300 MW亞臨界機組高中壓轉子開裂失效分析

李海生

(大唐武安發電有限公司,河北 邯鄲 056303)

1 概述

某電廠300 MW亞臨界機組汽輪機為上海汽輪機廠在引進吸收、消化西屋技術上生產的CZK300-16.67/0.4(0.343)/538/538型中間再熱空冷抽汽凝汽式汽輪機,高中壓部分采用合缸反流結構,高中壓轉子為單軸國產整體鍛件無中心孔合金(30Cr1Mo1V)轉子。高壓部分由一級單列沖動式調節級和十一級反動式壓力級組成。機組運行過程中負荷發生變化時,介質通過調速級后,介質溫度變化較大且蒸汽溫度隨負荷的變化而變化[1]。從而在第一壓力級處溫度梯度大,產生的熱應力也較大。在設計時為了避免過大的熱應力對轉子的損傷,在調速級后、壓力級第一級前設計一條寬38 mm、深66 mm應力釋放槽,為轉子本體的最薄弱處。

2019年7月機組檢修啟動后,1號軸瓦和2號軸瓦軸振振幅一直增加,且振幅對主蒸汽溫度變化敏感,同時二倍頻振動隨之增大,初步判斷轉子存在裂紋,申請停機檢修。揭缸后對高中壓轉子進行表面檢驗和超聲波檢測,發現應力釋放槽底部存在裂紋(見圖1),環向裂紋長度1 573 mm,約占轉子周長的4/5,最大深度194 mm。機組于2012年11月投產,截止到本次發現裂紋缺陷,累計運行時間為45 490 h。

圖1 應力釋放槽底部裂紋

為了分析失效原因,解剖后通過斷口分析、理化性能試驗、結構尺寸實測和應力模似計算等工作,分別從材料、結構、應力水平等方面分析造成轉子早期失效的原因。

2 理化性能試驗

2.1 斷口分析

對斷口解剖后,通過對開裂部位宏觀斷口分析及顯微鏡觀察分析判定裂紋的性質。

2.1.1 斷口宏觀特征分析

對應力釋放槽剖面觀察,應力釋放槽內部加工質量較為粗糙,槽底部圓弧過渡不夠光滑,裂紋位于應力釋放槽底的壓力級一側過渡處。解剖后打開斷面觀察斷口(見圖2),斷口表面較為平整,呈灰色,可見明顯貝紋線,從顏色和貝紋線的分布上看,斷口可以分為2個區域,一個區域為轉子外表面和斷口中心完整的弓形疲勞包絡線組成,另一個區域為轉子表面局部區域和2條疲勞擴展包絡線組成。

圖2 斷口疲勞裂紋形貌

從斷口顏色上看,裂紋表面已經形成高溫氧化層,斷面上灰白色區域為裂紋擴展中新形成的斷口,轉子裂紋為服役過程中形成。

從貝紋線的形態和分布上看,開裂機制為疲勞開裂,疲勞源萌生于轉子外表面,為多裂紋源開裂,內部未見疲勞源。

疲勞裂紋從表面萌生后,沿表面周向快速擴展和徑向擴展,形成月牙形裂紋。裂紋形成后應力場發生變化,裂紋表現為在彎曲應力下的擴展,形成向內直接平行的擴展紋路,即疲勞擴展第一階段。由于裂紋較深,軸承處軸頸與軸瓦平行度受到影響,引起振動增加,同時扭轉力發生作用,裂紋擴展方向發生轉動,形成疲勞擴展第二階段。

2.1.2 體視顯微鏡觀察分析

對斷口典型位置進行切割取樣,然后采用VH-1000體視顯微鏡對斷口宏觀形貌觀察,斷口宏觀上沒有明顯的塑性變形特征,斷面均呈灰藍色,有明顯的氧化,取樣斷口上有典型的多源貝殼花樣狀疲勞弧線,斷口為從表面萌生的多源起裂。

2.2 金相組織檢查

采用ZEISS AXIOVERT 200 MAT研究級倒置萬能金相顯微鏡,對斷口橫截面、側面、應力釋放槽裂紋處進行金相組織檢查,見圖3－5。

圖3 斷口橫截面金相組織

從圖3可以看出,斷口橫截面金相組織為回火貝氏體,組織正常,晶粒度均不低于2級,滿足JB/T 7027—2014《300 MW以上汽輪機轉子體鍛件 技術條件》標準要求[2]。從圖4可以看出,斷口表層取樣未見脫碳層、淬硬層等異常組織,表面加工良好,未見凹坑等缺陷。從圖5可以看出裂紋位于U型槽底部,所觀察段穿晶擴展,開口較小,裂紋已氧化,裂紋附近組織為回火貝氏體,組織狀態正常。

圖4 斷口側面金相組織

圖5 U型槽表面金相檢驗照片

2.3 非金屬夾雜物檢驗

依據GB/T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定 標準評級圖顯微檢驗法》對斷口附近和遠離斷口處的縱截面進行非金屬夾雜物檢驗[3],結果見表1。非金屬夾雜物檢驗結果表明:各取樣位置的非金屬夾雜物等級均不超過2.5級,滿足JB/T 7027—2014標準的要求。

表1 非金屬夾雜物檢驗結果

2.4 化學成分分析

從轉子本體內側與外側進行化學成分分析,檢測結果見表2。本體內側C含量為0.22%,低于JB/T 8707—2014《300 MW以上汽輪機無中心孔轉子鍛件技術條件》中C含量規定下限0.27%[4],其余位置測試結果均符合JB/T 8707—2014的要求。

表2 化學成分檢測結果

2.5 力學性能試驗

2.5.1 硬度試驗

布氏硬度檢驗依據GB/T 231.1—2018《金屬材料布氏硬度試驗第1部分:試驗方法》對斷口附近和遠離斷口處的金相檢驗面進行布氏硬度檢驗[5],檢驗結果見表3。布氏硬度檢驗結果表明,各位置取樣的硬度差值不大于30,各位置的硬度值較為均勻,滿足JB/T 8707—2014標準中對硬度均勻性的要求。

表3 布氏硬度檢驗結果

2.5.2 拉伸試驗

在轉子裂紋附近和遠離裂紋處分別取徑向拉伸試樣,拉伸試樣采用Ф12.5 mm拉伸試棒。依據GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》和GB/T 228.2—2015《金屬材料拉伸試驗 第2部分:高溫試驗方法》進行室溫和538℃工作溫度拉伸試驗[6-7],拉伸試驗結果見表4、表5。

表4 室溫拉伸試驗結果

表5 高溫拉伸試驗結果

從表4和表5可以看出,轉子近斷口處和遠離斷口處的試驗結果均滿足JB/T 8707—2014標準中對30Cr1Mo1V鋼的相關要求。

2.5.3 室溫沖擊試驗和FATT試驗

在轉子裂紋附近和遠離裂紋處分別取本體徑向沖擊試樣,采用10 mm×10 mm×55 mm的V型缺口試樣,依據GB/T 229—2007《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗方法》進行沖擊試驗[8],沖擊結果見表6和表7。

表6 室溫沖擊試驗結果

表7 FATT50試驗結果

從表6和表7可以看出:轉子的沖擊吸收能量不滿足JB/T 8707—2014要求,而FATT50滿足JB/T 8707—2014標準要求。

3 結構尺寸測量及應力核算

3.1 結構尺寸測量

對應力釋放槽觀察,槽底部圓弧過渡不夠光滑,解剖后通過激光3D掃描儀,對應力釋放槽尺寸進行精確測量(測量精度0.04 mm),經過三維重建,獲得應力釋放槽部位整體3D形貌(見圖6)。通過測量發現應力釋放槽底部尺寸為R29 mm、R9.1 mm兩段圓弧過渡＋槽底5.64 mm平底組成(見圖7),與原設計應力釋放槽底部為R19 mm半圓弧存在明顯加工差異。

圖6 激光3D測量獲得的應力釋放槽形貌

圖7 應力釋放槽實際尺寸(單位:mm)

根據《應力集中系數手冊》,計算得到不同R角的環形槽的應力集中系數(見表8)。從表8可以看出由于加工差異導致拉伸狀態應力系數增大39.39%。

表8 環形槽應力集中系數

3.2 應力核算

根據轉子總圖以及應力釋放槽真實尺寸型線,利用NXUG建立高中壓轉子模型。核算過程中,應力釋放槽按照設計尺寸和實測尺寸分別建模進行校核計算。工況依據廠家提供機組啟動曲線和熱力性能數進行核算。根據上述數據,對機組啟停時間、溫度和換熱邊界條件進行綜合分析,并加載到轉子模型進行核算。轉子最大應力位于進汽側R9.10 mm圓弧與槽底5.64 mm水平段相交位置,最大應力值已超過材料的屈服強度。轉子裂紋萌生擴展位于最大應力處,最大應力與開裂位置一致。

通過瞬態有限元計算求解可得轉子在啟停機歷程中各個時刻的溫度分布情況,在啟停機過程中,轉子在溫高壓蒸汽的熱沖擊作用下,調節級后存在較大的溫度梯度,會導致較大熱應力的產生。

以設計尺寸和設計啟動曲線為基準,當應力釋放槽尺寸變為實測尺寸時,冷啟動壽命損耗值提高了94%,對轉子壽命產生較大影響。

3.3 同類型其它高中壓轉子應力釋放槽檢查情況

該高中壓轉子失效后,利用檢修期間先后對同類型同期投產的其他2臺機組的高中壓轉子應力釋放槽的結構尺寸進行檢查和超聲、表面無損檢驗。應力釋放槽底部采用按設計制作樣板實校結構尺寸,均與設計尺寸基本相符。超聲和表面無損檢驗未發現表面裂紋缺陷,機組運行穩定。該同類型轉子截止到檢查前啟停次數、累計運行時間和運行工況與開裂轉子相近。通過調研,制造廠家在后續同類型機組制造或通流改造時均取消該應力釋放槽。

4 失效原因分析

4.1 從材料的理化性能分析

通過斷口觀察,開裂機制為轉子外表面萌生、多裂紋源的典型疲勞開裂。金相觀察組織正常,無損檢驗未發現制造內部缺陷,化學成分分析本體內部碳含量低于標準下限值,但拉伸力學性能均合格。沖擊吸收功略低于標準下限,通過查閱出廠資料,出廠時該轉子的沖擊吸收功為8/8/10J,已處于標準下限值,說明沖擊吸收功偏低、材料脆性大,在疲勞裂紋擴展階段有一定的影響,但不是轉子開裂的原因。

4.2 從設計運行工況應力分析

汽輪機高中壓轉子在高溫高壓下的過熱蒸汽中長期工作,由于溫度高,其熱應力大,尤其在機組啟停機時,熱應力變化較為復雜。機組啟動和增加負荷時,轉子外表面會產生熱壓應力,在停機和減負荷時,轉子外表面受熱拉應力,高中壓轉子在機組啟停、增減負荷過程進行熱應力交變循環。通過溫度場分布和應力核算可以看出,在轉子的調速級后、壓力第一級前溫度變化最大,在應力釋放槽的應力集中作用下,使得應力釋放槽底部為最大應力位置,因此本次失效位置發生在最大應力位置。

4.3 從結構與應力計算分析

由于轉子在機加工過程中應力釋放槽過渡圓角嚴重偏離了設計值,從而加劇了該部件的應力集中,使得該處應力峰值超過了材料的疲勞強度。通過計算可以看出,以設計尺寸和設計啟動曲線為基準,當應力釋放槽尺寸變為實測尺寸時,冷啟動壽命損耗值提高了94%,使得機組允許冷啟動次數減少。

在機組啟停和負荷變化時,由于該處為應力最大位置,且由于加工偏差使應力集中系數增加,應力峰值在于材料的疲勞強度,從而在外表面萌生多裂紋源,裂紋萌生后在載荷和旋轉離心力作用下,裂紋沿表面周向擴展速率高于徑向擴展速率,呈月牙形向轉子內部擴展。在裂紋擴展到第一階段時,由于轉子材料的強度降低,表現在軸振動值增大。前次檢修認為是軸發生了彎曲對轉子進行配重,再次啟動后冷態試驗及并網運行后振動值不超標,后隨著負荷增大,應力增加,且由于轉子進行配重使應力狀態發生變化,疲勞裂紋的主要擴展方向發生扭轉,沿第一階段擴展前沿和轉子表面開始第二階段疲勞擴展,使振動值超標,且停機過程發現2倍頻發生變化。

同類型轉子啟停次數、累計運行時間和運行工況與開裂轉子相近,由于槽底部加工與設計相符而未發現裂紋,也可佐證加工偏差使應力集中系數增大是造成開裂的主要原因,從后續制造廠家在同類型機組制造或通流改造時均取消該應力釋放槽,佐證了該應力槽在設計上存在安全裕度小的問題。

5 結論及建議

熱應力值在轉子疲勞開裂過程中起著重要作用,機組運行時,如果溫度波動大,造成的熱應力越大,裂紋就容易萌生和擴展。轉子應力釋放槽底部裂紋失效形式為從表面萌生的多源起裂的疲勞裂紋。應力釋放槽加工時偏離了設計,加劇了應力集中現象,在機組啟?；蜇摵勺兓瘯r,使交變應力峰值超過了材料的疲勞強度是本次開裂失效的主要原因。對本次更換的新高中壓轉子進行金屬檢驗和結構尺寸檢查,檢驗結果合格、應力釋放槽尺寸符合圖紙要求,運行后振動值良好。

轉子一旦失效處理不當會造成重大設備安全事故,給國家和人民造成巨大經濟損失,應加強軸系振動監督和金屬檢驗工作。對于同類型轉子,建議利用最近檢修時機對應力釋放槽進行金屬檢驗和加工尺寸檢查,運行時加強振動監督,必要時縮短檢驗周期。轉子本體上開槽部件存在應力集中現象,檢修時應重點檢查過渡圓角,如存在加工偏差,應采取必要措施和縮短檢驗周期。隨著機組調峰的常態化,轉子熱應力交變頻次增大,因此在機組啟停、負荷變化時,應嚴格控制升降速率,減少轉子本體溫度梯度,減小交變熱應力的峰值,避免轉子發生疲勞開裂事故。