分享：某亚临界机组T２３钢屏式过热器爆管原因分析
某汽车前桥横置板簧断裂原因分析
夏 彪,王 磊
(南京依维柯汽车有限公司,南京 ２１１８０６)
关键词:板簧;喷丸工艺;折叠缺陷;裂纹;疲劳断裂
中图分类号:TG１５７ 文献标志码:B 文章编号:１００１Ｇ４０１２(２０１９)０７Ｇ０５１２Ｇ０３
摘 要:某亚临界机组在停炉检修过程中发现 T２３钢屏式过热器发生了爆管事故,通过宏观观察、金相检验、扫描电镜分析、力学性能试验、化学成分分析等方法分析了爆管发生的原因.结果表明:机组超温运行,使过热器管道严重脱碳和过度氧化,降低了管子的表面强度和抗疲劳性能,从而导致该 T２３钢屏式过热器管在高温环境下发生了过载拉伸断裂,引发爆管.
T２３钢是在原 T２２钢的基础上采用降低碳含量、添加钨元素后经再次固溶强化及微量元素析出研制出的改良钢种[１].作为介于 T２２钢与 T９１钢之间的新材料,T２３钢在５５０~５７０℃具有良好的抗蠕变性能和较高的许用应力[２],可用于制造大型电站锅炉金属壁温不超过６００ ℃的水冷壁、过热器和再热器,于２０世纪９０年代后期开始在欧洲及日本多台亚临界、超临界甚至超(超)临界火电机组上得到应用.目前,在国内 T２３钢已广泛应用在新建的超(超)临界锅炉部件中(包括过热器、再热器的各个部位)[３],但科研人员对其许多性能还未完全了解,因此应进一步开展对 T２３钢高温性能(如蠕变持久强度、高温短时拉伸强度等)的研究.有关 T２３钢管的爆管事故频发,国内外均有不少文献对此进行
了研究[４Ｇ１３],对于揭示爆管本质原因以及在预防爆管方面提供了大量行之有效的建议.
某新建电厂１号亚临界电站锅炉,型号为 SGＧ２０３３/１７．５ＧM６３０２,是上海锅炉厂制造的亚临界自然循环锅炉,单炉膛,燃烧方式为 W 型火焰燃烧,Π型布置,锅炉额定负荷蒸发量为１９３９t??h－１,允许过热蒸汽压力为 １７．５ MPa,允许过热蒸汽温度为５４１ ℃.
在锅炉停炉检修过程中发现,过热器系统的屏式过热器 管 排 有 两 根 发 生 了 爆 管,分 别 位 于 左 数第４屏前数第９(见图１)和第１８根(见图２),并使得两侧周边管排被严重吹损.破裂部位在标高约５０m 处迎风面.依据锅炉厂提供的«管子金属壁温及 强 度 计 算 汇 总 »,T２３ 钢 的 最 高 许 用 温 度 为５９３ ℃,调用近３个月数据,锅炉在启动初期、试验期间和负荷急剧变化时,屏式过热器曾多次发生超温,甚 至 最 高 温 度 为 ６７４ ℃,且 持 续 时 间 长 达２９min.笔者通过对 T２３钢屏式过热器进行一系列检验和分析,以找出该 T２３钢屏式过热器的爆管原因,防止该类材料的管子再次发生爆管.
目前欧系商用车的前桥正在向具有横置板簧的结构形式发展,此结构形式前桥与传统前桥相比质量减轻３％~７％,承载能力提升６％,具有制动性能优良及便于维修等优点.横置板簧前桥由横置板簧、双叉臂式摆臂成、转向机构及轮毂等零部件构成,其中横置板簧主要作用是储存能量和减轻震动,是该系统中的重要零件,其作为弹性元件受力最为复杂多变且工作环境恶劣,因此对板簧质量的要求较高.某汽车在可靠性道路试验中,完成试验里程的８１．９％时,前桥横置板簧发生断裂失效.该板簧采用５０CrVA 钢加工制造而成,主要生产工艺为:下料→矫直→轧制→打弯→淬火→回火→喷丸→电泳等[１].现场勘查道路试验条件,载荷、道路状况等均满足试验要求.将前桥拆解后,检验摆臂、弹性垫块等与板簧连接的零部件,均满足图纸或技术文件要求.为找出该横置板簧断裂的原因,笔者对其进行了检验和分析.
１ 理化检验
１．１ 宏观观察
T２３钢屏式过热器爆管开裂方式为单侧沿纵向贯穿性开裂,爆口向外鼓起,裂缝对称,如图３所示.源处开裂较早相关.疲劳裂纹扩展区处贝纹线清晰可见,瞬断区具有明显放射花样[２].裂纹源区与疲劳扩展区在断口面占比较小,表明材料在瞬断时承受较大的冲击载荷,与满载的试验条件相符.
１．２ 微观分析
从断裂源处取样,将断裂源侧表面去漆、清洗后置于扫描电镜下观察,可见裂源区呈较平坦的圆弧状,扩展区呈快速断裂的放射状,如图３a)所示.裂源区及其附近表面存在较严重的变形,有的呈破碎状,裂纹就从该变形和破碎区形成,如图 ３b)和图３c)所示.疲劳源处及其缓慢扩展区较平坦,微观呈准解理形貌,如图３d)所示[３].断裂源表面经喷丸处理后凹凸不平,如图３e)所示,放大后可见喷丸表面有密集、网络状的细小裂纹,如图３f)所示.
爆口长约７０mm,最宽约２０mm.管壁厚度在外壁有明显不等的单边减薄现象,内壁圆度较均匀.对爆管端部位置进行测量,最大壁厚为８．５mm,最小壁厚为６．５mm,如图４所示.
整个爆管内壁附着有大面积深灰色氧化皮,敲击后氧化皮易碎并剥落.管样下端爆口侧外表面残留枯树皮样氧化层,如图５所示,与爆口侧相对的背面(以下简称背侧)未见明显树皮样氧化层.说明在超温状态中,爆裂的屏式过热器管子原来比较优异的抗高温氧化性能已急剧变差.
１．２ 金相检验
１．２．１ 爆管下端处
１．２．１．１ 爆口侧
爆管爆口侧最小壁厚处显微组织为位向性不明显的贝氏体,有混晶现象,如图６a)所示.外表面表层区域贝氏体位向性基本消失,晶界开始出现粒状碳化物,并观察到表层部分区域析出少量褐色块状组织,如图６b)所示.
爆口 侧 管 子 内 表 面 脱 碳 严 重,脱 碳 层 深 度 约０６．mm,并出现由表及里的沿晶氧化裂纹,如图７所示.
爆口侧管子外表面脱碳层深度约０．３mm,同样 有大量沿晶氧化裂纹,如图８所示.孔洞内未显示各向异性.
１．２．１．２ 背侧
爆管背侧显微组织为位向性不明显的贝氏体,有混晶现象,如图１０a)所示;内表面脱碳严重,脱碳层深度约０．７mm,如图１０b)所示;外表面脱碳层深度约０．４mm,如图１０c)所示.
１．２．２ 爆管裂缝处
爆口裂缝处有明显的流变线,如图１１所示,因过量塑性变形所致.该区域显微组织为位向完全消失的非典型贝氏体,晶界出现分散球状碳化物.另外,表 层 发 现 更 多 的 深 色 块 状 析 出 物,如图１２所示,分析可能是破裂后管内蒸汽流瞬间高速
喷射出接触爆裂断口导致显微组织发生了变化.
内外表面脱碳情况与前述基本相同.内外面近表层局部区域同样有聚集的孔洞,如图１３所示.暗场观察孔洞与氧化层具有同样特性,如图１４所示.
１．３ 扫描电镜分析
对断口进行扫描电镜(SEM)观察,可见其断裂面很窄并呈线状分布,如图１５a)所示,高倍观察可见断面呈拉伸撕裂状,局部有撕裂凹坑,表层有氧化现象,如图１５b)所示,撕裂凹坑表面可见层状分布,并覆盖有氧化物,如图１６所示.断口末段区域断面呈线状分布,局部有凹坑,如图１７a)所示,断面呈拉伸撕裂韧窝形貌,局部呈凹坑状,坑内可见层状分布,并有氧化现象,如图１７b)所示.
１．４ 力学性能试验
１．４．１ 拉伸性能试验
在管样背侧处纵向取样进行力学性能试验,试验结果见表１.
对比 DL/T８６９－２０１２,试验结果中常温屈服
强度和抗拉强度偏低.
１．４．２ 维氏硬度测试
对爆管裂缝处和下端口分别进行显微硬度测试,测试位置自外表面脱碳层开始,结果见表２.
端口处硬度测试结果表明,脱碳层硬度较低,因此可能降低材料的表面强度和抗疲劳性能.裂缝处表层硬度不降反升,可能与该区域析出的褐色块状析出物有关,或与破裂形变硬化有关,这需要进一步研究.
１．５ 化学成分分析
管样的化学成分分析结果见表３,可见其符合DL/T９１１－２００６对 T２３钢的技术要求.
２ 分析与讨论
根据以上理化检验结果可知,该屏式过热器管的显微硬度和化学成分符合相关标准要求,微观形貌显示存在大量沿晶氧化裂纹.扫描电镜分析表明断面上未见明显的冶金缺陷,断裂呈现典型的过载拉伸断裂形态.拉伸性能上常温屈服强度和抗拉强度偏低.金相检验表明,屏式过热器管排严重超温,严重的脱碳和过度的氧化降低了管子的表面强度和抗疲劳性能;外表层的晶界氧化孔洞缺陷会破坏基体的连续性,减少管子有效截面积,降低高温承载能力;晶界球状碳化物的出现表明材料已显劣化迹象,在一定程度上会影响管子高温性能.显微组织中的褐色块状析出物对材料的影响将进行进一步的研究
３ 结论及建议
该 T２３钢屏式过热器爆管是由高温环境下的过载拉伸断裂所致.机组超温运行,使过热器管道严重脱碳和过度氧化,降低了管子的表面强度和抗疲劳性能.建议采用更有效的运行方法,防止锅炉超温运行;在锅炉启动、运行、停炉过程时,控制温度变化率;可考虑使用更高等级的材料,如使用 T９１钢代替 T２３钢,可提高屏式过热器抗氧化能力,减缓氧化皮剥落的发生。
通过上述理化检验结果推测,端框接头过载断裂与异常操作有关,应为吊装作业不规范导致.
３ 结论及建议
该７０５０铝合金端框接头断裂属于过载断裂,由吊装作业不规范导致吊装点的应力最大值超过材料的强度极限,最终在端框接头吊装点处发生过载断裂.建议规范和细化吊装操作流程,同时加强吊装人员素质,杜绝因人为原因导致事故的再次发生.
（文章来源：材料与测试网-理化检验－物理分册 > 2019年 > 7期 > pp.506）
