工程结构脆性断裂事故分析

8/8工程结构脆性断裂事故分析工程结构脆性断裂事故分析钢脆性和工程结构脆性断裂，周顺深编，上海科学技术出版社，1983自本世纪初以来，桥梁、船舶、压力窗口、管道、球罐、热电站发电设备的汽轮机和发电机转子以及其他设备曾发生脆性断裂事故。近20年来，随着焊接结构的大型化、钢结构截面增厚以及高强度钢的采纳，简单引起焊接结构的脆断。例如由于压力窗口的大型化、厚截面或超厚截面压力窗口增多以及化工、石油工业中低温压力容器的运用，使脆断事故迭有发生。这些事故引起世界各国的关注，推动了对脆性断裂问题的探讨，英、日本等国家成立特地机构对脆断事故进行分析和探讨，并提出了工程结构脆断防止措施。（一）压力容器脆性断裂压力容器断裂可能有塑性断裂、低应力脆性断裂和疲惫损坏等几种形式，特殊是脆性断裂更引人留意。压力容器一旦发生脆性断裂，则将整个结构毁坏，其后果甚为严峻。早基Shank曾对压力容器的破坏作了调查，在调查报告中收入压力容器脆性断裂事故18例，其中最典型的例子为：1919年美国马萨诸塞州糖浆贮罐脆性断裂事故。事故缘由是由于整个贮罐强度不够，特殊是对局部应力集中缺乏考虑，以致在糖浆的内压作用下产生脆性断裂。本世纪40年头球形贮罐的破坏事故更为突出，1943年美国纽约州有一个直径12米的大型贮气罐，当温度降到－12℃时发生脆断。1944年10月美国俄亥俄州煤气公司一台球形液态自然气贮罐（直径21.3米、高12.8米、工作压力5磅/平方英寸、工作温度－162℃）发生了一次严峻的脆性断裂事故。1945年美国一台工作温度为－110℃的甲烷塔发生脆断。1947年冬苏联几个石油贮罐在气温－43℃时脆断。1965-1971年期间压力容器脆性断裂事故达10余次之多。下面介绍几个较典型的压力容器脆性断裂事故。（1）化工氨合成容器脆断1965年英国Imminghan合成氨厂运用的大型厚壁压力容器，在水压试验时发生脆性断裂。该容器全长18.3米、外径2米、壁厚150毫米。容器壳体材料是Mn-Cr-Mo-V钢。破坏是从锻造法兰和筒身的环向自动埋弧焊缝处起先的。锻件上有偏析区，在偏析区和熔合线交点旁边产生边长约10毫米的三角形裂纹，此处是裂开的起始点。断裂缘由是由于在法兰一侧的环向焊缝熔合线上碳和合金元素偏析，以致使该区具有高的强度和硬度，测定结果表明：偏析区的HV硬度为420-460，而热影响区的HV硬度为310-360;另外，再加上焊接后热处理不完善，其消退应力退火比原定温度偏低130℃左右，从而使焊缝金属脆化，20℃时该焊缝金属的却贝冲击能只有1.5公斤·米/平方厘米，而正常热处理后的却贝冲击能值为6公斤·米/平方厘米。由此可知，低合金钢焊缝金属对焊接后消退应力处理的温度是很敏感的，因之，我们必需重视焊后热处理。（2）锅炉汽包脆断1966年英国Cockenize电厂锅炉汽包在水压试验时发生脆性断裂。汽包是用Mn-Cr-Mo-V钢板制造的，筒体全长23米、内径1.7米、壁厚140毫米。该容器采纳了以新的贯穿形管接头代替旧的管接头。在沿该管接头的汽包筒身内侧靠近省煤器管接头处潜藏着一个长度为330毫米、深为90毫米的大裂纹，并且裂纹表面已发黑。破坏就是从这里起先的。裂纹呈人字形方向扩展。经检查表明：在原始钢板中没有发觉任何缺陷，而且在裂纹起始处材料的金相组织未发觉异样的特征;汽包的设计、所用材料、制造方法、热处理以及检验均符合于英国标准1113-1958要求。而且焊接完毕后，在消退应力退火前用磁粉探伤并未发觉任何裂纹。经探讨确定：这条裂纹是在消退应力退火处理的初期阶段就已形成，但尚未扩展成脆性临界裂纹。而且认为这种裂纹产生缘由是由于在较低温度时急剧加热所产生的热应力和焊接残余应力相迭加，以及氢的延迟破坏等因素综合作用的结果。这个事故清晰地告知我们，大型厚壁压力窗口刚性大的焊接部位氢的延迟破坏是危急的，在消退应力退火处理的过程中要留意加热速度，以免产生裂纹，并且在退火后应进行探伤检查，以防漏检。1969年西德一台由MnNiMoV（BHW38）低合金钢制造的锅炉汽包，在水压试验时也发生脆性断裂。该汽包外径为1600毫米、筒体壁厚为75毫米、总长度为11.6米。这种钢的成分规定为：0.16C、1.33Mn、1.14Ni、0.22Mo、0.14V、P和S<0.015。水压试验时注入热水温度为65℃，在试验过程中没有测定汽包实际温度，当水压应力达到工作应力1.3倍时汽包突然发生破坏。刚爆破时汽包壁温度为35℃，这说明该汽包脆性断裂温度约为35℃。对断裂后钢板进行化学成分的分析表明：钢中Mn含量为1.72％、Al含量为0.06%。其中，由于Mn含量值比标准规定的高，以致使钢板具有高强度和低冲击韧性，由此所得的屈服强度值比标准规定的下限值高20公斤/平方毫米，而在0℃时却贝冲击韧性值约为2.3-4.3公斤·米，比原来规定的指标低。对该汽包裂开处断口视察表明：在第一个下降管管接头旁边有一条长度为240毫米、深度为15毫米的裂纹。断口已经发黑，而裂纹边缘有氧化皮，这一事实证明：裂纹是在消退应力退火过程中产生的。脆性断裂是从第一个下降管缺陷位置处起先，向封头延长的裂纹有三条。由上述分析可知，西德的这个汽包脆性断裂事故主要缘由是，由于下降管管接头处产生消退应力退火裂纹，同时在水压试验时水的温度偏低以及钢中Mn含量偏高使钢的强度增高而韧性降低等因素所造成的。通过上面两个例子，说明锅炉汽包用的低合金钢对消退应力退火处理的再热裂纹形成是敏感的。因之，对这类钢消退应力退火处理过程应严加限制，并且在处理后还要细致检查有无裂纹存在。（3）多层圆筒容器脆裂1970年日本一台多层压力窗口发生脆性断裂。该容器全长为6.02米、内径1.56米、壁厚144毫米，是用HT60钢制造的。容器焊完后未作消退应力退火处理就进行水压试验，当试验压力达到1.5倍设计压力时突然裂开。断裂发生在筒体和锻造封头的环焊缝靠近锻件一侧的熔全线上。造成脆性断裂的缘由：在焊接到30毫米深度部位时，由于焊缝中氢的影响引起断续裂纹及焊接残余应力的作用，在水压试验中裂纹接着扩展达到临界裂纹尺寸后才发生脆性断裂。这个压力容器的断裂是由于焊接后未作消退应力处理所造成的。（4）球形容器脆断60年头球罐容器破坏事故率有所降低。近年来，在制造大型球罐中由于采纳了高强度钢，又发生了球罐的破坏事故。日本高压气体平安协会对球罐破坏事故作了调查。日本用HT-60和HT-80钢制造的大型球罐，在45只球罐中就发觉近2000条裂纹，其中长度超过10毫米的有600多条左右，1968年两只直径为10米以上球罐在水压试验时发生裂开。1968年日本德山厂一台大型球罐在水压试验时发生脆性断裂。当时容器内水温为8.5℃。该球罐是用强度为80公斤级高强度钢制造的。裂纹发生在球罐下底部的焊缝处，造成这次事故缘由：是由于焊接工艺操作不当，焊接规范所规定的输入热为48千焦/厘米，而事实上其平均值为50千焦/厘米，在脆性断裂旁边的焊接输入热为80千焦/厘米，由于热量太大，以致使焊缝和热影响区的韧性显著降低，并且产生较大的焊接残余应力;另一个缘由是在焊缝区由于氢的聚集而引起氢裂纹。1968年日本千叶炼油厂一个大型球形容器水压试验时，当压力达到18.2公斤/平方厘米时，该容器下底部发生脆裂。该容器是用HT-60高强度钢制造的，底部钢板厚度为27毫米，裂纹全长为10米左右，破坏是沿焊接接头熔合线区发生的。在破断面上可找到近50个脆裂起源点。经检查表明：在装配过程中，将顶极板的月牙板和底极板的月牙板相互装错，顶极板的月牙板比底极板约小20毫米。造成了焊接困难。最终用嵌进金属进行焊接，造成较大焊接错边和角变形，这是引起脆性断裂的主要缘由。（二）船舶脆性断裂在焊接结构断裂中，船舶的脆性断裂事故颇受人们留意。在第二次世界大战期间，美国的焊接“自由轮”在运用过程中发生大量的破坏事故，其中238艘向完全报废、19艘船沉没。船舶损坏有完全断裂或部分断裂两种状况，据统计有24艘船舶脆断成两半的状况。Shank等人对船舶的脆性断裂事故作了具体调查，并获得了大量数据。认为造成最主要的缘由是钢的缺口敏感性。更值得留意的是：大部分船舶脆断是在气温较低的状况下发生的。当时美国船舶技术标准中没有列出对船舶钢板的缺口敏感性和低温韧性的性能要求。其次次世界大战后船舶脆断最典型的例子是：1956年英国最大油轮“世界协和”号，在爱尔兰海的一次大风暴中轮船裂开成两段，当时海上温度为10.5℃。后经调查表明：裂纹发生在船腹中部，裂纹由船底起先沿船的两侧向上扩展，并穿过甲板。裂纹是不连续的，而是由若干单独的裂纹所组成。总结船舶脆性断裂缘由大致可归纳为：①钢板低温脆性所引起;②脆性断裂是由应力集中处起先;③钢板具有较大的缺口敏感性.(三)桥梁脆性断裂在1935年前后,比利时在Albert运输河上建立了大约50座焊接桥梁,这些桥梁在以后几年内不断发生脆性断裂事故.1938年3月比利时Albert运输河上Hasseld桥全长74.5米的焊接结构,在气温-20℃时发生脆性断裂,整个桥梁断成三段坠入河中.1940年又有两座桥梁在-14℃温度下发生局部断裂,其中一座桥梁在下弦曾发觉长达150毫米裂纹,裂纹是由焊接接头处起先的;另一座桥梁在桥架下弦曾发觉六条大裂纹.据统计,在1947-1950年期间比利时还有十四座桥梁发生脆断事故,其中六次是在低温下发生的.1938年在德国柏林旁边,一座马路桥梁在气温-10℃发生局部脆性断裂,曾发觉长达三米的裂纹,断裂是由过渡到下盖板的焊接处起先的,经查明在焊接处存在较大的残余应力.1951年加拿大魁北克河上Duplessis桥,在气温-35℃时桥西侧一段长为45.8米的大梁发生脆性断裂,并坠入河中.引起脆断的裂纹是由对接焊上翼缘板过渡到腹板的凹角处起先的,并向腹板中心扩展.后经调查证明,该洗染脆断主要缘由之一是钢材质量差,断裂的翼缘板是用沸腾钢,钢板内存在碳和硫的偏析以及大量的夹杂物,钢材冲击韧性很低.另外一个重要缘由是在翼缘板和腹板过渡部分存在较大的应力集中.1962年澳大利亚墨西尔本旁边的金斯桥四根梁毁坏,经查明四根梁均为脆性断裂,断裂是由翼缘盖板末端和主翼缘相连的角焊缝处起先的,引起的缘由不明.(四)汽轮机和发电机转子脆断国外汽轮机和发电机转子脆性断裂事故已发生多次.汽轮发电机组在1948-1958年期间共发生13起脆断事故,其中五次是由超速试验或调鼓掌器失灵造成的.因之,对转子脆断问题探讨及其防止已引起人们的重视.美国有一台汽轮机转子断裂是从固定汽轮机叶片的槽内两个销子孔处起先的,然后延长到主轴.断裂通过了叶轮和主轴的截面,而使整个转子损坏.该转子是用1%Cr-1%Mo-0.25%V钢制成的,其工作温度为512℃,旋转速度为1800转/分.造成转子断裂缘由:在靠近其次级叶轮处有很高的残余应力,钢的高温长久塑性很低,高温蠕变断裂试验表明:缺口的长久强度已远低于光滑长久强度,该钢材已显示出较大的长久缺口敏感性,而呈现出高温蠕变脆性.因之,其脆断是由销子孔应力集中处产生.1954年美国Arizona电站一台14.7万千瓦汽轮发电机组设备的发电机转子,在平衡运转状况下发生突然断裂.该转子材料为NiCrMo钢.转子脆断后断口表面有一个圆形斑点,脆性断裂是以此为核心起先的,此圆形斑点若沿轴纵向剖面可视察到小的裂纹.文献认为:此圆形斑点可能是由于氢溶解所形成的裂纹.视察其断口表面表明:断裂起源于钻孔底部拐角应力集中处.经分析表明:在靠近拐角处有一个合金元素偏析区域,在此区域钢的韧性降低,以致产生脆断.美国Ridgeland电站一台16.5万千瓦汽轮机低压主轴,在超速脱扣试验时发生脆断.该主轴材料是采纳Ni-Mo-V低合金耐热钢.经分析表明:钢中存在白点是造成该主轴发生脆断的主要缘由,由此以白点为起点引进疲惫裂纹,然后发生脆性断裂.Pittsbury电站转子断裂起源于非金属夹杂物,断裂是从2×5英寸处集中有硅酸盐夹杂物地方起先的,就是图中白圈范围产生裂纹,当转子旋转时裂纹接着扩展,直到最终断裂.现将上面所叙述的Arizona等四个电站汽轮机和发电机转子材质状况和断裂经过列于表1-2.这些转子脆断缘由如下:①所用材料具有高的脆性转变温度(FATT);②主轴开孔处应力集中大于断裂应力;③转子钢材中存在白点/大块非金属夹杂物等缺陷.1969年9月美国HinkleyPoint”A”核电站一台汽轮机低压转子在室温超速试验时发生脆断.材料是0.3C-3%Cr-0.5%Mo钢,σs=76公斤/平方毫米,于1958-1959年制行过程中应力腐蚀引起的.对断裂园子材料韧性测定结果列于表1-3,由表可知,FATT比较高,而材料的断裂韧性和却贝冲击韧性值均较低,钢材呈现了脆性倾向.经金相视察表明:原始奥氏体晶界较为明显,微裂纹沿晶界发生.这些试验结果表明:主轴脆性断裂的缘由是键槽底部应力集中、应力腐蚀引起裂纹、钢材有高的FATT以及材料韧性已相当低，再加上超速试验时应力增大等。最近报道：美国Gallatin电厂发生了一次汽轮机中、低压转子突然断裂事故。该机组于1957年5月投入运行，前后共运行17年，经验了288次起动，其中183次热态或停机72小时后的冷态起动，105次冷态走动。在1976年6月19日停机6天修理后又起动时，中低压转子发生脆断。脆断是沿轴向又延长到径向将转子分成几大块。对该转子脆性断裂缘由分析表明：在轴孔各有一个预先存在的开裂面，此处可看到大块氧化区。在第7级叶轮下轴孔内有一条长140毫米、深6.3毫米的裂纹。在靠近轴孔位于转子直径相反方向有两块晶间断裂区，在该区域内含有大量的硫化锰夹杂物，在此处产生脆性断裂的微裂纹，而裂纹是由此起先扩展的。经显微分析表明：断裂区的裂纹是晶界裂纹，因此，转子的脆断是在较低温度时的晶间脆断。由上述分析可知：转子中存在非金属夹杂物是引起脆断的主要因素，另外该转子在冷态走动其工作温度低、材料韧性变差的状况下，小裂纹渐渐扩展到临界尺寸而告断裂。上面介绍了50年头和近期的汽轮机、发电机转子脆断事故，总结造成转子脆断的缘由大致可归纳为：钢中存在缺陷（如白点、大量夹杂物、裂纹等）、钢材的脆性转变温度高、大部分转子脆性断裂发生在较低温度下超速试验中、钢材韧性变差（特殊是高温长久塑性降低）、结构中缺口槽或热套叶轮间存在高的应力集中、在运行过程中缺口槽处应力腐蚀引起裂纹等。（五）高温脆性断裂电站和石油化工部门的高温设备的零部件，在高温长期运行过程中，由于钢材内部组织发生改变，引起高温脆性断裂现象，这种脆性一般是高温蠕变脆性，目前已引起探讨者的重视。（1）锅炉导汽管脆断苏联制造的锅炉导汽管，在高温长期运行下发生脆断事故已多次。该导汽管是连接高温过热器出口联箱和集汽联箱，管子规格是φ133×10毫米，材料是12XMΦ钢。在1968-1969年期间БК－200/100型锅炉导汽管曾爆管三次，该锅炉的额定蒸量为220吨/小时、蒸汽参数为540℃、100大气压。材料也是12XMΦ钢，该导管经运行5-8小时后发生脆性爆破，破坏位置也在弯头处，破坏后整个导汽管如图所示。导汽管破坏处管壁无塑性变形现象，爆破后导汽管脆性断口如图所示。在管子弯头断口旁边的外壁有很多纵向裂纹，如图示。很多表面裂纹已深化管壁2-3毫米，在导汽管的直管部分没有发觉表面裂纹。这充分说明：导汽管弯头部分的预先塑性变形有促进导汽管断裂的作用。在导汽管爆破处旁边金相组织视察表明：裂纹是沿晶界发生的。珠光体组织已基本上消逝。电镜和其他分析方法证明：铁素体晶界上析出粗大的，并已积累，其结果是显著地减弱了晶界强度，以致形成晶界裂纹，使钢的长久塑性降低，最终呈蠕变脆性断裂。经探讨分析表明：造成导汽管弯头部位脆性断裂缘由是由于钢材在高温长期应力作用下内部组织改变和外界因素综合作用的结果。其外界因素主要是导汽管弯头变形太大、结构安装和设计不合理，以致使弯头部分应力过大，造成导管弯头部位在高温长期超应力状况下工作，加速了钢内部组织和相成分的改变。内在因素主要是钢在高温长期应力作用下碳化物沿晶界析出和珠光体组织消逝，以及合金元素重新分布，降低钢的高温长久塑性，以致造成脆断。（2）汽轮机、锅炉用高温螺栓脆断高温螺栓在汽轮机、锅炉设备中起着连接汽轮机汽缸、主汽门、调速器门;以及锅炉阀门主蒸汽管等零部件的作用，使这些部件能紧密地结合，保证汽轮机组在运行过程中不漏气。若高温螺栓呈脆性断裂将会造成严峻损失。因之，高温螺栓脆性断裂问题已引起探讨者的重视。约在20多年前，人们就发觉螺栓在高温长期运行后出现脆性断裂问题现象，如用Ni-Cr-Mo低合金耐热钢制造的螺栓曾发生脆断，而以后用Cr-V钢和Cr-Mo低合金耐热钢制造的高温螺栓也发生了脆断断裂。近年来，国外用Cr-Mo-V低合金耐热钢制造的螺栓，在热电站实际运行过程中也常发生脆断。在国内安装的苏联高压机组所采纳的эИ723钢（25Cr2Mo1V钢），在电厂运行中常发生脆断事故。由螺栓断裂状况来看，在锅炉主汽门、流量孔板、汽轮机调速器门、自动主汽门、主蒸汽管道等部位的螺栓脆断较多，有时汽轮机高压汽缸法兰的大螺栓也发生脆断。脆断事故最严峻的是在整个法兰上的螺栓也发生脆断。脆断事故最严峻的是在整个法兰上的螺栓全部断裂。例如，1966年，由苏联制造的ВЛT-25-5型汽轮机3号调速器门上的12个螺栓全部突然断裂，调速器门的门杆从门体跳出，门杆被打弯。螺栓材料是эИ723钢，螺栓脆断断口粗晶粒状而呈脆性特征。其中四个螺栓断面上有疲惫裂纹源，然后呈脆性断裂，分析表明：螺栓热处理不当，同时该钢具有蠕变脆性特点，因之，加速了螺栓的脆性断裂。造成高温螺栓脆性断裂缘由是的，大致可归纳为：①螺栓钢具有蠕变脆性的特性；②螺栓的螺纹应力集中；③螺栓紧固时应力太大④安装时偏斜和受力不匀称;⑤结构设计不良。（3）汽轮机叶片脆断过去汽轮机叶片脆断状况是很少的。近年来，随着汽轮机后几级叶片焊接增多，造成叶片脆断事故的发生。汽轮机后几级叶片脆性断裂和材料韧性、叶根孔的应力集中、工作温度和焊接等因素有关。某电厂AЛ-1.5-6型汽轮机第七级（末级）叶片过去常常损坏，以后经重新设计、制造的叶片在运行七天后就发生脆断，该叶片材料是2Cr13，其断裂起先部位是在叶根上销钉孔处，面容表明：销钉孔加工粗糙，有明显的加工刀痕，以致造成较大的应力集中而引起脆性断裂。叶片断口呈粗晶粒状、宏观断口大部分无塑性变形、电镜