出現(xiàn)象。晶粒內(nèi)部及晶間發(fā)現(xiàn)部分粒狀析出物。據(jù)有關(guān)文獻(xiàn)，奧氏體不銹鋼在此溫度區(qū)間，經(jīng)歷10 000 h老化處理后，原奧氏體晶粒尺寸以及奧氏體與鐵素體相對(duì)比例較老化處理前無(wú)顯著變化，鐵素體晶粒內(nèi)部析出相含量增加，且鐵素體納米壓硬度值升高，材料夏比沖擊功下降超過(guò)70%以上［8-9］。

圖3　板材各方向金相組織觀察照片

2.3機(jī)組振動(dòng)測(cè)試與分析

為了解機(jī)組在供熱時(shí)導(dǎo)氣管振動(dòng)情況，對(duì)機(jī)組的振動(dòng)情況進(jìn)行了檢測(cè)，機(jī)組運(yùn)行參數(shù)如表3所示，導(dǎo)氣管的振動(dòng)檢測(cè)頻率瀑布圖如圖4所示。同時(shí)通過(guò)查閱機(jī)組停機(jī)前機(jī)組的瓦振與負(fù)荷的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)顯示，機(jī)組低壓缸兩側(cè)瓦振幅值最大振幅達(dá)104 μm。機(jī)組波紋管在失效破裂前一段時(shí)間，機(jī)組的瓦振幅值偏高。

表3　機(jī)組運(yùn)行工況參數(shù)

圖4　機(jī)組導(dǎo)氣管振動(dòng)頻率測(cè)試瀑布圖

參照機(jī)組設(shè)計(jì)的波紋管測(cè)頻規(guī)范，機(jī)組構(gòu)件固有頻率應(yīng)避開(kāi)連續(xù)運(yùn)行頻率±3%，同時(shí)應(yīng)滿足連續(xù)運(yùn)行頻率范圍2倍±3%的要求，即要求波紋管固有振動(dòng)頻率f不能在48.5～51.5 Hz、97～103 Hz之間。波紋管固有頻率測(cè)試結(jié)果有：23 Hz、33 Hz、43 Hz、57 Hz、75 Hz、92 Hz、114 Hz、162 Hz。測(cè)試結(jié)果顯示，波紋管存在57 Hz、92 Hz 2個(gè)固有頻率較為接近機(jī)組運(yùn)行頻率區(qū)，機(jī)組在運(yùn)行波動(dòng)過(guò)程中，可能發(fā)生與波紋管頻率重合現(xiàn)象，其使得波紋管受規(guī)律振動(dòng)應(yīng)力作用，降低波紋管疲勞壽命［10-11］。同時(shí)供熱機(jī)組抽氣口處存在較大的氣流波動(dòng)，激振力較大，同時(shí)該機(jī)組低壓振動(dòng)偏大，引起連通管較大的強(qiáng)迫振動(dòng)響應(yīng)。

2.4波紋管斷口觀察及分析

波紋管破裂區(qū)斷口的發(fā)生與擴(kuò)展如圖5（a）所示，沿圖示紅色線條所示發(fā)生和擴(kuò)展失效。裂紋管在A點(diǎn)、B點(diǎn)區(qū)存在2個(gè)人字形裂紋擴(kuò)展，在A點(diǎn)、B點(diǎn)兩點(diǎn)所示區(qū)域內(nèi)，在破裂斷面發(fā)現(xiàn)波紋管斷裂源區(qū)。

圖5（b）所示為破裂源區(qū)斷口形貌照片，斷口表面光亮且分布連續(xù)瓦納線，具有交變載荷作用，引起疲勞斷裂特征，并沿著波紋向A點(diǎn)、B點(diǎn)方向擴(kuò)展。圖5（c）所示為裂紋擴(kuò)展區(qū)斷口形貌照片，斷口分布等距離瓦納線并向A點(diǎn)、B點(diǎn)方向擴(kuò)展。圖5（d）所示為瞬斷區(qū)斷口形貌照片，斷口形貌呈現(xiàn)脆性解理斷裂斷口特征。對(duì)裂紋源區(qū)以及擴(kuò)展區(qū)瓦納線間距測(cè)量，隨著機(jī)組持續(xù)運(yùn)行，振動(dòng)載荷不斷作用于裂紋起始源區(qū)，疲勞裂紋瓦納線以一定間距不斷擴(kuò)展開(kāi)裂。隨著波紋管承壓能力的不斷下降，機(jī)組的設(shè)計(jì)承壓載荷不變，裂紋在擴(kuò)展至A點(diǎn)、B點(diǎn)時(shí)，發(fā)生疲勞裂紋的瞬間失穩(wěn)，以剪切斷裂解理臺(tái)階迅速破裂［10］。

圖5　波紋管破裂區(qū)斷口觀察

3　結(jié)論

通過(guò)對(duì)波紋管的材料分析以及機(jī)組振動(dòng)測(cè)試分析、斷口形貌觀察，波紋管裂紋衍生和擴(kuò)展復(fù)原示意圖如圖6所示。波紋管疲勞裂紋發(fā)生于Ω波形頂點(diǎn)，隨機(jī)組的持續(xù)運(yùn)行工作，疲勞裂紋不斷向A點(diǎn)和B點(diǎn)延展，并在A點(diǎn)和B點(diǎn)發(fā)生過(guò)載失穩(wěn)，發(fā)生脆性剪切破裂，形成“人”字形脆性斷裂破口［3］。分析得出，引起波紋管破裂的主要原因?yàn)闄C(jī)組的轉(zhuǎn)子軸振引起靜子件支撐瓦塊振動(dòng)，并傳遞至整個(gè)機(jī)組氣缸組件上；同時(shí)機(jī)組供熱碟閥的頻繁調(diào)節(jié)，引起導(dǎo)氣管氣流的規(guī)律性擾動(dòng)，加劇導(dǎo)氣管的振動(dòng)幅值。兩者共同作用于剛性極低的波紋膨脹節(jié)發(fā)生疲勞裂紋。材料的冷作硬化提高材料強(qiáng)度，材料在380℃發(fā)生老化，并且承受1.5 MPa以下壓力載荷，材料組織的析出物增多，材料硬度升高，脆性增加，最終導(dǎo)致波紋管失穩(wěn)脆性破裂［8-10］。

圖6　波紋管裂紋衍生擴(kuò)展復(fù)原示意圖

針對(duì)波紋管破裂失效的原因機(jī)制，提出以下改善波紋管發(fā)生破裂可能性的改進(jìn)措施：

（1）提高波紋管材料剛度，重新設(shè)計(jì)導(dǎo)氣管質(zhì)量結(jié)構(gòu)，改變導(dǎo)氣管波紋管固有頻率，避開(kāi)機(jī)組運(yùn)行激振頻率區(qū)間，降低波紋管承受激振載荷發(fā)生疲勞失效；

（2）波紋管構(gòu)件生產(chǎn)制造完成后，進(jìn)行550℃以下去應(yīng)力保溫處理，消除材料冷塑成型時(shí)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力，提高材料的塑變能力；

（3）改變膨脹節(jié)波紋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，采用U型波紋設(shè)計(jì)，避免機(jī)組激振在Ω波型頂點(diǎn)集中效應(yīng)。

［1］曹文暉，於孝春.波紋管失效故障樹(shù)分析［J］.化工裝備技術(shù)，2010，31（2）：7-10.

［2］郭秋月，劉峰.奧氏體不銹鋼316L蠕變裂紋失穩(wěn)研究［J］.石油化工設(shè)備，2008，37（8）：4-6.

［3］丁劍，張荻，西田新一，等.應(yīng)力控制條件下奧氏體不銹鋼的低周疲勞性能［J］.金屬學(xué)報(bào)，2002，38（12）：1261-1265.

［4］李建春，張志巍，張壽祿.熱處理制度對(duì)奧氏體不銹鋼022Cr17Ni12Mo2組織性能的影響［J］.物理測(cè)試，2011，29（3）：8-12.

［5］陳書(shū)貴.316L和316LN奧氏體不銹鋼的低溫疲勞性能［J］.大型鑄鍛件，1993，（4）：72-75.

［6］閆永超，陳學(xué)東，楊鐵成，等.應(yīng)變強(qiáng)化022Cr17Ni12Mo2奧氏體不銹鋼室溫低周疲勞性能研究［J］.壓力容器，2011，28（12）：5-10.

［7］Singh V.Effects of prior cold working on low cycle fatigue behavior of stainless steels，titanium alloy timetal 834 and superalloy IN 718：A Review［J］.Transactions of the Indian Institute of Metals，2010，63（2）：167-172.

［8］Srinivasan V S，Sandhya R，Valsan M，et al.Comparative evaluation of strain controlled low cycle fatigue behaviour of solution annealed and prior cold worked 316L（N）stainless steel［J］.International Journal of Fatigue，2004，26（12）：1295-1302.

［9］李時(shí)磊，王艷麗，李樹(shù)肖，等.長(zhǎng)期熱老化對(duì)鑄造奧氏體不銹鋼組織和性能的影響［J］.金屬學(xué)報(bào)，2010，46（10）：1186-1191.

［10］Dean D W，Hooton D G.A review of creep toughness data for Austenitic type 316 steels［R］.BEGL Report E/REP/ GEN/0024/00.2003.

［11］劉瑜，戴起勛，陳康敏，等.高氮奧氏體不銹鋼室溫疲勞斷口分析［J］.金屬熱處理，2009，34（4）：56-59.

Crack Analysis of Corrugation Expansion Joint of A Cogeneration Unit

Yang Ming，F(xiàn)an Hua，Zhai Dong，Xu Yongfeng，Gao Zhenhuan
（State Key Laboratory of Long-life High Temperature Materials，Dongfang Turbine Co.，Ltd.，Deyang Sichuan，618000）

After a 600 MW extraction type cogeneration unit running 10 000 h，the first quarter wave of low pressure corrugated tube has occurred fracture accidents.This article analyzes material performance，organizational structure，fracture morphology for the corrugated of austenitic stainless steel，as well as the vibration test，experiments demonstrate that corrugated pipe crack results from Ω-peak as fatigue crack initiation.Vibration is one of the main cause of the fatigue，the immediate cause is material cold work hardening of the corrugated pipe.By analyzing the fatigue mechanism，improvement measures are putted forward for promoting the life of corrugated pipe.

cogeneration，stainless steel，corrugated pipe，fatigue fracture，vibration

TK625

A

1674-9987（2016）03-0042-04

10.13808/j.cnki.issn1674-9987.2016.03.010

楊明（1984-），男，碩士，工程師，2011年畢業(yè)于合肥工業(yè)大學(xué)材料學(xué)專業(yè)，現(xiàn)主要從事能源透平耐熱合金材料研究工作。