汽輪機高壓內缸緊固螺栓高溫斷裂失效原因分析
文 |黃友橋，等 浙能蘭溪發電廠
摘要
蘭溪發電廠汽輪機高、中壓內缸螺栓採用鎳基超高溫合金作為緊固件材料，螺栓在機組高溫運行時發生了斷裂。對斷裂失效的Nimonic 80A螺栓進行了宏觀檢查、超聲檢測、光譜分析、金相分析以及力學性能分析，查閱Nimonic 80A螺栓的材料特性，分析後得出：螺栓斷裂可能與該材料在500℃以下產生負蠕變、螺栓晶粒大小不均勻並呈帶狀組織以及應力腐蝕等因素有關。
Nimonic 80A螺栓是一種鎳基高溫合金，是以Ni和Cr為基加Al和Ti時效硬化型合金，在650~800℃時具有抗蠕變性能和抗氧化性能[1]。Nimonic 80A合金的合金化程度較低，含Al（1.0%~1.8%（質量分數， 下同））、 Ti（1.8%~2.7%）作為 γ相的生成元素[2]以強化合金，含Cr（18%~21%）使合金具有良好的耐腐蝕性能。合金基體相對較純淨，由於不含W，Mo，Nb等碳化物形成元素，降低了因碳化物過多使晶界變脆而使得塑性減弱的可能[3]。
1 概況
蘭溪發電廠2號機組汽輪機於2016年6月完成通流改造，高、中壓內缸整體更換。2016年11月發現高壓缸有漏汽現象，2017年5月2日揭缸後發現高壓內缸法蘭螺栓存在斷裂情況。如圖1所示，左側螺栓U1和U3斷，右側螺栓U2斷和U4裂。發生斷裂的螺栓材質均為Nimonic 80A（NiCr20TiAl），U1和U2規格為 M160×849 mm， U3和U4規格為M160×863 mm。高、中壓內缸其他螺栓的材質為X19CrMoVNb，經超聲波檢查未發現缺陷，高、中壓內缸的缸體未發生明顯變形。
圖1 斷裂螺栓安裝位置
2 宏觀檢查
對螺栓U1-U3的中心孔進行了內窺鏡檢查，中心孔內壁均未發現明顯異常；對螺栓U4的中心孔也進行了內窺鏡檢查，與外緣開裂位置對應的中心孔內壁未裂穿，說明裂紋是由外向內發展[4]。
圖2為2號汽輪機螺栓U3斷面宏觀形貌。裂紋從螺牙的根部外緣萌發，向螺栓的中心孔擴展；螺栓斷口起裂區較小，擴展迅速，呈現明顯的脆性斷裂特性。
圖2 2號汽輪機螺栓U3斷面宏觀形貌
圖3為2號汽輪機螺栓U2斷面宏觀形貌。螺紋根部存在多處起源；斷口呈相對平坦的脆性破壞；在最終剪切過載斷裂區域前有小區域平滑疲勞裂紋傳播；斷裂後斷口存在局部微動損傷。
圖3 2號汽輪機螺栓U2斷面宏觀形貌
圖4為2號汽輪機螺栓U4斷面宏觀形貌。斷口從螺紋一側根部多處起源；早期斷裂區域相對平坦，呈脆性斷口且沿螺栓軸線方向；後期斷裂為與螺栓軸線呈45°方向；在最終剪切過載斷裂區域前有小區域平滑疲勞裂紋傳播；有紅褐色變色[5-6]。
圖4 2號汽輪機螺栓U4斷面宏觀形貌
3 成分分析
採用直讀式光譜儀對螺栓樣品進行成分分析，檢測結果見表1。
表1 螺栓化學成分檢測結果
分析結果顯示，螺栓樣品的牌號為Nimonic 80 A，其成分符合標準要求。
4 力學性能分析
對螺栓樣品進行常溫布氏硬度分析，結果見表2。可以看出，所檢驗螺栓的布氏硬度值符合標準要求。
表2 螺栓樣品布氏硬度分析
注：2-U3表示2號汽輪機螺栓U3，下同。
對螺栓樣品進行常溫衝擊性能分析，基本符合標準要求，見表3。
表3 螺栓樣品常溫（20℃）衝擊試驗分析
對螺栓樣品腰部切割3只片狀試樣（圖5）進行室溫拉伸試驗，結果見表4。2-U3樣品1斷後延伸率略低於標準要求，其他試樣抗拉強度、屈服強度、斷後伸長率都符合Nimonic 80A牌號材料的相關標準要求。值得一提的是，雖然拉伸試樣斷裂前延伸率達到24%~26%，但是斷口附近基本無頸縮，即斷裂瞬間仍呈現脆性[7]。
圖5 螺栓樣品常溫拉伸試樣
表4 螺栓樣品常溫拉伸試驗分析
注：↓表示低於標準值。
對常溫拉伸斷口進行掃描電鏡分析，見圖6。可以看出，斷口也基本呈沿晶斷口，並且存在較多二次裂紋，與服役時斷裂螺栓的斷口類似。由於應變速率相對較快，因此斷裂晶面上也存在許多細小韌窩，韌窩內分佈著碳化物顆粒[8]。
5 顯微組織分析
圖7為2號汽輪機螺栓U2的斷面顯微形貌。可以看出，裂紋源附近和中心孔附近基本為沿晶斷裂，並且存在較多二次裂紋。
圖6 螺栓樣品常溫拉伸試樣斷口形貌
2號汽輪機螺栓U3金相組織如圖8所示。取樣位置如圖8（a）所示。樣品螺栓的金相中存在明顯的帶狀偏析（圖8（b）），偏析條帶和非偏析條帶之間的晶粒大小嚴重不均勻，細晶區的晶粒度約為6~7級，粗晶區的晶粒度約為3~4級。如圖8（c）所示，斷口附近有大量裂紋，均為沿晶開裂，其中縱向裂紋大多從粗晶區與細晶區的交界處萌發。距斷口較遠的局部區域也發現裂紋的存在。
圖7 2號汽輪機螺栓U2的斷面顯微形貌
圖9為蘭溪發電廠4號汽輪機斷裂螺栓U2的顯微組織。斷裂螺栓的金相中存在明顯的帶狀組織（圖9（a）），帶狀組織由大量的析出物所組成。析出物成分為一般為CrnCm，形狀多為沿軸向的條狀或者蠶豆狀，長度3~15 μm，少數為圓球狀，在晶界和晶粒內部均有分佈（圖9（b））。析出相的帶狀分佈導致晶粒度也呈帶狀分佈，大小嚴重不均勻，構成典型的晶粒雙峰分佈。圖9（c），9（d）為橫截面金相，也可以看出明顯的混晶組織。
斷口附近裂紋主要為沿晶裂紋（圖 9（e）， （f）），並且裂紋主要在粗晶區擴展，這可能與細晶區裂紋擴展需消耗較多能量有關。
6 負蠕變效應對於Nimonic 80A螺栓的影響
鋼和合金在高溫下受拉伸應力的作用會隨時間而逐漸伸長，這稱為高溫蠕變。與此相反，如果在一定條件時材料在高溫和應力作用下隨時間逐漸縮短，則稱為負蠕變[9]。圖10為使用Jmat-Pro材料性能計算軟件並結合Ni基數據庫計算得到的Nimonic 80A合金平衡狀態相圖，可以看出在平衡狀態下約530℃以下會出現有序相Ni2Cr相的轉變。對於Nimonic 80A螺栓來說，由於採用固溶後水淬並在其後的2次時效處理基本都是700℃以上[10]，因此避開了Ni2Cr相的析出溫度，使得正常Nimonic 80A螺栓中只有γ，γ′和一些碳化物[11-12]，而沒有Ni2Cr相[13]。Ni80合金基體γ相主要為Ni和Cr，通常來說Ni原子和Cr原子處於固溶狀態，是一種無序結構；但是在比較長的時間和相對低的溫度服役後，晶格原子Ni，Cr的有序化會發生，形成具有化學計量成分的Ni2Cr相。有序化轉變經常出現在幾千小時時效以後，由於時效過程中使得 γ′-Ni3（Al， Ti）繼續析出長大，降低了γ相中的Ni含量，使得γ基體成分越接近2∶1，Ni2Cr有序化轉變速度越快，即有序化轉變速度與γ基體成分偏離2∶1的程度息息相關[14]。
圖8 2號汽輪機螺栓U3金相組織
圖9 4號汽輪機螺栓U2金相組織
圖10 Nimonic 80A合金平衡相圖
對於Nimonic 80A合金，有序化轉變會造成較大範圍內晶格收縮約0.1%，從而導致應力增加，即產生負蠕變。 圖11（a），（b）分別為Nimonic 80A在固定應變時（分別為0.1%和0.15%）不同溫度下的應力鬆弛曲線[15-16]，可以看出，在溫度大於500℃時Nimonic 80A表現出正常的應力鬆弛行為（即殘餘應力隨時間逐漸下降）；而當溫度低於500℃時，由於Ni2Cr有序化轉變造成的晶格收縮變成主要影響因素，可以看出比較明顯的負蠕變行為。
據廠家提供資料，蘭溪發電廠2號、4號汽輪機高壓內缸法蘭螺栓溫度為500℃以下，恰好處於Nimonic 80A合金的有序化轉變溫度區間，從圖11可以看出服役1 000 h後材料內部應力增大非常明顯（螺栓緊固應變為0.225%）。如果在該溫度下長時間運行會產生比較明顯的負蠕變，造成螺栓內部應力超過設計應力甚至過載，這可能是造成Nimonic 80A高壓內缸螺栓斷裂的一個重要原因。而2號、4號汽輪機中壓內缸法蘭螺栓部位溫度較高（500℃以上），負蠕變效應在動力學上較為緩慢，螺栓內應力仍在設計應力範圍內，因此中壓內缸Nimonic 80A螺栓沒有發生斷裂。值得一提的是，由於螺栓處沒有溫度測點，因此具體高、中壓內缸螺栓實際溫度範圍還需要進行深入分析，以評估負蠕變對於螺栓內應力的影響。
圖11 Nimonic 80A應力鬆弛曲線
7 應力腐蝕開裂
對送檢螺栓進行了能譜分析，未檢測出Cl，S2等腐蝕性元素成分。但是其中一顆送檢螺栓被檢測出含有Mo元素，考慮到MoS2對鎳基螺栓存在一定的腐蝕性，且防咬合劑中常含有此類元素，螺栓在負蠕變的情況下，應力腐蝕也可能是Nimonic 80A高壓內缸螺栓斷裂的原因之一。
8 結論
Nimonic 80A螺栓高溫失效可能與以下因素有關：螺栓晶粒大小不均勻，存在明顯的帶狀組織；Nimonic 80A螺栓材料與缸體材料膨脹不同步，且該材料在500℃以下某一溫度區間會出現負蠕變現象，造成應力上升從而容易在應力最集中部位開裂；防咬合劑中的腐蝕元素引起應力腐蝕開裂。
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