朱紅兵

(上海寶鋼節(jié)能環(huán)保技術(shù)有限公司,上海 201900)

1 概述

轉(zhuǎn)爐煤氣加壓站主要用于煉鋼廠轉(zhuǎn)爐煤氣的存儲(chǔ)和加壓,轉(zhuǎn)爐煤氣經(jīng)過(guò)煤氣加壓機(jī)加壓后送往石灰窯、電廠和高爐等用戶(hù)。該煤氣加壓機(jī)采用兩用一備的模式運(yùn)行,根據(jù)單機(jī)輸送煤氣量和加壓要求,加壓機(jī)采用高效離心風(fēng)機(jī)模型VR58Ⅲ系列進(jìn)行氣動(dòng)和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),葉片型線為板式后向雙曲線流線,最高效率點(diǎn)為83%,葉片數(shù)為15片。電動(dòng)機(jī)采用高壓變頻器調(diào)速運(yùn)行,根據(jù)下游用戶(hù)的用氣量要求,采用恒壓控制方式調(diào)節(jié)加壓機(jī)轉(zhuǎn)速,在穩(wěn)定加壓機(jī)出口壓力的前提下實(shí)現(xiàn)加壓機(jī)的高效運(yùn)行。實(shí)際情況下,由于下游用氣量比較穩(wěn)定,2臺(tái)加壓機(jī)的變頻器輸出頻率基本恒定在42 Hz,調(diào)節(jié)周期比較長(zhǎng),1個(gè)月才會(huì)調(diào)節(jié)1次左右,葉輪基本上不會(huì)承受所謂的交變應(yīng)力,這對(duì)后文的裂紋故障分析很有用。

葉輪采用HQ785高強(qiáng)鋼加工制作而成,葉輪前盤(pán)加強(qiáng)圈、葉輪輪轂均采用HQ785鍛件分別與前盤(pán)和后盤(pán)焊接,見(jiàn)圖1。該3臺(tái)加壓機(jī)自2014年5月上線運(yùn)行6年后,自2020年7月,在動(dòng)平衡校正進(jìn)行沖洗清理的過(guò)程中,發(fā)現(xiàn)在位于鍛件輪轂與中盤(pán)環(huán)形焊縫φ600 mm向里約40～50 mm處均存在貫穿性裂紋,見(jiàn)圖2～4。

圖1 葉輪外形示意圖Fig.1 Schematic diagram of impeller shape

圖2 裂紋與環(huán)形焊縫距離測(cè)量Fig.2 Distance measurement between crack and annular weld

圖3 后盤(pán)內(nèi)側(cè)輪轂裂紋Fig.3 Crack in inner hub of rear disk

圖4 后盤(pán)外側(cè)輪轂裂紋Fig.4 Crack in outer hub of the rear disk

在進(jìn)行轉(zhuǎn)子動(dòng)平衡校正前,風(fēng)機(jī)軸承箱處的X、Y方向振動(dòng)有效值已經(jīng)呈現(xiàn)緩慢上升趨勢(shì),最大值為5 mm/s。根據(jù)文獻(xiàn)[1]中所表述的內(nèi)容“在轉(zhuǎn)子裂紋產(chǎn)生過(guò)程中,轉(zhuǎn)子本身的剛度發(fā)生變化,轉(zhuǎn)子狀態(tài)不穩(wěn),振動(dòng)值產(chǎn)生突變。一旦裂紋形成,使軸系振動(dòng)失穩(wěn)引發(fā)振動(dòng)突變,轉(zhuǎn)子兩端支撐軸承振動(dòng)都會(huì)有反應(yīng)。根據(jù)機(jī)組的不同特性,振動(dòng)異常主要表現(xiàn)為:相位不穩(wěn)定,振動(dòng)值漂移等”。由于該裂紋在拆解之后發(fā)現(xiàn),之前沒(méi)有做頻譜和相位分析,但可以預(yù)見(jiàn)的是,隨著裂紋的延伸,振動(dòng)突變后很有可能會(huì)發(fā)生災(zāi)難性的事件。所以對(duì)這樣的故障很有必要進(jìn)行深入的機(jī)理研究和分析,提出有針對(duì)性的解決措施。

2 斷口原因分析

2.1 金屬斷裂四種型式描述

根據(jù)《機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)》中“金屬斷裂與斷口分析”章節(jié)[2]的內(nèi)容,金屬的斷裂一般有四種型式:過(guò)載斷裂、疲勞斷裂、環(huán)境致斷和脆性斷裂。

(1) 金屬材料的過(guò)載斷裂:其機(jī)理為外加載荷超過(guò)機(jī)械零件的危險(xiǎn)截面所能承受的極限應(yīng)力時(shí),造成零件斷裂。

(2) 金屬材料的疲勞斷裂:其機(jī)理是金屬在交變應(yīng)力持續(xù)作用下發(fā)生的斷裂,斷口為疲勞斷口,在工程失效中占比較大。按疲勞斷裂的不同產(chǎn)生原因分為以下三種:①機(jī)械疲勞斷裂:由外加變載荷作用下產(chǎn)生的疲勞斷裂。②熱疲勞:金屬零部件因溫度變化引起的膨脹或收縮受到約束時(shí),其材料內(nèi)部因變形受阻而產(chǎn)生熱應(yīng)力。當(dāng)溫度反復(fù)變化時(shí),引起的熱應(yīng)力也反復(fù)變化,其材料由此而造成的失效則為熱疲勞。零件發(fā)生熱疲勞,在其表面上常呈現(xiàn)“龜裂”現(xiàn)象。③腐蝕疲勞:其機(jī)理是在循環(huán)應(yīng)力與腐蝕介質(zhì)的共同作用下產(chǎn)生的失效,比如在腐蝕性液體或氣體中工作的零構(gòu)件。

(3) 金屬材料的環(huán)境致斷:其機(jī)理是金屬零件在失效應(yīng)力和環(huán)境劣化因素(包括腐蝕、氫量和高溫等)的協(xié)同作用下發(fā)生的斷裂。常見(jiàn)的環(huán)境致斷包括以下三種:①應(yīng)力腐蝕破裂(SCC):是由持久拉應(yīng)力和特定的腐蝕性環(huán)境的綜合作用而產(chǎn)生的破裂。應(yīng)力腐蝕破裂的危害在于其破裂前沒(méi)有明顯的變形或可見(jiàn)的宏觀征兆而更為嚴(yán)重,其一般只發(fā)生在一定的材料和介質(zhì)組織情況下。②氫脆(HE):是由于金屬或構(gòu)件中存在過(guò)量的氫,且有張應(yīng)力協(xié)同作用下造成的一種脆斷。其斷裂源位置大多在表層下,晶界面上有撕裂棱。③蠕變斷裂(CR):是金屬在恒定應(yīng)力的作用下發(fā)生的緩慢而持續(xù)的塑性變形現(xiàn)象。蠕變的塑性變形量如超過(guò)其許用值,則發(fā)生蠕變斷裂或稱(chēng)持久斷裂。其擴(kuò)展而成的高溫蠕變斷裂斷口,其微觀組織將呈現(xiàn)晶界空穴。

(4) 金屬材料的脆性斷裂:為金屬零件由于材料軋制或鍛造工藝過(guò)程缺陷、或結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不當(dāng)使局部結(jié)構(gòu)應(yīng)力過(guò)度集中而產(chǎn)生裂紋、或由于使用工況條件不當(dāng)產(chǎn)生疲勞或應(yīng)力腐蝕裂紋,都可使其材質(zhì)變脆而發(fā)生脆性斷裂。

2.2 斷裂影響因素分析

2.2.1 應(yīng)力分析與計(jì)算

下面依次對(duì)上述的幾種情況逐一進(jìn)行分析和排除。根據(jù)《斷裂力學(xué)》分析,斷裂總是在應(yīng)力最高、強(qiáng)度最弱的局部位置上形成[3]。結(jié)合該葉輪的應(yīng)力分析圖,得知斷裂截面處的應(yīng)力為138.5 MPa,而葉輪的最大應(yīng)力位于葉輪輪蓋的進(jìn)口加強(qiáng)圈處,為269.1 MPa,見(jiàn)圖5。也就是說(shuō),實(shí)際斷裂面位于葉輪中應(yīng)力相對(duì)較低的位置,不在應(yīng)力最大的地方。根據(jù)廠家提供的輪轂材料(從斷裂輪轂上取樣)力學(xué)性能試驗(yàn)報(bào)告(見(jiàn)表1),可知HQ785高強(qiáng)鋼試樣的屈服強(qiáng)度不低于632 MPa,遠(yuǎn)超過(guò)該斷裂面處的最大應(yīng)力。

圖5 葉輪應(yīng)力分析圖Fig.5 Stress analysis diagram of impeller

表1 輪轂材料力學(xué)性能試驗(yàn)報(bào)告Table 1 Mechanical properties test report of wheel hub material

導(dǎo)致斷裂面處的材料屈服強(qiáng)度變?nèi)醯奈ㄒ豢赡茉蛟谟诤附訜嵊绊憛^(qū)存在的材料脆化和失強(qiáng)。低合金調(diào)質(zhì)鋼的焊接熱影響區(qū)是組織和性能極不均勻的部位,突出的特點(diǎn)是在整個(gè)熱影響區(qū)中同時(shí)存在脆化和失強(qiáng)現(xiàn)象。在部件長(zhǎng)期運(yùn)行過(guò)程中焊接微裂紋易在熱影響區(qū)脆化嚴(yán)重的部位產(chǎn)生和擴(kuò)展,導(dǎo)致接頭區(qū)域出現(xiàn)脆性斷裂的可能;另外,受焊接熱循環(huán)影響,低碳調(diào)質(zhì)鋼熱影響區(qū)可能存在強(qiáng)化效果的損失現(xiàn)象,即失強(qiáng),焊前母材強(qiáng)化程度越大,焊后熱影響區(qū)的失強(qiáng)率越大[4]。根據(jù)目前的斷口位置,其位于鍛件輪轂與中盤(pán)環(huán)形焊縫φ600 mm向里40～50 mm的地方(見(jiàn)圖2),這已經(jīng)不屬于焊接熱影響區(qū)的范圍。并且結(jié)合裂紋金相分析報(bào)告可知,裂紋中心位置基體為回火索氏體,晶粒很細(xì),晶粒度為8～9級(jí),可以排除焊縫區(qū)組織結(jié)構(gòu)變化導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生。因此過(guò)載斷裂的可能性是不存在的。

再來(lái)分析該斷口是否屬于疲勞斷裂。最初各方一致認(rèn)為該斷口屬于疲勞斷口,是由于加壓機(jī)葉輪長(zhǎng)期運(yùn)行于交變載荷狀態(tài)從原母材薄弱處不斷擴(kuò)展所致。經(jīng)過(guò)與用戶(hù)方現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)一步核實(shí),調(diào)取運(yùn)行趨勢(shì)數(shù)據(jù)核對(duì),雖然加壓機(jī)配套了高壓變頻裝置用于調(diào)節(jié)加壓機(jī)轉(zhuǎn)速,但實(shí)際控制方式為手動(dòng)控制,并沒(méi)有投入自動(dòng)調(diào)速運(yùn)行,加壓機(jī)調(diào)速運(yùn)行間隔周期比較長(zhǎng),一般1個(gè)月左右才會(huì)調(diào)節(jié)一次,變頻器輸出頻率基本恒定在42 Hz左右,現(xiàn)場(chǎng)反饋“加壓機(jī)電動(dòng)機(jī)電流曲線和頻率曲線比較平穩(wěn),沒(méi)有那種短時(shí)間內(nèi)波動(dòng)很大的調(diào)整”,也就是說(shuō)葉輪基本上不會(huì)承受所謂的交變應(yīng)力。因此疲勞斷口是不成立的。

進(jìn)一步講,疲勞斷口的典型形貌應(yīng)有“疲勞斷口三區(qū)”存在,即:疲勞源、疲勞擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū)。而制造商提供的金相報(bào)告中又指出“因斷口腐蝕嚴(yán)重,故無(wú)法確定疲勞源”,其實(shí)疲勞源的貝殼紋不管腐蝕程度如何,在400倍的顯微鏡下應(yīng)該可以觀察到,這反過(guò)來(lái)又證明“疲勞斷口”的判斷缺乏有力的證據(jù)。

同時(shí)需說(shuō)明的是,轉(zhuǎn)爐煤氣的溫度基本在50～70 ℃之間,溫度變化區(qū)間較窄,也不存在熱疲勞的可能。

2.2.2 金相分析及鍛件毛坯設(shè)計(jì)分析

接下來(lái)分析金屬材料的環(huán)境致斷和脆性斷裂機(jī)理。這兩點(diǎn)從機(jī)理上來(lái)分析有相互交叉和重疊的方面。

先看是否是“氫脆”造成。從上文可以得出,該裂紋已經(jīng)不在焊接的熱影響區(qū)范圍內(nèi),可以排除氫脆的可能。即使認(rèn)為裂紋還處于熱影響區(qū)的邊緣地帶,但從裂紋斷裂口縱截面和裂紋圓周方向圖(見(jiàn)圖6、7)仍然可以排除氫脆斷裂的可能,并且從制造商的制造工藝路線表上可以明確其在焊接后嚴(yán)格執(zhí)行了消氫處理的。

圖6 裂紋斷裂口橫斷面(貫穿性裂紋)Fig.6 Cross section of crack fracture (penetrating crack)

圖7 裂紋斷裂面圓周方向Fig.7 Circumferential direction of crack fracture surface

其焊接工藝中明確:①焊前預(yù)熱。預(yù)熱能夠減緩焊后的冷卻速度,有利于焊縫金屬中擴(kuò)散氫的逸出,避免產(chǎn)生氫致裂紋。②焊后消氫處理。在焊縫溫度尚未冷卻到100 ℃以下時(shí),進(jìn)行低溫?zé)崽幚?將焊接工件加熱到200～350 ℃,保溫2～6 h緩冷,可以加快焊縫及熱影響區(qū)氫的逸出,對(duì)于防止低合金鋼焊接時(shí)產(chǎn)生焊接裂紋的效果很好。

同理,可以排除蠕變斷裂的可能性,因?yàn)檗D(zhuǎn)爐煤氣的溫度最高為70 ℃,遠(yuǎn)低于該高強(qiáng)度低合金鋼能承受的溫度。

接下來(lái)只剩下兩種可能性:①金屬材料的脆性斷裂;②金屬材料的應(yīng)力腐蝕破裂。先看是否是脆性斷裂所致。

一般鍛件可能存在缺陷的原因與原材料、下料過(guò)程、鍛造過(guò)程、鍛后熱處理、切邊、鍛后冷卻、清理過(guò)程等多種因素有關(guān)。

圖8 宏觀視場(chǎng)中A、B處為微觀分析取樣位置Fig.8 A and B in the macroscopic field of view are sampling positions for microscopic analysis

圖9 A區(qū)域斷口表面×400Fig.9 Fracture surface in zone A is ×400

圖10 B區(qū)域斷口表面×100Fig.10 Fracture surface in Zone B is ×100

圖11 B區(qū)域斷口表面×400Fig.11 Fracture surface in Zone B is ×400

另外根據(jù)文獻(xiàn)[5]中有關(guān)鍛造、軋制毛坯的各種問(wèn)題的分析,不論是鍛造還是軋制,心部和表層相比,其加工效果都不能充分到達(dá)心部,因此,鍛造和軋制材料其心部附近的力學(xué)性能大幅度降低。特別要求鍛造毛坯應(yīng)盡量接近最終的形狀,換言之,鍛造毛坯的切削余量不宜過(guò)大,見(jiàn)圖12。其加工余量沒(méi)有超過(guò)規(guī)范要求的不要超過(guò)32±20 mm。并且通過(guò)試樣的力學(xué)性能分析也可以看出,機(jī)加工后的輪轂力學(xué)性能與材料手冊(cè)上要求的標(biāo)準(zhǔn)值基本吻合,具體數(shù)值見(jiàn)表2。

圖12 輪轂鍛件毛坯加工余量圖Fig.12 Machining allowance diagram of wheel hub forgings

表2 機(jī)加工后的輪轂力學(xué)性能與標(biāo)準(zhǔn)值對(duì)照表Table 2 Comparison table of mechanical properties and standard values of wheel hub after machining

再來(lái)分析是否是結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不當(dāng)使得局部結(jié)構(gòu)應(yīng)力過(guò)度集中而產(chǎn)生裂紋。從圖1的輪轂結(jié)構(gòu),很多人可能會(huì)考慮到該鍛件輪轂的圓弧設(shè)計(jì)是否符合設(shè)計(jì)規(guī)范要求,過(guò)渡圓弧部分在機(jī)加工后的切削痕以及亞表面的夾雜物導(dǎo)致應(yīng)力集中。經(jīng)查詢(xún)?cè)O(shè)計(jì)圖紙,輪轂的過(guò)度圓弧半徑R=120 mm,而輪轂小端面直徑D=300 mm,即R/D=0.4,遠(yuǎn)大于設(shè)計(jì)手冊(cè)規(guī)定的數(shù)值。從葉輪的應(yīng)力計(jì)算分析圖中(見(jiàn)圖5)也看不出存在應(yīng)力過(guò)分集中的情況,但圖12中α角的存在,會(huì)導(dǎo)致切削后的輪轂臂與后盤(pán)焊接的壁厚偏薄,而殘余應(yīng)力集中的情況通過(guò)試樣力學(xué)性能分析是無(wú)法得出的。金相報(bào)告中也指出“這個(gè)地方屬于原母材薄弱處”。通過(guò)2.2.4中對(duì)斷裂機(jī)理分析得出這種結(jié)構(gòu)存在的殘余應(yīng)力是斷裂源的重要影響因素。

2.2.3 轉(zhuǎn)爐煤氣的腐蝕影響分析

不管是應(yīng)力腐蝕破裂還是應(yīng)力腐蝕導(dǎo)致的脆性斷裂,都必須先清楚轉(zhuǎn)爐煤氣腐蝕的機(jī)理。表3為某鋼鐵基地轉(zhuǎn)爐煤氣成分理論值。實(shí)際上采用OG法產(chǎn)生的副產(chǎn)物轉(zhuǎn)爐煤氣濕度是飽和的,正是因?yàn)樗值拇嬖?導(dǎo)致轉(zhuǎn)爐煤氣的腐蝕性比較強(qiáng)[6]。

表3 轉(zhuǎn)爐煤氣干煤氣成分理論值Table 3 Theoretical value of dry gas composition of converter gas

轉(zhuǎn)爐煤氣中的CO2和O2對(duì)于管道及設(shè)施均有不同程度、不同種類(lèi)的腐蝕。CO2是轉(zhuǎn)爐煤氣中含量最多的雜質(zhì),CO2易溶于水并與水發(fā)生反應(yīng)生成碳酸,降低水的pH值,增加水的腐蝕性,可以造成酸腐蝕和應(yīng)力腐蝕等多重腐蝕,因此,可以確定轉(zhuǎn)爐煤氣系統(tǒng)內(nèi)的腐蝕主要是由CO2腐蝕引起的,在轉(zhuǎn)爐煤氣的特殊環(huán)境下,形成的腐蝕產(chǎn)物呈泥狀,且疏松多孔,滲透到碳鋼表面,加速碳鋼局部腐蝕,見(jiàn)圖13、14。金相分析報(bào)告中也指出“基層表面已被嚴(yán)重腐蝕,呈凹坑狀”。對(duì)于碳鋼,濕的CO-CO2-空氣是可發(fā)生應(yīng)力腐蝕的敏感介質(zhì),腐蝕產(chǎn)物主要由FeCO3,Fe2O3及CaCO3組成[7]。

圖13 后盤(pán)內(nèi)側(cè)磨蝕Fig.13 Abrasion on the inside

圖14 輪轂部位沖蝕Fig.14 Erosion at hub site of the rear disk

2.2.4 產(chǎn)生斷裂的機(jī)理分析

基于此,有必要對(duì)應(yīng)力腐蝕破裂的機(jī)理做一個(gè)詳細(xì)的分析和說(shuō)明。文獻(xiàn)[2]中指出,凡是合金即使含有微量元素的合金,在特定的腐蝕環(huán)境中都有一定的應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂傾向,但并不是說(shuō),任何合金在任何介質(zhì)中都會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂,一定的材料只在某一定的腐蝕環(huán)境中才產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕裂紋。常用輪轂材料的化學(xué)成分表見(jiàn)表4。

表4 常用輪轂材料的化學(xué)成分表Table 4 Chemical composition table of common wheel hub materials %

從上述幾種材料的理化性能對(duì)比可以看出,HQ785的 Cr含量約是Q345C和Q390C的2倍,Cr元素能顯著提高鋼的抗氧化能力,增強(qiáng)鋼的抗腐蝕能力,并提高鋼的強(qiáng)度和耐磨性。這就是為什么該材料能在目前的腐蝕性氣氛下運(yùn)行達(dá)6年之久的原因。如果采用Q345C和Q390C材料替代目前的材料進(jìn)行設(shè)計(jì)制造,在目前的轉(zhuǎn)爐煤氣氣氛中可以運(yùn)行2年左右。那么導(dǎo)致最初的腐蝕裂口(即裂紋源)是什么原因引起的呢？

由于整個(gè)高縣都是田多地少，社員的大部分時(shí)間都用于種植水稻。據(jù)記分員許某講述，以前插田是發(fā)牌的，插田的主要工種包括：鏟秧、擔(dān)秧和插秧。鏟、擔(dān)秧的計(jì)分方式一樣，均按你的底分來(lái)折算。插秧則是插多少桶就得多少牌，收工后，再把這些牌上交給記分員，由他進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。(XJD170323)插秧的計(jì)分公式是：插田面積×28÷總工牌×個(gè)人工牌+擔(dān)腳=當(dāng)天個(gè)人工分[注]本文的三條公式均為筆者根據(jù)記分員的講解和《工分簿》的記錄整理而成。

實(shí)際上,引起應(yīng)力腐蝕裂紋的另一個(gè)重要原因之一則是殘余應(yīng)力。從部件成型加工到組裝都可能引起殘余應(yīng)力,特別是強(qiáng)制組裝,在組裝質(zhì)量不良的條件下焊接時(shí),會(huì)造成較大的殘余應(yīng)力,如圖12中所示的圓圈C區(qū)域。組裝時(shí)所造成的灼痕和傷痕等都會(huì)成為應(yīng)力腐蝕裂源。在應(yīng)力腐蝕的孕育期,由于個(gè)別粗晶區(qū)的應(yīng)力腐蝕裂紋的擴(kuò)展敏感性最大,以致裂紋尖端集中的位錯(cuò)數(shù)量增大,這種塑性變形會(huì)產(chǎn)生滑移臺(tái)階,形成局部性的最初腐蝕裂口,即為裂紋源,進(jìn)而拉應(yīng)力集中,局部產(chǎn)生滑移階梯,導(dǎo)致保護(hù)膜破壞,從而利于應(yīng)力腐蝕裂紋的形成擴(kuò)展;在應(yīng)力腐蝕的發(fā)展階段,腐蝕裂口在拉應(yīng)力和腐蝕介質(zhì)的共同作用下,沿著垂直拉應(yīng)力向縱深發(fā)展,呈現(xiàn)枯干樹(shù)枝或根須,且逐步出現(xiàn)分支(見(jiàn)圖15),若應(yīng)力呈優(yōu)勢(shì),將是某裂口優(yōu)先發(fā)展,若是腐蝕因素占優(yōu)勢(shì),則可能幾條裂口同時(shí)平行地發(fā)展;在應(yīng)力腐蝕的潰裂階段,發(fā)展最快的裂紋最終崩潰性地發(fā)展,導(dǎo)致該裂紋的拉應(yīng)力局部越來(lái)越大,超過(guò)材料能夠承受的極限時(shí),該部件最終被破壞[2]。

圖15 典型的應(yīng)力腐蝕裂口橫斷面Fig.15 Typical cross section of a stress corrosion crack

基于上述分析,可以歸納出應(yīng)力腐蝕裂紋的特征為:外觀上無(wú)明顯的均勻腐蝕痕跡,呈現(xiàn)龜裂型式斷斷續(xù)續(xù),見(jiàn)圖16;從橫斷面看,猶如枯干的樹(shù)木的根須,由表面向縱深方向向內(nèi)發(fā)展,裂口深寬比大,細(xì)長(zhǎng)而帶有分支是其典型的特點(diǎn);從斷口看,仍然保持金屬光澤,為典型脆性斷口,見(jiàn)圖6、17。

圖16 典型的應(yīng)力腐蝕裂口外觀Fig.16 Typical appearance of stress corrosion cracks

圖17 本案例的應(yīng)力腐蝕裂口外觀Fig.17 Stress corrosion crack appearance in this case

將圖15的典型裂口橫斷面形貌與圖6實(shí)物對(duì)比可以發(fā)現(xiàn),本案例中的裂口橫斷面紋路并不符合這一特征,無(wú)二次裂紋出現(xiàn)。將圖16的典型裂口外觀形貌與圖17實(shí)物對(duì)比發(fā)現(xiàn),本案例的裂口外觀也不符合這一特征。

根據(jù)上述的分析,并結(jié)合形貌特征,可以斷定該裂紋的產(chǎn)生為金屬材料的脆性斷裂,是由于該金屬材料在特定的腐蝕性氣氛下產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕,使該金屬材料變脆而發(fā)生脆性斷裂,稱(chēng)為“低應(yīng)力腐蝕脆斷”。脆斷是一種危險(xiǎn)的突發(fā)事故,危害性極大。脆斷的部件其工作應(yīng)力較低,這與前面2.2.1節(jié)所做的應(yīng)力分析是吻合的,通常不超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度,甚至還低于常規(guī)設(shè)計(jì)的許用應(yīng)力。其斷裂源往往來(lái)自于材料內(nèi)部缺陷、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不當(dāng)和使用中產(chǎn)生腐蝕裂紋所致[2]。

一般情況下,即使是韌性很好的材料,疲勞斷裂的宏觀斷口也無(wú)明顯變形存在,宏觀上表現(xiàn)為脆性斷口。這一點(diǎn)與“低應(yīng)力腐蝕脆斷”表現(xiàn)的特征是一致的,這也是最容易造成誤判的原因所在。實(shí)際上腐蝕疲勞與應(yīng)力腐蝕裂紋的區(qū)別就在于作用在金屬材料上的應(yīng)力:腐蝕疲勞是由于循環(huán)交變應(yīng)力作用所致;應(yīng)力腐蝕裂紋是由非循環(huán)應(yīng)力作用下產(chǎn)生的,其應(yīng)力是持久而基本不變的。

3 解決措施

根據(jù)以上的初步分析,考慮到該葉輪同批次出現(xiàn)相同的低應(yīng)力腐蝕缺陷,在后續(xù)修復(fù)件和備機(jī)中應(yīng)對(duì)輪轂結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),采用如圖18所示的優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu),并且避免采用該牌號(hào)的低合金高強(qiáng)鋼。由于現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)急需,即使采用Q390、Q345C鍛件、12Cr1MnV、Weldox700E或球墨鑄鐵QT500與后盤(pán)采取鉸制螺栓連接方式,也只能算是臨時(shí)應(yīng)急之舉,長(zhǎng)期運(yùn)行應(yīng)按照下述材料要求來(lái)設(shè)計(jì)和制作加壓機(jī)葉輪。

圖18 改進(jìn)后的輪轂示意圖Fig.18 Schematic diagram of the improved wheel hub

對(duì)照國(guó)內(nèi)外在轉(zhuǎn)爐煤氣加壓機(jī)方面的典型案例,其葉輪材質(zhì)(包括輪轂)已經(jīng)摒棄了原來(lái)的僅滿(mǎn)足強(qiáng)度方面的要求(采用所謂的高強(qiáng)度低合金鋼,然后在葉輪表面上噴涂各種防腐粉末的設(shè)計(jì)思路),均采用了新型的不銹鋼材料來(lái)制造加壓機(jī)葉輪,新牌號(hào)為NSSC170,舊牌號(hào)為YUS170,為新日鐵住金不銹鋼,類(lèi)似于SUS304N,屬于高強(qiáng)度奧氏體不銹鋼,是利用N的固溶強(qiáng)化加上控軋控冷(TMCP)技術(shù)高強(qiáng)度化的鋼種,具有高強(qiáng)度高韌性的特點(diǎn),其化學(xué)成分和力學(xué)性能見(jiàn)表5、6,國(guó)標(biāo)近似材料代號(hào)為 0Cr14Ni6Mo2Cu2Nb[6]。也有部分廠家采用FV520B馬氏體不銹鋼[8],該型鋼種比17-4PH的抗晶間腐蝕和點(diǎn)腐蝕能力強(qiáng),耐腐蝕能力與304相當(dāng),其化學(xué)成分和力學(xué)性能見(jiàn)表7、8。

表5 YUS170(SUS304N)材料的化學(xué)成分表Table 5 Chemical composition table of YUS170 (SUS304N) material

表6 YUS170(SUS304N)材料力學(xué)性能表Table 6 Mechanical properties of YUS170 (SUS304N) materials

表7 FV520B材料的化學(xué)成分表Table 7 Chemical composition table of FV520B material

表8 FV520B材料力學(xué)性能表Table 8 Mechanical properties of FV520B materials

對(duì)比表4中的低合金鋼化學(xué)成分,SUS304N和YUS170明顯提高了Cr、Ni的含量,Cr、Ni 都能降低鋼中N的活度,只有高Cr、Ni才能溶解較高的N。而FV520B的Cr、Ni含量明顯不及SUS304N和YUS170,據(jù)報(bào)道,該材料也曾發(fā)生過(guò)煤氣腐蝕破裂案例。

4 結(jié)論

(1) 通過(guò)對(duì)斷口形貌進(jìn)行掃描,在宏觀分析的基礎(chǔ)上進(jìn)一步分析其微觀特征,為斷裂方式的確定與機(jī)理的研究提供了有利的證據(jù),確定了該輪轂的斷裂是由于輪轂結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理存在殘余應(yīng)力,該低合金高強(qiáng)鋼材料在轉(zhuǎn)爐煤氣特定的腐蝕性氣氛下產(chǎn)生了應(yīng)力腐蝕,使該金屬材料變脆而發(fā)生了脆性斷裂。

(2) 結(jié)合國(guó)內(nèi)外典型案例,明確了采用高強(qiáng)度奧氏體不銹鋼NSSC170不銹鋼替代現(xiàn)有材料的改進(jìn)思路。

(3) 明確指出,目前采用Q390、Q345C鍛件替代現(xiàn)有輪轂的措施,只是臨時(shí)應(yīng)急措施,應(yīng)在投運(yùn)3個(gè)月后停機(jī)檢查。在這段時(shí)間可給不銹鋼葉輪的制作留出充足時(shí)間。