分享：316L奥氏体不锈钢碱液储罐开裂原因

摘 要:某核电厂316L莱氏体钢制失水油罐出现了外泄,采用宏观经济检视、成份预测、金相 检验、延展性试验及残存形变预测等方法对该油罐脱落其原因进行了预测。结果显示:油罐外壁沟槽两 侧出现与沟槽相连接的展毛裂缝和横向的径向裂缝,前者主要就受冲压残存拉形变促进作用,前者主要就受冷 加工残存拉形变促进作用,三类裂缝均为碱致形变锈蚀脱落。

关键字:316L莱氏体钢制;油罐;残存形变;碱致形变锈蚀脱落

中图科同盘属:TG142.1 历史文献象征码:B 该文序号:1001-4012(2022)05-0022-04

钢制材料的碱致形变锈蚀脱落,全称碱脆 或碱裂,许多历史文献已对其进行了报道[1-8],但多数 科学研究集中在低温前提下,而中低温前提下钢制碱 脆的相关科学研究较少。钢制碱脆失灵的事例也多发 生在低温环境中[9-10],在中低温时出现的失灵事例 较为罕见。国内某核电厂溴化亚机油罐材料为316L 莱氏体钢制,瓶内电介质为 KOH 水溶液,工作压力为 700kPa~800kPa。该油罐在入役 8a后,其属下封 头出现脱落。本栏对油罐进行了化学检验及不同区 域的形变状态预测,科学研究了该油罐脱落的其原因并提 出了改良建议。

1 化学检验

1.1 宏观经济检视和渗入检验

外泄油罐由筒体和圆锥封头冲压而成,封头可 分为直边段与卷曲段,如图1a)所示。壁横跨裂 纹坐落于封头直边段,裂缝上前端距charged线约8mm, 下前端距charged线约13mm,裂缝全长约约为5mm。

对油罐进行固体渗入检验,结果显示:除横跨裂 纹外,油罐壁未辨认出其他裂缝;外壁紧邻沟槽两边 辨认出非常多裂缝,譬如旋转轴沟槽的径向裂缝,也有平 行于沟槽的展毛裂缝,如图1b)所示。径向裂缝仅 坐落于距沟槽charged线约13mm 以上的封头直边段区 域,科跃蛛属电荷分布,泡果。极短裂缝上前端距熔 合线1~2mm,下前端距charged线约13mm;极短裂 纹上 尖 端 距 熔 合 线 约 4 mm,下 尖 端 距 熔 合 线 约 10mm,将此裂缝记作 A 类裂缝,横跨裂缝即为 A 类裂缝。环 向 裂 纹 位 于 焊 缝 两 侧 距 熔 合 线 1~3mm,筒尾鳍裂缝记作 B1类裂缝,封头侧裂缝记 为 B2类裂缝。外泄油罐裂缝分布宏观经济起身如图2 所示。

1.2 成份预测

采用 PMIMASTERSmart型电火花直读光谱 仪对筒体、封头母材进行成份预测,结果如表1 所示,两 者 化 学 成 分 均 满 足 ASTM A473-2017 Standard Specification for Stainless Steel Forgings标准的要求。

1.3 金相检验

在筒体和封头母材处取样,利用 AxioObserver A3型光学显微镜进行金相检验。油罐母材的显微组 织形貌如图3所示。筒体母材显微组织为莱氏体+ 少量退火孪晶,晶粒度为6级;封头母材显微组织为 莱氏体+大量形变孪晶和滑移带,晶粒度为3.5级。

1.4 延展性试验

利用 MHV-50Z/V3.0型数显维氏延展性计对储 罐各部位进行延展性试验。筒体及封头母材延展性分别 为165HV,248HV。沟槽、筒尾鳍热影响区、封头 侧热影响区延展性分别为171HV,188HV,165HV, 筒尾鳍、封头侧平均厚度分别为3.71,4.24mm。筒 体 为 正 常 固 溶 退 火 态 316L 钢。ASTM A473— 2017标准中对316L 钢的延展性未作明确要求,但参 考 GB/T3280—2015《钢制冷轧钢板和钢带》标 准可知,316L 钢延展性要求不大于 220 HV,可见封 头延展性较高,这与其组织中含有大量形变孪晶和滑 移带有关,为冷作硬化态316L钢。

1.5 裂缝形貌预测

1.5.1 裂缝表面预测

在油罐外壁,对 A 类和 B类裂缝表面进行取样 预测,取样位置如图4所示。试样经弧面削平、抛光 及侵蚀后,用光学显微镜进行检视,微观形貌如图5 所示,可见三类裂缝在表面均沿晶扩展。A 类裂缝 中心位置较宽,两端较细,封头侧热影响区出现明显 粗晶区和细晶区,总长约为4mm;筒尾鳍热影响区 只出现粗晶区,长约0.8mm,未辨认出细晶区。封头 侧母材含有大量形变孪晶和滑移带,形变、畸变程度高,冲压受热时出现静态再结晶。紧邻沟槽部位由 于温度较高,再结晶后出现晶粒长大,形成粗晶区, 离沟槽稍远的地区只出现了静态再结晶,晶粒未长 大形成细晶区。筒尾鳍母材为固溶退火态,其形变、 畸变程度差,再结晶驱动力不够,由于紧邻沟槽部位 温度较高,故直接出现晶粒长大,形成粗晶区;由于 距离沟槽稍远的地区温度低于晶粒长大温度,故只 出现了回复而未出现结晶,未出现类似封头侧的细 晶区,无法直接判断热影响区范围。筒体与封头母 体材料均为316L钢制,导热系数一致,沟槽两边 热影响区范围基本相同,由封头侧热影响区范围推 断,筒体热影响区宽度约为4mm。由此可知,一部 分 A 类裂缝的一侧前端坐落于热影响区,另一侧前端 坐落于封头直边段,中心位置坐落于封头直边段;另一部 分 A 类裂缝均坐落于封头直边段;所有 B类裂缝均坐落于沟槽两边的热影响区内。

1.5.2 裂缝截面预测

图6,7分别为三类裂缝壁厚方向的显微组织形 貌。A 类裂缝由油罐外壁沿晶向壁扩展,扩展深 度不一,严重处几乎已横跨油罐全壁厚,裂缝前端分 叉,晶界未敏化,具有典型沿晶形变锈蚀裂缝特征。 B1和 B2类裂缝主要就坐落于沟槽两边的热影响区,裂 纹沿晶扩展,前端分叉,晶界未敏化,具有典型沿晶 形变锈蚀裂缝特征。A,B1,B2类裂缝处的显微延展性分别为242HV,171HV,157HV。B2类裂缝区 延展性大幅下降的其原因是原始形变的莱氏体晶粒冲压 后出现了静态再结晶。

为了进一步预测 A 类裂缝在油罐外壁的起源 位置,沿同一条裂缝长度方向,在中心位置及两边解 剖并测其深度,结果如图8所示。裂缝中间部位沿 壁厚方向扩展深度最深,这表明 A 类裂缝的起源位 置为裂缝长度方向的中部,由外壁表面向两边扩展。

1.6 残存形变预测

采用残存形变预测仪,以沟槽为分界,分别对筒 体、封头进行残存形变试验,每个位置均试验0°(平 行于沟槽方向)和90°(旋转轴沟槽方向)两个方向, 试验结果如图9所示。筒尾鳍0°方向和90°方向残 余拉形变区分别在距沟槽中心线约20,12mm 处; 封头侧0°方向和90°方向的残存拉形变区分别在距 沟槽中心线约17,15 mm 处。A 类裂缝、B 类裂缝 均坐落于残存拉形变区。

2 综合预测

A 类裂缝和 B 类裂缝均坐落于油罐的残存拉应 力区,均沿壁厚方向由外壁向壁沿晶扩展。A 类 裂缝起源于封头母材区,在表面旋转轴沟槽向两边 图9 油罐外壁不同地区残存形变试验结果 扩展;B类裂缝坐落于沟槽两边的热影响区,在表面平 行于沟槽扩展。封头的制造工艺为冷冲压成型,封 头直边段是由原板料边缘向内翻边而成,会产生 较大的塑性变形和残存拉形变[11]。在原始YBCO 残存形变,温度为65~70 ℃,及 KOH 失水入役条 件的长期促进作用下,产生了旋转轴沟槽的沿晶形变腐 蚀脱落。由于热影响区冲压后莱氏体晶粒的回复及 再结晶,原始残存形变基本消失。由于莱氏体晶粒 的冷却收缩,热影响区产生了冲压残存拉形变,该残 余形变以旋转轴沟槽为主,在 温 度 为 65~70 ℃, KOH 失水入役前提的长期促进作用下产生了相连接于焊 缝的沿晶形变锈蚀脱落。

该油罐脱落机理可用碱致形变锈蚀脱落的膜破 裂理论[7,12]进行解释。在 KOH 失水环境中,油罐 外壁表面形成一层钝化膜,该钝化膜在较高残存拉 形变的促进作用下出现破裂。钝化膜破裂后,破裂区金 属表面未及时形成钝化膜,裸露金属与 KOH 失水 接触,OH - 在表面破裂地区出现浓缩,进而与裸露 金属出现反应,裸露金属与浓缩失水反应生成金属 氧化膜,此氧化膜在形变促进作用下又出现破裂,继而再 钝化-破裂-钝化-破裂循环反复进行,裂缝不断 扩展延伸,最终导致油罐出现脱落并外泄。

3 结论与建议

(1)油罐外壁的展毛裂缝和径向裂缝均为碱致 形变锈蚀脱落,展毛裂缝主要就受冲压残存拉形变作 用,而径向裂缝主要就受封头直边段YBCO残存拉应 力促进作用。

(2)控制冲压热输入,降低冲压残存形变,以避 免展毛裂缝;封头冷成型后增加去形变处理工艺,降 低YBCO残存形变,以避免径向裂缝。

<该文来源> 材料与试验网 > 期刊论文 > 化学检验－物理分册 > 58卷 > 5期 (pp:22-25)>