某电站多级离心泵节流轴套断裂机理分析及优化.pdf

2023年第5 期42小原枝术某电站多级离心泵节流轴套断裂机理分析及优化丁小浪良周懿郭龙章（中核核电运行管理有限公司，浙江海盐314300)摘要：针对某电厂辅助给水泵的级间节流轴套脆性断裂缺陷案例，通过对断口的宏观分析、化学成份分析，以及借助OM、SEM、E D S等微观分析手段进行显微组织分析，综合分析判断为沿晶脆性断裂，依此追溯至部件材质、设计、加工制造、运转外力冲击和检修方式等可能促成因素，确认导致薄壁不锈钢轴套断裂的根本原因，并针对性提出技术改进措施，为提高此类多级泵的运转可靠性提供有力的支持。关键词：核电厂用泵辅助给水泵节流轴套显微组织分析沿晶脆性断裂改进中图分类号：TH311文献标识码：A辅助给水泵是电站主给水回路的辅助给水设备，主要用于电厂启、停或某些异常工况，如主给水泵发生故障、失去电源，替代主给水泵向蒸汽发生器提供系统最小流量，是主给水系统的核心设备。1情况概述某电站配置的辅助给水泵结构为卧式中开八级离心泵，最大设计流量16 1.3m/h，最高扬程616.3m，转速2 9 8 0 r/min，正常工作压力9 2 2 psi（6 5 b a r），工作温度141，设备结构如图1所示。在图1中，从左至右分别为一级双吸叶轮，二至四级单吸叶轮，八至五级反向安装单吸叶轮。其中在一、二级间安装有节流部件，包含节流轴套和节流口环，节流轴套为转动部件，与泵壳上安装的节流口环配合，承担级间密封的作用。节流轴套为环状薄壁件，节流轴套内径82.55mm、厚度8 mm、宽度2 2 mm；键槽设计呈半圆弧形，键槽顶部最薄点3.5 mm，如图2 所示。节流轴套与泵轴采用过盈配合安装，轴外径82.61mm，过盈量0.0 6 mm，单边过盈量0.03mm，通过键驱动和固定。节流轴套外径与泵壳节流口环间隙要求为0.43mm。国内某电站在执行辅助给水泵月度试验时出现振动异常升高情况，停泵检查，手动盘泵卡死，解体检查发现泵转子一、二级叶轮间节流套断裂、驱动键脱离键槽，缺陷情况如图3所示。OOOOOO图1离心泵结构图2023年第5 期43小原楼术1453382.5588.55图2一、二级间节流轴套图3节流轴套断裂情况2断口分析轴套断裂部位在应力集中区域，为该部件的薄弱位置，在受到过力操作时，很容易产生断裂损坏。键槽采用半圆弧形设计的初衷即是削弱此处的应力集中，此次节流轴套的断裂属于非预期缺陷，为了消除设备运行隐患，需进一步确认该部件断裂的根本原因。2.1断裂宏观形貌节流轴套断裂部位在轴套的内侧半圆键槽顶部（最薄点），轴套断开后，由于其回弹力使轴套开口宽度约5 mm。断裂的轴套宏观形貌如图4所示。断口张开位移为5 mm，表明轴套内部存在着相当大的拉应力，为了解断裂过程，切割轴套，对断口宏观形貌进行初步分析，如图5 所示。该断口上没有明显的宏观塑性变形，断口分为高、低两部分，断口相对齐平，并垂直于拉伸载荷方向。断口上有放射状撕裂棱，放射状撕裂棱的放图4断裂的轴套宏观形貌裂纹源图5断口宏观形貌射源即为断裂的起始位置，放射状撕裂棱的方向（虚线箭头）即为断裂的走向，初步分析判断为脆性断裂。2.2化学成份分析该驱动轴套的材料为ASTM标准410 不锈钢】，对轴套材料取样开展了成份分析，分析结果如表1所示。表中同时列出了410 不锈钢标准要求，可以看出：Cr、M n、Si、P、S等元素含量满足设计要求，但是C元素标准规定含量0.15%（JI SG 430 5-2 0 0 5），实测值C含量为0.2 1%，超过ASTM标准中410 不锈钢的规定要求。2.3基材显微组织分析为了解轴套基材显微组织，在轴套断裂部位和远离断裂部位取样，通过光学显微镜（OM）开展了金相分析 2】，在断裂部位和远离断裂部位显微组织没有明显差别，在不同放大倍数下观察到的显微组织形貌基材晶界非常清晰，在高倍放大下（图6）可以观察到晶内明显的片层状马氏体组织，晶粒尺寸约为7 0 m。表1轴套材料成份分析结果（重量百分比含量）元素CMnSiPSCrFe实测值0.210.5170.293未检出0.003613.30Bal标准值0.151.001.000.0350.03011.5/13.5Bal2023年第5 期44.小原枝术图6410SS基材OM显微金相组织分析对于马氏体不锈钢，在金相蚀刻后能如此清晰地观察到晶界，这是很不正常的，通常晶界具有碳化物等杂质偏析，这些偏析的碳化物在蚀刻液的腐蚀下脱落，进而使得晶界非常明显。为了解基材晶界的更多细节，对蚀刻后的试样在扫描电镜下完成了观察，显微形貌特征如图7所示。图中可以观察到大量的小凹坑以及明显的晶界，这是由于碳化物在蚀刻过程中受蚀刻液腐蚀脱落留下的形貌特征。为了解晶界与晶内的元素差异，开展了扫描电镜能谱（EDS)对比分析，扫描电镜能谱分析位置及结果如图8 和表2 所示。能谱检测出Cr、Si、Fe等元素，观察发现在位置14中Cr的含量介于14.13%14.31%，在位置5 中Cr的含量为13.84%，即晶界处Cr含量均略高于晶内。其他视场内晶界和晶内的能谱结果同样存在晶界处Cr含量略高于晶内的现象（见图9 和表3）。综上，通过对化学成份分析、材料显微组织分析、裂纹断口扫描电镜及能谱（SEM/EDS）分析等内容的研究，得到如下结论：1）轴套材料采用的410 不锈钢，其中Cr、Mn、Si、P、S等元素含量满足设计要求，但是C元素含量为0.2 1%，超出标准规定含量0.15%HVmagWDdet20.0kV12000 x5.7图7轴套410 SS基材蚀刻后SEM显微组织形貌谱图2请图4谱图3谐图520um电子图像1图8能谱扫描位置（位置1-4为晶界，位置5 为晶内）表2断口物能谱分析元素构成及含量元素CrKSi KFeK位置114.130.6485.23位置214.200.7285.08位置314.220.6985.57位置414.310.6485.05位置513.840.6585.51的要求。2）基材晶内可观察到明显的片层状马氏体组织，晶粒尺寸约为7 0 m，晶界非常清晰，马氏体不锈钢在蚀刻后能如此清晰地观察到晶界，说明晶界部分较为脆弱。20m电子图像1图9能谱扫描位置（位置1为晶界，位置2 为晶内）表3断口物能谱分析元素构成及含量元素CrKSi KFeK位置114.010.4185.58位置213.260.5286.212023年第5 期45小原楼术3）蚀刻后的试样在扫描电镜下可以观察到大量的小凹坑以及明显的晶界，这是由于碳化物在蚀刻过程中受蚀刻液腐蚀脱落留下的形貌特征。4）扫描电镜能谱对比分析晶界与晶内的元素差异结果显示，晶界处Cr含量均略高于晶内，表明晶界处存在Cr偏析的现象 3O2.4微观断口形貌为了解轴套断口形貌特征，对断口表面开展了扫描电镜（SEM)分析，断口表面在放大40 0、7 0 0、3000倍下的形貌特征如图10 所示。从图中可以看出，整个断口呈脆性断裂，没有观察到塑性变形区域，断口覆盖有大量的氧化物，断口呈冰糖块花样，裂纹沿晶扩展，在断口部分区域可观察到沿晶扩展的二次裂纹。2.5断口能谱分析断口能谱分析结果如图11、图12、表4所示，断口上主要为Cr、O、Si、Fe 等元素，含有大量的氧表明断口上覆盖有大量的氧化物，断口上未观察到氯等其他杂质元素。综上，通过宏观断口分析、微观断口分析和断口能谱分析结果，可以得出以下结论：1）断裂部位在节流轴套半圆键槽顶部，即断裂部位就是节流轴套的应力集中部位，断口相对齐平，断口张开，表明节流轴套内部存在较大的拉应力。2）断口呈脆性断裂，没有观察到塑性变形区域，断口覆盖有大量的氧化物，断口呈冰糖块花样，裂纹沿晶扩展，在断口部分区域可观察到沿晶扩展的二次裂纹。100um电子图像1图11能谱扫描区域谱图112345678满量程16 5 6 cts光标：3.6 0 2（48 cts）kev图12SEM扫描元素谱图表4断口物能谱分析元素构成及含量元素CrKOKSi KFeK重量百分比11.9820.760.5166.75原子百分比8.4047.340.6743.952.6断口失效分析结论在一般情况下，晶界的结合力高于晶内结合力，晶界是强化因素，但如果热处理不当或环境、应力状态等因素使晶界被弱化成裂纹扩展的优先通道，材料就会发生沿晶断裂。W（a）放大40 0 倍（b）放大7 0 0 倍（c）放大30 0 0 倍图10断口SEM不同倍数下形貌特征分析下转第5 2 页）2023年第5 期.46小原技术马氏体组织的晶间脆性以及由此造成的沿晶断口是机械部件脆性开裂的一种形式。在中、高碳钢的淬火状态会出现马氏体组织的晶间脆性。奥氏体化后，马氏体钢在淬火状态可能出现裂纹，通常可看到两种类型的裂纹：粗大的马氏体片中的穿晶显微裂纹和沿原奥氏体晶界分离形成的沿晶裂纹，本案例中的断口属于后一种。淬火后的试样在室温下断裂时会得到解理和沿原奥氏体晶界分离形成的混合断口，且后者所占比例可能非常大，这也与本案例的情况相同。工件经淬火后有时会变形和开裂，这是由于工件形状或尺寸的关系（形状复杂或局部尺寸变化过大），或工件内部存在组织的不均匀性（如存在大的夹杂物、碳化物或加工裂纹），或由于设备和工艺操作原因使工件在加热和冷却过程中各部分的温度很不均匀而引起大的应力所致；部分由于形成马氏体的先后不一，因而在工件内部产生应力所致，也和高碳马氏体的脆性以及高碳马氏体形成时产生显微裂纹（或在夹杂物、碳化物附近形成微裂纹)有关。3脆性断裂促成因素分析参照断口失效分析结果，综合节流轴套结构特征、检修过程、泵启动瞬态振动等可能造成节流轴套断裂的因素，分析节流轴套断裂原因。3.1材质及设计制造化学成份分析显示，节流轴套采用的410 不锈钢材料碳含量超标，大量碳化物沿晶界析出会导致晶界弱化。在结构设计上，节流轴套为薄壁圆环状结构，尽管弧形键槽可优化应力集中情况，但是顶部的壁厚较小，在键槽薄弱部位为应力集中点，容易产生初始裂纹。在制造过程中，部件热处理工艺和过程中的不合理也会导致材料的脆性加大而抗冲击性能明显下降，在较大的外部载荷和内部应力作用下，最终导致轴套以脆性断裂的方式失效 4，与本次事件情况相似。3.2运转外力冲击设备启动的初始阶段，转子组件上各旋转部件所承载的扭矩最大，对于力传递的键及键槽，承受最大剪切应力和拉应力，若此时节流轴套与节流口环之间存在碰磨情况，直观上会导致泵振动增大，与本次事件情况相同；此外，节流轴套与口环之间的碰磨将会增加额外的外载荷，若突破节流轴套应力集中点的强度极限，则会造成脆性断裂。3.3检修拆装方式按照检修规程要求，节流轴套拆装时需要“用烘把迅速均匀加热”，但是在实际检修工作中难以控制，与检修人员的能力、经验有较大关系，若加热不均可能会导致节流轴套产生内部热应力；若加热时烘把火焰距离节流轴套太近，火焰中心温度高达上千度，可以达到马氏体不锈钢相变温度 5 ,不恰当的操作易造成马氏体组织晶间脆性增大。3.4分析总结轴套断裂根因需追溯初始裂纹产生和内部应力产生的原因，通过对备件设计、制造、装配、使用环节的各可能因素分析，主要原因一是检修规程中节流套拆装时的加热方式和要求不明确，若节流轴套在拆前烘烤及回装加热过程中，节流轴套受热不均，热应力集中，则在应力集中点节流套半圆键槽处产生应力；二是轴套的材质和零件热处理工艺不合格，使材料的脆性加大而抗冲击性能明显下降。4改进措施针对上述根因分析结论，针对性提出了两项改进措施：（1）细化检修过程中节流轴套拆装时的加热方式和加热要求，开发轴套专用加热器，如图13所示。H陶瓷纤维保温层2 0 mm航空插座安装热电偶图13轴套加热器结构设计图（收稿日期2023-04-21)（本文编辑胡玉靓）上接第46 页）+（收稿日期2023-07 24)（本文编辑胡玉靓）2023年第5 期52小原权术表8 同种摩擦材料水润条件磨痕状态样品最大深度/m磨痕宽度/mm磨痕长度/mm磨痕面积/mm载荷/N载荷/MPa摩摩擦速度/（m/s）PV/（M Pa m/s）对应摩擦系数A20.5552.693512.3233.1840012.052240.028B16.0712.420512.3229.8250016.772330.080C12.8512.174012.3226.7850018.672370.028D,50.1673.424012.3242.183007.112140.060D237.2033.032512.3237.3650013.382260.045D号样品用了2 个面，D，面为10 0 N、2 0 0 N、30 0 N数据，D2面是40 0 N、5 0 0 N数据料的耐磨性能次之；新型碳纤维改性聚醚酮醚醚酮（PE K E K K/C F）材料耐磨性能最差，其样品在30 0 N载荷下的磨痕面积已经大大超过其他三种材料，磨痕深度也是自研碳化硅一石墨的4倍，是俄供轴瓦样品的2.5 倍。3结论（1）自研碳化硅石墨材料具有与俄供轴瓦材料相似的微观结构，均包含石墨相、SiC相及游离Si 相，且SiC相呈网络结构；（2）俄供轴瓦材料、自研碳化硅石墨材料、C/C-SiC材料在高温条件下具有优异的尺寸稳定性，同时俄供轴瓦材料和自研碳化硅一石墨材料具有优异的热传导能力；（3）自研碳化硅石墨材料摩擦系数与俄供轴瓦材料接近，最小值均为0.0 2 8，且在几种摩擦材料中自研碳化硅一石墨材料磨损量最小，摩擦行为非常具有规律性，较易被预测，更适合用作泵用轴瓦摩擦材料。（2）加强关键设备零部件采购验收过程控制，验收文件增加零件材质文件和热处理过程的监督检查文件要求，保证零件在看似外观合格和化学成份合格情况下的微观组织能合格。5总结节流轴套是电站转机设备中的常见结构部件，根据上述对给水泵薄壁节流轴套脆性断裂案例的分析，指出了导致断裂的可能因素，并针对性给出了具体的改进措施以及优化方向，同时也取得了良好的处理效果，大大提高了该类设备的可靠性，为电厂机组的正常运行提供有力的保障。参考文献1段丽慧3D-Cr/SiC陶瓷基复合材料的制备研究D上海：上海工程技术大学，2 0 15.2翟文杰，古乐，齐毓霖，等硅化石墨材料的性能与应用J机械工程师，2 0 0 0（11）：5-7.3罗松，罗宏，李新跃，等高性能硅化石墨复合材料的制备及性能研究J炭素技术，2 0 18，37（3）：2 7-2 9.4文虎，余克勋碳化硅一碳复合材料一硅化石墨J润滑与密封，19 8 5（3）：43-46.5凌艺辉2 DC/SiC复合材料渗硅工艺的研究D福州：福州大学，2 0 15.6冉丽萍，易茂中，陈斌C/C坏体对RMIC/C-SiC复合材料组织的影响 C中国有色金属学报，2 0 0 5，15（8）：12 0 8-12 13.7葛学贵，曹宏，史玉芳，等液硅渗透法制备硅化石墨工艺及性能初探 J华南地质与矿产，19 9 7（2）：11-17.8吕柏林，崔跃，高学朋，等。石墨摩擦学性能、润滑机理及改性的研究进展J材料导报，2 0 15，2 9（10）：6 0-6 6.9 韩韩永军，燕青芝，刘维良，等石墨含量对碳化硅复合材料机械性能及摩擦性能的影响J陶瓷学报，2 0 15，36（2）：138-142.参考文献1 ASTM Standards.Standard Guide for Specifying Harmonized Stand-ard Grade Compositions for Wrought Stainless Steels:A 959-2004S.ASTM International,2004.2章董玉涛。火工艺对13Cr超级马氏体不锈钢组织和性能的影响 D天津：天津大学，2 0 14.3白冰，王翰霄，张长义，等元素偏析对核电站用17 4PH马氏体不锈钢热老化行为的影响 J中国原子能科学研究院年报，2 0 16（1)：12 6-12 7.4姚凤胜410 不锈钢锻后退火工艺 J锻压技术，2 0 17，42(6):150-163.5张喆热处理工艺对4Cr13马氏体不锈钢组织与性能的影响研究 D沈阳：东北大学，2 0 13.