黨 樂 董俊謙 崔亞茹 張 威 郝建國

某1000kV特高壓站電抗器儲油柜聯(lián)管開裂原因分析

黨 樂1董俊謙1崔亞茹1張 威1郝建國2

（1. 國網(wǎng)內(nèi)蒙古東部電力有限公司電力科學(xué)研究院，呼和浩特 010000； 2. 國網(wǎng)內(nèi)蒙古東部電力有限公司內(nèi)蒙古超特高壓分公司，內(nèi)蒙古 錫林郭勒 026000）

本文對一起蒙東地區(qū)1 000kV電抗器聯(lián)管開裂事件進(jìn)行分析。為了查明聯(lián)管開裂原因、了解聯(lián)管管材的健康狀況，利用外觀形貌分析、斷口分析、X射線數(shù)字成像（DR）透視檢測、化學(xué)成分分析、金相顯微組織檢測、力學(xué)性能檢測及強度校核計算等方法對開裂聯(lián)管進(jìn)行綜合性試驗分析。結(jié)果表明，開裂發(fā)生于聯(lián)管上接高壓測裝的支管角焊縫兩側(cè)的焊趾處，管壁厚度偏差較大，支管角焊縫均存在不同程度的夾渣、氣孔及未焊透等焊接缺陷；開裂的聯(lián)管支管斷口起裂于外壁，斷口上大部分區(qū)域為擴展區(qū)，擴展區(qū)宏觀上可觀察到“海灘狀”疲勞輝紋，微觀上可觀察到明顯的疲勞條帶，為典型的疲勞斷裂，聯(lián)管內(nèi)外表層均存在明顯的全脫碳層缺陷，這降低了管材的疲勞強度。

1 000kV特高壓；電抗器；聯(lián)管；開裂泄漏；疲勞；全脫碳層

0 引言

國網(wǎng)內(nèi)蒙古東部電力有限公司某特高壓變電站1 000kV電抗器型號為BKD—320000/1000，該電抗器于2020年6月?lián)Q相后投入運行。2020年9月5日，運行人員巡視時發(fā)現(xiàn)電抗器C相存在明顯振動現(xiàn)象，對其進(jìn)行噪聲測試，結(jié)果顯示電抗器C相噪聲明顯高于其他兩相，站內(nèi)開始加強監(jiān)視，但并未發(fā)現(xiàn)異常。2020年10月31日11:00，運行人員巡視發(fā)現(xiàn)，電抗器C相儲油柜 89mm主聯(lián)管上的 32mm支管根部開裂漏油嚴(yán)重，造成電抗器緊急迫停。設(shè)備停運后，經(jīng)現(xiàn)場檢查確認(rèn)為主聯(lián)管上近支管角焊縫處發(fā)生開裂并引發(fā)泄漏。

1 試驗內(nèi)容及結(jié)果

1.1 宏觀檢查

對聯(lián)管進(jìn)行取樣試驗分析，送檢聯(lián)管試樣詳細(xì)信息見表1。

表1 送檢聯(lián)管試樣詳細(xì)信息

對開裂的儲油柜聯(lián)管進(jìn)行宏觀形貌檢查，聯(lián)管存在2處開裂缺陷，分別位于聯(lián)管上接高壓測裝支管角焊縫兩側(cè)的焊趾處：一處裂紋位于主管上角焊縫焊趾處，該裂紋長約65mm，與聯(lián)管軸線10°相交、基本呈直線狀分布，焊趾處的裂紋中間開口略寬、兩端尖銳，表層的防銹漆局部已崩落，主管未見脹粗及彎曲變形；另一處裂紋位于支管側(cè)角焊縫焊趾處，裂紋沿焊趾呈周向分布，長度約為支管周長的1/2，該處裂紋開口細(xì)小、兩端尖銳，同時支管角焊縫成型不良，焊縫填充量過多，焊趾處變截面不夠平緩[1-5]。此外，聯(lián)管主管及支管上未見明顯腐蝕損傷及機械損傷等缺陷。開裂聯(lián)管的宏觀形貌如圖1所示。

將聯(lián)管開裂部位剖開后檢查其內(nèi)部情況，開裂聯(lián)管的解剖斷面形貌如圖2所示。支管焊接不規(guī)范，支管內(nèi)徑與主管開口尺寸不匹配，焊縫根部存在未焊透缺陷。同時，支管壁厚不均勻，其設(shè)計規(guī)格為 32mm×3.0mm，經(jīng)測量一側(cè)的壁厚為3.3mm，另一側(cè)壁厚為2.1mm，超出允許的壁厚偏差要求。開裂位于薄壁一側(cè)，同時支管內(nèi)壁存在多條周向分布的較深的凹槽[6-7]。

圖1 開裂聯(lián)管的宏觀形貌

圖2 開裂聯(lián)管的解剖斷面形貌

1.2 斷口分析

將聯(lián)管主管和支管開裂部分剖開，進(jìn)行斷口宏觀分析并利用掃描電子顯微鏡（scanning electron microscope, SEM）對斷口進(jìn)行微觀形貌分析[8-10]。聯(lián)管主管斷口的宏觀和微觀形貌分別如圖3和圖4所示，可以看出，聯(lián)管主管斷口起裂于角焊縫的焊趾區(qū)鋼管外壁，斷口的絕大部分為裂紋擴展區(qū)，在擴展區(qū)宏觀上可觀察到較為明顯的“海灘狀”疲勞輝紋，微觀上可觀察到明顯的疲勞條帶。

圖3 聯(lián)管主管斷口宏觀形貌

圖4 聯(lián)管主管斷口微觀形貌

聯(lián)管支管開裂部位斷口宏觀和微觀形貌分別如圖5和圖6所示，開裂的聯(lián)管支管斷口起裂于外壁，斷口上大部分區(qū)域為擴展區(qū)，擴展區(qū)宏觀上可觀察到“海灘狀”疲勞輝紋，微觀上可觀察到明顯的疲勞條帶。

圖5 聯(lián)管支管開裂部位斷口宏觀形貌

圖6 聯(lián)管支管開裂部位斷口微觀形貌

1.3 X射線數(shù)字成像透視分析

利用X射線數(shù)字成像（digital radiography, DR）技術(shù)對聯(lián)管、各支管及角焊縫進(jìn)行透視檢測，開裂聯(lián)管各部位DR透視圖像如圖7所示[11]，可以看出，聯(lián)管的3根支管角焊縫均存在不同程度的夾渣、氣孔及未焊透等焊接缺陷；聯(lián)管主管母材未見制造缺陷，支管母材內(nèi)壁存在大量凹槽。

圖7 開裂聯(lián)管各部位DR透視圖像

1.4 化學(xué)成分分析

用SPECTROMAXx型臺式直讀光譜儀對開裂的聯(lián)管主管及支管分別取樣進(jìn)行化學(xué)成分檢測，得到聯(lián)管20鋼化學(xué)成分檢測結(jié)果見表2[12]?？梢钥闯?，主管各主要元素的含量均符合標(biāo)準(zhǔn)對20鋼材質(zhì)的要求；支管各主要元素的含量也均符合標(biāo)準(zhǔn)對20鋼材質(zhì)的要求。

1.5 力學(xué)性能測試

自聯(lián)管主管上截取標(biāo)準(zhǔn)試樣進(jìn)行常溫拉伸性能測試，得到聯(lián)管主管20鋼常溫力學(xué)性能測試結(jié)果見表3[13-15]?？梢钥闯?，主管的強度及塑性指標(biāo)符合標(biāo)準(zhǔn)要求。支管由于尺寸所限，無法進(jìn)行拉伸性能測試。

1.6 金相分析

自聯(lián)管開裂部位截取試樣對聯(lián)管母材及焊縫進(jìn)行金相組織檢測[16]，得到聯(lián)管主管各部位金相組織如圖8所示。主管的裂紋位于角焊縫的焊趾熱影響區(qū)，裂紋沿鋼管壁厚方向呈外寬內(nèi)窄分布，說明裂紋起源于外壁的焊趾處，同時，裂紋較為平直呈穿晶斷裂特征，未見明顯的晶粒拉長塑性變形，裂紋內(nèi)部未見高溫氧化情況。鋼管母材的組織為鐵素體+珠光體，珠光體大部分沿鐵素體晶界分布，且珠光體存在一定程度的球化，母材中未見明顯夾雜物；鋼管內(nèi)壁及外壁均存在100mm左右的全脫碳層缺陷組織，全脫碳層晶粒粗大。焊縫的組織為索氏體+魏氏組織，基本正常，焊縫中存在夾渣及未焊透等缺陷。

表2 聯(lián)管20鋼化學(xué)成分檢測結(jié)果

表3 聯(lián)管主管20鋼常溫力學(xué)性能測試結(jié)果

圖8 聯(lián)管主管各部位金相組織

開裂支管各部位金相組織如圖9所示，聯(lián)管支管的裂紋位于薄壁側(cè)近角焊縫焊趾的母材上，裂紋沿垂直于鋼管壁厚方向平直分布，內(nèi)壁處與加工凹槽相貫通，裂紋也呈現(xiàn)穿晶斷裂特征，未見明顯的晶粒拉長塑性變形。鋼管母材的組織為帶狀分布的鐵素體+珠光體，組織中未見明顯夾雜物，內(nèi)外壁未見全脫碳層缺陷。焊縫的組織為索氏體+魏氏組織，焊縫中存在大氣孔等焊接缺陷。

圖9 開裂支管各部位金相組織

1.7 強度校核計算

聯(lián)管中油介質(zhì)的最高參數(shù)，即最高油位時油溫為110℃，壓力約為0.118 385MPa，參考承壓部件強度校核計算公式對聯(lián)管主管及支管的壁厚進(jìn)行校核，以確定其實際壁厚是否滿足使用要求[17]。

分別將聯(lián)管主管及支管的外徑尺寸代入式（1），經(jīng)計算得出聯(lián)管主管的理論計算最小壁厚為0.05mm，支管的理論計算最小壁厚為0.02mm。主管的實測最小壁厚為4.1mm，支管的實測最小壁厚2.1mm。因此，加上腐蝕附加厚度、厚度負(fù)偏差及工藝厚度減薄值等附加尺寸，聯(lián)管主管及支管的實際壁厚能夠滿足使用要求。

1.8 高抗振動測試

對存在異常的高抗C相進(jìn)行振動測試，振動測試點位示意圖如圖10所示，圖10中帶高壓套管升高座一側(cè)為油箱正面，振動測試結(jié)果見表4。

圖10 振動測試點位示意圖

表4 高抗C相振動測試結(jié)果 單位: mm

結(jié)果顯示，高抗C相平均振動位移值為39.94mm，振動值最大位移點位于背面1號測量點，振動位移值為85.89mm。對于油浸式變壓器（電抗器），在額定電壓、額定電流、額定頻率和允許諧波電流分量下，箱壁振動優(yōu)良值不大于60mm，油箱壁振動最大值不大于100mm，可見高抗C相在運行過程中存在嚴(yán)重的振動現(xiàn)象，通過噪聲分析可知，該振動伴隨著較高的振動頻率，高頻高幅的振動會在應(yīng)力集中部位造成金屬疲勞導(dǎo)致開裂，從而使支管斷裂。

2 綜合分析評價

從開裂形貌分析，聯(lián)管上的2處裂紋分別位于接高壓測裝的支管角焊縫兩側(cè)的焊趾處。焊趾部位由于明顯的非圓滑過渡變截面結(jié)構(gòu)，會形成大的應(yīng)力集中現(xiàn)象。從主管和支管開裂部位的斷口均可觀察到明顯的疲勞條帶，說明主管及支管的開裂模式為疲勞開裂。

從焊接工藝分析，通過肉眼觀察及DR檢測結(jié)果可以看出，聯(lián)管的各支管角焊縫均存在成型不良、填充量過多、焊趾處變截面尖銳現(xiàn)象，還存在不同程度的夾渣、氣孔及未焊透等焊接缺陷，說明焊接工藝及操作不良。

從金相組織分析，聯(lián)管主管的裂紋起裂于支管角焊縫的焊趾熱影響區(qū)，呈穿晶斷裂模式，未見明顯的晶粒拉長，符合疲勞開裂的微觀組織特征。此外，主管內(nèi)外壁均存在100mm左右的全脫碳層缺陷組織，表層全脫碳層的存在會嚴(yán)重降低管材的疲勞強度，當(dāng)遇有循環(huán)的交變應(yīng)力時易沿變截面、缺口等應(yīng)力集中部位產(chǎn)生疲勞損傷開裂。

從運行工況分析，電抗器C相在運行過程中存在嚴(yán)重的振動現(xiàn)象。經(jīng)現(xiàn)場測試，與聯(lián)管相連接的箱蓋處的最大振幅達(dá)到58mm，且振動頻率高。如此高頻高幅值的振動傳遞到聯(lián)管上會在應(yīng)力集中現(xiàn)象嚴(yán)重的支管角焊縫處形成大的交變應(yīng)力，從而引發(fā)沿焊趾部位開裂的疲勞開裂損傷。

從化學(xué)成分分析，聯(lián)管主管及支管的化學(xué)成分均符合標(biāo)準(zhǔn)對20鋼材質(zhì)的要求；從力學(xué)性能分析，聯(lián)管主管的強度及塑性指標(biāo)符合標(biāo)準(zhǔn)要求；支管雖由于尺寸所限無法進(jìn)行拉伸性能測試，但從其金相組織分析，其力學(xué)強度也能滿足要求。因此，可排除上述兩種因素。

3 防治建議

針對上述造成1 000kV電抗器C相儲油柜聯(lián)管開裂泄漏的原因，提出以下三點防治建議：

1）應(yīng)采取有效措施，如加裝約束或減振阻尼器等方式，有效改善聯(lián)管的振動工況。振動工況不消除，聯(lián)管開裂損傷難以徹底根除。

2）應(yīng)提高聯(lián)管的材料等級，以提高管材的抗疲勞能力，確保所選管材不存在脫碳層等缺陷；同時，考慮到錫林郭勒地區(qū)冬季寒冷，建議選用含有適量鎳（Ni）元素的低溫用鋼制作聯(lián)管。

3）可通過使用三通管件代替支管角焊縫結(jié)構(gòu)來降低主管與支管連接處的應(yīng)力集中程度，以避免再次發(fā)生類似的開裂失效事件。

4 結(jié)論

本次1 000kV電抗器C相儲油柜聯(lián)管開裂泄漏的主要原因為，電抗器C相在運行過程中存在嚴(yán)重的振動現(xiàn)象，與其相連接的聯(lián)管在振動工況下承載持續(xù)的循環(huán)交變載荷，致使在聯(lián)管上應(yīng)力集中的支管角焊縫焊趾區(qū)域形成大的交變應(yīng)力。同時，聯(lián)管內(nèi)外表層均存在明顯的全脫碳層缺陷，降低了管材的疲勞強度，在大的交變應(yīng)力作用下于應(yīng)力集中的焊趾部位形成疲勞開裂，在振動工況下疲勞裂紋不斷擴展直至貫穿管壁，進(jìn)而導(dǎo)致聯(lián)管開裂泄漏。

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Analysis of cracking and leakage of reactor oil storage tank joint pipe in a 1 000kV ultra-high voltage substation

DANG Le1DONG Junqian1CUI Yaru1ZHANG Wei1HAO Jianguo2

(1. Electric Power Research Institute of State Grid Inner Mongolia Eastern Electric Power Co., Ltd, Hohhot 010000; 2. Inner Mongolia Ultra High Voltage Branch of State Grid Inner Mongolia Eastern Electric Power Co., Ltd, Xilingol, Inner Mongolia 026000)

This paper analyzes the failure of a 1 000kV reactor joint pipe cracking in the eastern region of Inner Mongolia. For identifying the causes of the cracking of the joint pipe and understanding the health status of the pipe material, a comprehensive experimental analysis is conducted on the cracked joint pipe using methods such as appearance morphology analysis, fracture analysis, digital radiography (DR) fluoroscopy detection, chemical composition analysis, metallographic microstructure detection, mechanical property detection, and strength verification calculation. The results indicated that the cracking occurres at the weld toes on both sides of the branch pipe fillet weld connected to the high- pressure measuring device on the joint pipe. The thickness deviation of the pipe wall is significant, and there are welding defects such as slag inclusion, porosity and incomplete penetration in the branch pipe fillet weld to varying degrees. The fracture of the cracked branch pipe starts from the outer wall, and most of the area on the fracture surface is an extension zone. Macroscopically, beach shaped fatigue striations can be observed in the extension zone, while microscopically, obvious fatigue bands can be observed, indicating a typical fatigue fracture. There are obvious fully decarburized layer defects on both the inner and outer surfaces of the pipe, which reduces the fatigue strength of the pipes.

1 000kV ultra-high voltage; reactor; joint pipe; cracking and leakage; fatigue; fully decarburized layer

2023-08-30

2023-10-08

黨 樂（1987—），男，內(nèi)蒙古自治區(qū)包頭市人，碩士，高級工程師，主要從事電網(wǎng)材料技術(shù)監(jiān)督及電網(wǎng)新材料的研究應(yīng)用工作。