某鍛造鋁合金2A50 送風機葉片頻繁斷裂分析

黃一君 ，俞昌宸，李望 ，趙寧寧 ，樓玉民 ，樓捷

(1. 浙江浙能技術研究院有限公司，浙江 杭州 311121；2. 浙江省火力發(fā)電高效節(jié)能與污染物控制技術研究重點實驗室，浙江 杭州 311121；3. 浙江浙能鎮(zhèn)海發(fā)電有限責任公司，浙江 寧波 315299)

0 引 言

鍋爐送風機作為火電機組的主要輔機，保證鍋爐燃料燃燒時足夠的空氣供給[1]。隨著火電機組單機容量的不斷提高，動葉可調軸流式風機滿足了大型火電機組高效節(jié)能的需求[2]。我國對動葉可調軸流通風機的研究較晚，國內在用的動葉可調軸流通風機大部分是引進國外設備及技術[3]。

某電廠兩臺660MW 超超臨界火電機組，分別于2020 年10 月22 日、2020 年12 月20 日正式投入運行，各搭配有兩臺送風機，均為AP 系列單級動葉調節(jié)軸流通風機，葉輪直徑為2114 mm，葉輪級數1，每級葉片數20，轉速為1490 r/min，采用并聯(lián)運行方式。送風機葉片材料為航空鍛鋁2A50。送風機自投用以后，先后發(fā)生6 次動葉片斷裂導致的非計劃停機事故，嚴重威脅了機組的安全穩(wěn)定運行。

電站鍋爐用送風機最先廣泛使用的是鑄鋁葉片，但隨著多家電廠發(fā)生送風機葉片斷裂引發(fā)的非停事件[4-9]，主要原因多為鑄造缺陷超標，如縮孔、夾雜等，造成葉片過早的疲勞開裂而被放棄使用，后逐漸選用了經過鍛造變形的變形鋁合金作為葉片材質。鍛造鋁合金2A50 經過鍛造變形加工，其原始坯料的鑄造缺陷被擠壓變小，晶粒尺寸更為細小均勻、晶界強化效應明顯、合金強度更高[10]，通過固溶+時效熱處理后具有較高的強度和良好的塑性[11]，其鍛件廣泛應用于國民經濟各領域[12]。但近年來也有新型鍛造鋁合金材質的風機葉片斷裂事故被報道出來，而已有的少量報道均認為鍋爐風道設計的不合理是葉片發(fā)生過早斷裂的重要影響因素。范志東等[13]分析認為，造成2A50 鍛鋁葉片過早斷裂的主要原因有葉片制造質量不達標以及再熱循環(huán)熱風中煙塵顆粒對動葉的沖蝕，葉片斷裂的形式仍是疲勞斷裂。姜世凱等[14]報道了在鍋爐運行過程中，由于煙氣進入送風機系統(tǒng)內熱二次風引起了送風機鍛鋁動葉片腐蝕損傷，進而發(fā)生高周疲勞擴展并斷裂。而劉陽等[15]分析認為空氣環(huán)境中含有的Cl-形成了腐蝕環(huán)境導致葉片發(fā)生應力腐蝕開裂?？梢?，2A50 鍛鋁材質風機葉片的可靠性受到服役環(huán)境的極大影響，環(huán)境條件不同，其失效原因也不盡相同。

為探明某電廠送風機鍛鋁葉片在投運不久就出現多次斷裂的原因，本研究結合送風機葉片的制造、安裝和運行等葉片全壽命周期情況，通過全面的試驗工作，分析了2A50 鍛鋁葉片的失效過程及原因，以期為同類型機組出現風機葉片斷裂的事故分析提供參考，為進一步提升該材質動葉片在火電廠風機服役安全性提供技術支持。

1 實驗材料和方案

失效分析對象為某電廠提供的動葉可調軸流風機鍛造鋁合金葉片，葉片設計材質為航空鍛鋁2A50，制造工藝為整體模鍛+數控加工成型，葉片表面未做特殊處理，設計壽命為20 萬小時，實際服役時間最短不足100 小時。幾次斷裂事故中的葉片宏觀形貌如圖1 所示，可以看出，葉片的斷裂具有一致性特征：①斷裂位置接近，基本在原完整葉身的中部，且起裂后擴展趨勢與進氣邊幾乎成45°角，擴展到葉身寬度約2/3 位置時斷口走向發(fā)生改變，終斷區(qū)存在不同程度的塑性變形特征；②葉片表面均附著一層灰綠色物質；③殘缺葉片進氣邊均存在減薄現象。其中一葉片的殘片還在兩處碰撞位置發(fā)現裂紋，如圖2 所示。

圖1 前3 次事故斷裂葉片的宏觀形貌

圖2 殘片裂紋與減薄情況

為了獲得葉片發(fā)生多次斷裂事故的具體原因，分析葉片運行的安全可靠性，本文采用基于故障樹分析法的故障診斷方案[16]，從設計、制造、安裝和運行等環(huán)節(jié)逐一排除可能的原因。試驗部分包括化學成分分析、力學性能測試、顯微組織檢驗、斷口形貌分析等。

2 實驗結果與討論

2.1 實際運行及現場檢查情況

該電廠相繼發(fā)生的6 次事故情況如表1 所示。根據事故發(fā)生時的運行數據來看，6 次事故規(guī)律基本一致，在事故發(fā)生前，風機均出現了振動值的突升，而葉片的開度穩(wěn)定不變，在事故當日18:50 前，1B 送風機運行情況良好，X 向、Y向振動均在1 mm/s 以下，電流在48 A 左右，風機動葉開度為26%左右；18:54 時，1B 送風機發(fā)生振動，X 向（水平）振速突增至6 mm/s 以上，Y 向（垂直）振速突增至8 mm/s 以上，整個振動過程約持續(xù)1 小時 13 分鐘。

表1 某電廠6 次送風機葉片斷裂事故情況

6 次事故中，振動數據出現異常后的就地檢查中均發(fā)現風機整體有明顯震感，停機后對整個風道的檢查中均未發(fā)現有堅硬異物，葉根處的緊固螺栓也不存在松動情況。從圖2 所示葉片殘片形貌來看，進氣邊裂紋沿垂直于葉身的方向擴展，符合疲勞初始裂紋源的取向特征。

2.2 化學成分分析

對葉片化學成分的檢測結果如表2 所示。其中，葉片1 為1B 送風機首次事故中斷裂的葉片，在橫截面取樣進行定量光譜分析；葉片2 為1B送風機第二次事故中斷裂的葉片，在表面打磨后進行半定量光譜分析。兩葉片的化學成分均滿足標準《變形鋁及鋁合金化學成分》（GB/T 3190-2020）中對鋁合金2A50 的要求。

表2 斷裂葉片的化學成分 (質量分數，%)

2.3 力學性能測試

鍛造變形鋁合金主要應用于航空航天領域，在電力行業(yè)尚未有成熟標準可作為依據，風機廠家采用2A50 鋁合金作為動葉片材質，在對葉片材料的力學性能要求方面參考的是航空領域相關標準。

在首次發(fā)生斷裂事故的葉片樣品（葉片1）葉身上取3 個拉伸試樣、3 個硬度試樣。如表3所示為葉片各位置布氏硬度檢測情況，測試條件為壓頭直徑2.5mm、加載力187.5kgf、保載10s。依據航空標準《航空航天用鋁合金鍛件規(guī)范》（GJB 2351-1995），LD5（即2A50）鋁合金模鍛件的硬度應不小于100HB，葉片1 各位置的硬度均滿足要求。如表4 所示為葉片1 的室溫拉伸性能測試結果，經過與標準比較，該葉片拉伸性能滿足要求。

表3 葉片1 的硬度測試結果

表4 葉片1 的室溫拉伸性能測試結果

2.4 顯微組織分析

依照標準《變形鋁及鋁合金制品組織檢驗方法》（GB/T 3246.1-2012）規(guī)定，淬火后的棒材顯微組織不應有過燒組織，即共晶復熔球、晶界局部復熔加寬，三個晶粒交界處形成復熔三角形等。在光學顯微鏡下觀察，金相制樣過程中的過度浸蝕可能會導致對過燒組織的誤判[17]。因此，本文采用光學顯微鏡和掃描電鏡觀察了斷裂葉片在拋光后和浸蝕后的顯微組織狀態(tài)。

在葉片斷口最低處下部約10 mm 位置取橫截面，出氣邊取樣位于葉片最后斷裂的區(qū)域正下方，進氣邊取樣位于葉片首先斷裂區(qū)域正下方，如圖3所示為葉片1顯微組織情況。從拋光態(tài)情況來看，葉片進氣邊和出氣邊均存在較多的凹坑，其中進氣邊的凹坑深度和面積均甚于出氣邊。而葉片迎風面、背風面均存在不同程度的晶間裂紋。樣品經過浸蝕后，在出氣邊發(fā)現部分晶界“粗化”現象，這可能是過燒導致的復熔晶界或原始鑄態(tài)組織中存在的非平衡未溶相。如圖4 所示為葉片2 顯微組織形貌，其表面尤其是進氣邊同樣存在裂紋和凹坑。兩次斷裂的葉片金相組織基本一致，葉片為鍛態(tài)組織，等軸狀晶粒被拉長。

圖3 葉片1顯微組織

圖4 葉片2 顯微組織

在掃描電鏡下觀察兩斷裂葉片的拋光態(tài)形貌，如圖5 所示，葉片中存在彌散分布的強化相和空洞。能譜分析結果(見圖6 )表明，強化相有的富含Mn、Fe 元素，有的富含Mg、Si、Mn、Fe、Cu 等元素，可能為Al2CuMg 相、魚骨狀或塊狀的AlSiFeMn 硬質相等?？斩粗懈缓琌 元素，浸蝕后局部出現復熔晶界(光學顯微鏡下表現為晶界“粗化”，見圖3(b) )，推斷葉片1 存在過燒現象。

圖5 斷裂葉片拋光態(tài)下的顯微組織形貌

圖6 葉片1 的能譜面掃描分析結果

2.5 斷口形貌分析

為了進一步分析葉片斷裂失效的類型，本文對葉片斷口進行了宏觀和微觀的全面分析。裂紋起裂越早沾污越嚴重，根據葉片1 斷口情況來看，斷口的偏高一側有較多黑色污物堆積，最先開裂位置應在此區(qū)域內。如圖7(a)，比較兩葉片的斷口形貌，葉片起裂區(qū)均無塑性變形，斷口整體呈典型的疲勞擴展斷裂特征，宏觀可見裂紋起源區(qū)、疲勞擴展區(qū)和瞬時斷裂區(qū)。如圖7(b)所示，葉片1 迎風面進氣邊起裂區(qū)近表面存在凹坑缺陷。

圖7 葉片斷口宏觀形貌

將斷口清洗后，使用掃描電鏡觀察葉片1 斷口起裂位置。如圖8 所示，疲勞斷裂起源于進氣邊的凹坑，凹坑中清晰可見塊狀物，見圖8(a)所示。能譜分析結果，見圖(b)、(c)表明，該塊狀物富含Si 元素，應是鋁合金中的硬質相。

圖8 葉片1 斷口微觀形貌

如圖9 所示，葉片2 首先于進氣邊減薄位置處開裂并快速擴展，擴展到一定深度時才開始出現疲勞紋，而在斷口裂紋發(fā)源處未見如葉片1 中的凹坑及硬質點，可見兩次葉片斷裂的過程雖相同，但起因不同。

圖9 葉片2 斷口微觀形貌

3 綜合分析與討論

3.1 葉片質量分析

經試驗分析表明，斷裂葉片的化學成分、硬度、室溫拉伸性能均符合要求；在葉片1 經過浸蝕后觀察到晶界“粗化”現象，晶界局部復熔加寬，應該是過燒組織；在葉片2 未觀察到此現象?？梢耘袛?，葉片1 存在制造質量問題。

3.2 葉片斷裂原因分析

兩次斷裂的葉片邊緣均存在晶間裂紋和凹坑等缺陷，容易導致裂紋萌生和擴展。葉片斷口均存在部分疲勞擴展區(qū)，說明葉片在運行過程因疲勞擴展發(fā)生失穩(wěn)斷裂?？梢源_定，葉片的疲勞失效是造成送風機非計劃停機事故的主要原因，而造成葉片過早疲勞失效的因素是：葉片1 在進氣邊有硬質點的凹坑位置首先形成裂紋源，在風道氣流的頻繁沖擊之下，葉片受到交變應力的影響，裂紋發(fā)生疲勞擴展，在擴展到一定寬度時，葉片失去強度，發(fā)生斷裂。葉片2進氣邊存在減薄情況，現場檢查也發(fā)現，該次事故中進氣邊減薄是普遍存在的情況，進氣邊減薄導致強度不足而開裂，在交變應力的作用下發(fā)生疲勞擴展，最終斷裂。

該電廠6 次送風機葉片斷裂事故具有明顯的共性特征：①最先斷裂的葉片起裂位置基本在葉片長度的1/2 位置，且起裂后擴展趨勢與進氣邊幾乎成45°角，擴展到葉身寬度約2/3 深度后快速斷裂。結合送風機運行時的特征和運行參數記錄，送風機總是不可避免地存在振動，在負荷調整時振動更大。尤其在2021 年3 月的10 天之內就有#1B、#1A 和#2B 共3 臺送風機出現振動劇烈和動葉片異常短期斷裂現象，說明葉片當前機械疲勞循環(huán)壽命非常短，皆已到壽命極限。1A、1B 兩臺風機葉片自改用加厚型同材質新葉片后至今未再發(fā)生葉片斷裂事故亦可作為佐證。此外，鑒于屢次出現的葉片斷裂事故對機組安全穩(wěn)定運行產生的嚴重影響，葉片的選材和葉型的設計也值得重新考慮。②姜世凱等[14]按照相關標準對葉片取樣進行的晶間腐蝕試驗結果表明，2A50 材質晶間腐蝕等級為4 級，具有明顯的晶間腐蝕傾向。葉片進氣邊近表面均存在不同程度的凹坑和沿晶裂紋，應該與風道中可能存在異物和腐蝕性物質有關，這又與機組的熱風再循環(huán)設置密不可分。為了防止空預器低溫段的低溫腐蝕，該電廠鍋爐送風機系統(tǒng)布置了熱風再循環(huán)，即從熱二次風煙道引入熱風至送風機入口與冷空氣混合，以提高空預器入口段空氣溫度。熱二次風中可能會攜帶空預器泄露的煙氣粉塵、腐蝕性元素等，高速氣體中的煙氣粉塵撞擊和腐蝕性元素附著使得具有明顯晶間腐蝕傾向的動葉片在使用過程中尤其是進氣邊表面產生晶間腐蝕裂紋和凹坑。從這一角度考慮，設備廠家應增加提高葉片表面耐腐蝕性能和硬度的處理措施，電廠應采取措施避免空預器中有煙氣粉塵漏向再循環(huán)熱風通道。

4 結論

從設計、制造、安裝和運行等角度，綜合分析了某電廠接連出現鍋爐送風機2A50 鍛造鋁合金材質動葉片斷裂失效的原因，獲得如下結論：

1）葉片失效形式為疲勞斷裂，動葉片本身抗疲勞強度的不足導致疲勞循環(huán)周期短，短期內就發(fā)生失穩(wěn)斷裂，這是造成葉片過早斷裂和風機非停的關鍵原因。

2）造成葉片過早疲勞失效的原因是：①葉片1 制造質量不佳，存在過燒組織；②受到鍋爐熱風再循環(huán)設計的影響，葉片1 和葉片2 受到煙氣粉塵沖刷、腐蝕而形成凹坑、裂紋，造成疲勞源過早形成，進氣邊被沖刷減薄導致強度不足。