某火电厂300MW汽轮发电机组在运行过程中 发生低压转子振动超标现象，经停机检查，发现低 压转子反向第6级动叶片断裂，并对与其相邻的动 叶片、隔板及静叶片等造成不同程度的机械损伤。 该动叶片的材质为0Cr17Ni4Cu4Nb。

0Cr17Ni4Cu4Nb合金是在Cr17型不锈钢基础 上加入Cu、Nb等强化元素，并经固溶时效析出富铜 相进行强化的沉淀硬化马氏体不锈钢^[1]。该合金经 1025~1055℃固熔处理、810~820℃退火缓冷及 600~610℃时效热处理后，在近700℃仍具有优良的 强度和韧性匹配性能及良好的耐蚀性和抗氧化性， 因此被广泛用于制造大型汽轮机的叶片等重要部 件^{[2, 3, 4]}。

为了查清该机组叶片断裂原因，对断裂叶片进行综合性试验分析。 1 试验结果 1.1 化学成分分析

在叶片断口下方约10mm处进行取样，采用 SPECTROMAXx型台式直读光谱仪对其化学成分进 行分析。表 1为断裂叶片的化学成分分析结果。可 以看出，叶片化学成分中各元素含量符合《GB/T 8732—2004汽轮机叶片用钢》^[6]对0Cr17Ni4Cu4Nb 的元素控制要求。

表 1(Table 1)

表 1 断裂叶片各元素质量分数化学分析结果    %

表 1 断裂叶片各元素质量分数化学分析结果    %

金相检验包括显微组织、δ铁素体分布及面积 含量等。试样截取位置位于断口下方约10mm处， 检测仪器采用Axio Observer.Alm型研究级蔡司光 学显微镜。叶片近断口截面的显微组织见图 1，组 织为细小板条的回火马氏体，在回火马氏体基体上 分布有条片状的δ铁素体。按照GB/T8732—2004 标准^[6]要求，0Cr17Ni4Cu4Nb用作叶片材料时，其显 微组织中最严重视场的δ铁素体面积含量不能超过10%。利用网格法对断裂叶片近断口截面中δ铁素 体所占面积含量进行测定，实测结果显示δ铁素体 面积含量约为8%，符合标准要求。

图 1(Figure 1)

图 1 断裂叶片基体显微组织

断口分析包括宏观断口分析和微观断口分 析。宏观断口分析以目视及放大镜观察为主；微观 断口分析借助HITACHI S-3700N型扫描电子显微 镜观察，观察前用丙酮溶液对断口进行彻底超声波 清洗^[5]。

该汽轮机低压转子第6级动叶片叶根为枞树形 结构。图 2为叶片断口的宏观形貌。可以看出，断 口位于叶片应力易于集中的叶根第1齿谷部位，断 口整体呈两级台阶状，约各占1/2区域。叶片本身 及断口机械损伤严重，断口右半部分无明显宏观塑 性变形，呈现瓷状断口形貌，但从其上可以观察到 较为明显的疲劳贝纹线，具有典型的裂纹扩展区形 貌；断口左半部分有一定塑性变形特征，呈现典型 瞬断形貌，从裂纹扩展区贝纹线的走向分析，认为 裂纹源应位于断口右上尖角处的叶根边缘部位，但 由于该尖角部位损伤严重，已无法观测到裂纹源形 貌。

图 2(Figure 2)

图 2 断裂叶片的宏观形貌

图 3为叶片断口的扫描电子显微镜（SEM）微区 形貌分析结果。由于叶片机械损伤严重，在对宏观 推测裂纹源附近进行微区分析时并未发现明显的 裂源形貌，但在该处观察到众多如图 3a所示的严重 腐蚀坑缺陷，且有些相邻的腐蚀坑已经相连，形成 线性缺陷。图 3b为带有贝纹线的裂纹扩展区的微 观形貌，具有典型的马氏体高温合金疲劳扩展辉纹特征。

图 3(Figure 3)

图 3 叶片断口SEM形貌

力学性能试验主要为室温硬度检测试验，在台 式THBC-3000DA图 像 处 理 布 氏 硬 度 计 及Tu⁃ kon2500-6型Wilson维式显微硬度计上进行，试验 温度为20℃。对断裂叶片截取试样进行硬度检测 试验。叶片整个截面的硬度为311~317HB，而标准 要求0Cr17Ni4Cu4Nb合金经1025~1055℃固溶处 理、810~820℃退火缓冷及600~610℃时效处理后的 硬度应为277~311HB，显然，断裂叶片的硬度过高 （已超标）。利用显微硬度计对δ铁素体进行硬度检 测，约为200HB。 2 讨论分析 2.1 材质及热处理工艺分析

从化学成分分析结果看，断裂叶片化学成分中 各元素质量分数均在标准要求范围内，不存在材质 异常的情况。

据金相检验分析，断裂叶片的组织为回火马氏 体，在回火马氏体基体上存在少量的条片状δ铁素 体。一般来说，在马氏体不锈钢中不希望出现δ铁 素体，尽管断裂叶片的最严重视场中δ铁素体面积 含量未超过10%，但仍会在一定程度上降低材料的 抗拉强度、屈服强度和冲击韧性，进而影响材料抵 抗疲劳开裂和疲劳裂纹扩展的能力^{[7, 8, 9]}。由硬度检 测试验可知，叶片整体硬度偏高，可能是固溶处理 温度偏低导致的^[10]。从力学性能角度分析，叶片材 料硬度偏高势必会造成其塑性和韧性变差，进而造 成转子高速旋转过程中抵抗循环激振应力的能力 降低。 2.2 叶片断裂原因分析

通过对断口性质的综合分析可知，断口呈现明 显的疲劳断裂形貌。虽然断口损伤严重，但从断口 表面扩展区的贝纹线走向分析，裂纹源应位于叶根 边缘的尖角处。在对该位置进行微区形貌分析时 发现叶根表面存在众多腐蚀坑。材料表面腐蚀坑 会在材料表面造成初始损伤，在循环载荷和腐蚀介 质的长期作用下，一些直径较大的、应力集中系数 最高的腐蚀坑又会发展成为微观线性裂纹，这些微 观线性裂纹的形成既为叶片断裂提供了裂纹源，又 严重降低了材料的疲劳寿命^[11]。

从使用条件分析，低压转子末级叶片由于叶型 尺寸较长、受力较大，往往最易发生断裂。叶片的 固定是靠叶根的紧密装配来实现的，叶片工作面所 承受的弯应力、拉应力和扭转应力均会传递至叶 根，因此叶根是叶片上最容易发生断裂的部位。当 叶片根部的腐蚀坑在循环应力和腐蚀介质的共同 作用下逐渐发展成线性裂纹源，裂纹源在转子转动 的循环载荷作用下在叶根部扩展，最终导致叶片发 生断裂。 3 结论及建议

综合以上分析，低压转子反向第6级动叶片断 裂的主要机理为源自腐蚀坑的腐蚀疲劳断裂，而δ 铁素体的存在及叶片硬度偏高在一定程度上降低 了叶片材料的强度和冲击性能，影响叶片抵抗激振 应力的能力，降低了材料的疲劳寿命，加速了叶片 的断裂过程。

鉴于以上叶片断裂原因，应从以下几方面加强 管理，避免再次发生类似事故：首先，应加强对机组 汽水品质的监测，防止其中腐蚀物超标而造成低压 转子叶片形成大面积的腐蚀坑；其次，应加强对叶 片安装过程及运行状态的监督，避免因安装工艺不 当，造成叶片运行时的激振力增大，导致叶片断裂。