工程結(jié)構(gòu)脆性斷裂事故分析

工程結(jié)構(gòu)脆性斷裂事故分析工程結(jié)構(gòu)脆性斷裂事故分析鋼脆性和工程結(jié)構(gòu)脆性斷裂，周順深編，上?？茖W(xué)技術(shù)出版社，1983自本世紀(jì)初以來，橋梁、船舶、壓力窗口、管道、球罐、熱電站發(fā)電設(shè)備的汽輪機(jī)和發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子以及其他設(shè)備曾發(fā)生脆性斷裂事故。近20年來，隨著焊接結(jié)構(gòu)的大型化、鋼結(jié)構(gòu)截面增厚以及高強(qiáng)度鋼的采納，簡單引起焊接結(jié)構(gòu)的脆斷。例如由于壓力窗口的大型化、厚截面或超厚截面壓力窗口增多以及化工、石油工業(yè)中低溫壓力容器的運用，使脆斷事故迭有發(fā)生。這些事故引起世界各國的關(guān)注，推動了對脆性斷裂問題的探討，英、日本等國家成立特地機(jī)構(gòu)對脆斷事故進(jìn)行分析和探討，并提出了工程結(jié)構(gòu)脆斷防止措施。（一）壓力容器脆性斷裂壓力容器斷裂可能有塑性斷裂、低應(yīng)力脆性斷裂和疲憊損壞等幾種形式，特殊是脆性斷裂更引人留意。壓力容器一旦發(fā)生脆性斷裂，則將整個結(jié)構(gòu)毀壞，其后果甚為嚴(yán)峻。早基Shank曾對壓力容器的破壞作了調(diào)查，在調(diào)查報告中收入壓力容器脆性斷裂事故18例，其中最典型的例子為：1919年美國馬薩諸塞州糖漿貯罐脆性斷裂事故。事故緣由是由于整個貯罐強(qiáng)度不夠，特殊是對局部應(yīng)力集中缺乏考慮，以致在糖漿的內(nèi)壓作用下產(chǎn)生脆性斷裂。本世紀(jì)40年頭球形貯罐的破壞事故更為突出，1943年美國紐約州有一個直徑12米的大型貯氣罐，當(dāng)溫度降到－12℃時發(fā)生脆斷。1944年10月美國俄亥俄州煤氣公司一臺球形液態(tài)自然氣貯罐（直徑21.3米、高12.8米、工作壓力5磅/平方英寸、工作溫度－162℃）發(fā)生了一次嚴(yán)峻的脆性斷裂事故。1945年美國一臺工作溫度為－110℃的甲烷塔發(fā)生脆斷。1947年冬蘇聯(lián)幾個石油貯罐在氣溫－43℃時脆斷。1965-1971年期間壓力容器脆性斷裂事故達(dá)10余次之多。下面介紹幾個較典型的壓力容器脆性斷裂事故。（1）化工氨合成容器脆斷1965年英國Imminghan合成氨廠運用的大型厚壁壓力容器，在水壓試驗時發(fā)生脆性斷裂。該容器全長18.3米、外徑2米、壁厚150毫米。容器殼體材料是Mn-Cr-Mo-V鋼。破壞是從鍛造法蘭和筒身的環(huán)向自動埋弧焊縫處起先的。鍛件上有偏析區(qū)，在偏析區(qū)與熔合線交點旁邊產(chǎn)生邊長約10毫米的三角形裂紋，此處是裂開的起始點。斷裂緣由是由于在法蘭一側(cè)的環(huán)向焊縫熔合線上碳和合金元素偏析，以致使該區(qū)具有高的強(qiáng)度和硬度，測定結(jié)果表明：偏析區(qū)的HV硬度為420-460，而熱影響區(qū)的HV硬度為310-360;另外，再加上焊接后熱處理不完善，其消退應(yīng)力退火比原定溫度偏低130℃左右，從而使焊縫金屬脆化，20℃時該焊縫金屬的卻貝沖擊能只有1.5公斤·米/平方厘米，而正常熱處理后的卻貝沖擊能值為6公斤·米/平方厘米。由此可知，低合金鋼焊縫金屬對焊接后消退應(yīng)力處理的溫度是很敏感的，因之，我們必需重視焊后熱處理。（2）鍋爐汽包脆斷1966年英國Cockenize電廠鍋爐汽包在水壓試驗時發(fā)生脆性斷裂。汽包是用Mn-Cr-Mo-V鋼板制造的，筒體全長23米、內(nèi)徑1.7米、壁厚140毫米。該容器采納了以新的貫穿形管接頭代替舊的管接頭。在沿該管接頭的汽包筒身內(nèi)側(cè)靠近省煤器管接頭處潛藏著一個長度為330毫米、深為90毫米的大裂紋，并且裂紋表面已發(fā)黑。破壞就是從這里起先的。裂紋呈人字形方向擴(kuò)展。經(jīng)檢查表明：在原始鋼板中沒有發(fā)覺任何缺陷，而且在裂紋起始處材料的金相組織未發(fā)覺異樣的特征;汽包的設(shè)計、所用材料、制造方法、熱處理以及檢驗均符合于英國標(biāo)準(zhǔn)1113-1958要求。而且焊接完畢后，在消退應(yīng)力退火前用磁粉探傷并未發(fā)覺任何裂紋。經(jīng)探討確定：這條裂紋是在消退應(yīng)力退火處理的初期階段就已形成，但尚未擴(kuò)展成脆性臨界裂紋。而且認(rèn)為這種裂紋產(chǎn)生緣由是由于在較低溫度時急劇加熱所產(chǎn)生的熱應(yīng)力和焊接殘余應(yīng)力相迭加，以及氫的延遲破壞等因素綜合作用的結(jié)果。這個事故清晰地告知我們，大型厚壁壓力窗口剛性大的焊接部位氫的延遲破壞是危急的，在消退應(yīng)力退火處理的過程中要留意加熱速度，以免產(chǎn)生裂紋，并且在退火后應(yīng)進(jìn)行探傷檢查，以防漏檢。1969年西德一臺由MnNiMoV（BHW38）低合金鋼制造的鍋爐汽包，在水壓試驗時也發(fā)生脆性斷裂。該汽包外徑為1600毫米、筒體壁厚為75毫米、總長度為11.6米。這種鋼的成分規(guī)定為：0.16C、1.33Mn、1.14Ni、0.22Mo、0.14V、P和S<0.015。水壓試驗時注入熱水溫度為65℃，在試驗過程中沒有測定汽包實際溫度，當(dāng)水壓應(yīng)力達(dá)到工作應(yīng)力1.3倍時汽包突然發(fā)生破壞。剛爆破時汽包壁溫度為35℃，這說明該汽包脆性斷裂溫度約為35℃。對斷裂后鋼板進(jìn)行化學(xué)成分的分析表明：鋼中Mn含量為1.72％、Al含量為0.06%。其中，由于Mn含量值比標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的高，以致使鋼板具有高強(qiáng)度和低沖擊韌性，由此所得的屈服強(qiáng)度值比標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的下限值高20公斤/平方毫米，而在0℃時卻貝沖擊韌性值約為2.3-4.3公斤·米，比原來規(guī)定的指標(biāo)低。對該汽包裂開處斷口視察表明：在第一個下降管管接頭旁邊有一條長度為240毫米、深度為15毫米的裂紋。斷口已經(jīng)發(fā)黑，而裂紋邊緣有氧化皮，這一事實證明：裂紋是在消退應(yīng)力退火過程中產(chǎn)生的。脆性斷裂是從第一個下降管缺陷位置處起先，向封頭延長的裂紋有三條。由上述分析可知，西德的這個汽包脆性斷裂事故主要緣由是，由于下降管管接頭處產(chǎn)生消退應(yīng)力退火裂紋，同時在水壓試驗時水的溫度偏低以及鋼中Mn含量偏高使鋼的強(qiáng)度增高而韌性降低等因素所造成的。通過上面兩個例子，說明鍋爐汽包用的低合金鋼對消退應(yīng)力退火處理的再熱裂紋形成是敏感的。因之，對這類鋼消退應(yīng)力退火處理過程應(yīng)嚴(yán)加限制，并且在處理后還要細(xì)致檢查有無裂紋存在。（3）多層圓筒容器脆裂1970年日本一臺多層壓力窗口發(fā)生脆性斷裂。該容器全長為6.02米、內(nèi)徑1.56米、壁厚144毫米，是用HT60鋼制造的。容器焊完后未作消退應(yīng)力退火處理就進(jìn)行水壓試驗，當(dāng)試驗壓力達(dá)到1.5倍設(shè)計壓力時突然裂開。斷裂發(fā)生在筒體與鍛造封頭的環(huán)焊縫靠近鍛件一側(cè)的熔全線上。造成脆性斷裂的緣由：在焊接到30毫米深度部位時，由于焊縫中氫的影響引起斷續(xù)裂紋及焊接殘余應(yīng)力的作用，在水壓試驗中裂紋接著擴(kuò)展達(dá)到臨界裂紋尺寸后才發(fā)生脆性斷裂。這個壓力容器的斷裂是由于焊接后未作消退應(yīng)力處理所造成的。（4）球形容器脆斷60年頭球罐容器破壞事故率有所降低。近年來，在制造大型球罐中由于采納了高強(qiáng)度鋼，又發(fā)生了球罐的破壞事故。日本高壓氣體平安協(xié)會對球罐破壞事故作了調(diào)查。日本用HT-60和HT-80鋼制造的大型球罐，在45只球罐中就發(fā)覺近2000條裂紋，其中長度超過10毫米的有600多條左右，1968年兩只直徑為10米以上球罐在水壓試驗時發(fā)生裂開。1968年日本德山廠一臺大型球罐在水壓試驗時發(fā)生脆性斷裂。當(dāng)時容器內(nèi)水溫為8.5℃。該球罐是用強(qiáng)度為80公斤級高強(qiáng)度鋼制造的。裂紋發(fā)生在球罐下底部的焊縫處，造成這次事故緣由：是由于焊接工藝操作不當(dāng)，焊接規(guī)范所規(guī)定的輸入熱為48千焦/厘米，而事實上其平均值為50千焦/厘米，在脆性斷裂旁邊的焊接輸入熱為80千焦/厘米，由于熱量太大，以致使焊縫和熱影響區(qū)的韌性顯著降低，并且產(chǎn)生較大的焊接殘余應(yīng)力;另一個緣由是在焊縫區(qū)由于氫的聚集而引起氫裂紋。1968年日本千葉煉油廠一個大型球形容器水壓試驗時，當(dāng)壓力達(dá)到18.2公斤/平方厘米時，該容器下底部發(fā)生脆裂。該容器是用HT-60高強(qiáng)度鋼制造的，底部鋼板厚度為27毫米，裂紋全長為10米左右，破壞是沿焊接接頭熔合線區(qū)發(fā)生的。在破斷面上可找到近50個脆裂起源點。經(jīng)檢查表明：在裝配過程中，將頂極板的月牙板和底極板的月牙板相互裝錯，頂極板的月牙板比底極板約小20毫米。造成了焊接困難。最終用嵌進(jìn)金屬進(jìn)行焊接，造成較大焊接錯邊和角變形，這是引起脆性斷裂的主要緣由。（二）船舶脆性斷裂在焊接結(jié)構(gòu)斷裂中，船舶的脆性斷裂事故頗受人們留意。在第二次世界大戰(zhàn)期間，美國的焊接“自由輪”在運用過程中發(fā)生大量的破壞事故，其中238艘向完全報廢、19艘船沉沒。船舶損壞有完全斷裂或部分?jǐn)嗔褍煞N狀況，據(jù)統(tǒng)計有24艘船舶脆斷成兩半的狀況。Shank等人對船舶的脆性斷裂事故作了具體調(diào)查，并獲得了大量數(shù)據(jù)。認(rèn)為造成最主要的緣由是鋼的缺口敏感性。更值得留意的是：大部分船舶脆斷是在氣溫較低的狀況下發(fā)生的。當(dāng)時美國船舶技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)中沒有列出對船舶鋼板的缺口敏感性和低溫韌性的性能要求。其次次世界大戰(zhàn)后船舶脆斷最典型的例子是：1956年英國最大油輪“世界協(xié)和”號，在愛爾蘭海的一次大風(fēng)暴中輪船裂開成兩段，當(dāng)時海上溫度為10.5℃。后經(jīng)調(diào)查表明：裂紋發(fā)生在船腹中部，裂紋由船底起先沿船的兩側(cè)向上擴(kuò)展，并穿過甲板。裂紋是不連續(xù)的，而是由若干單獨的裂紋所組成?？偨Y(jié)船舶脆性斷裂緣由大致可歸納為：①鋼板低溫脆性所引起;②脆性斷裂是由應(yīng)力集中處起先;③鋼板具有較大的缺口敏感性.(三)橋梁脆性斷裂在1935年前后,比利時在Albert運輸河上建立了大約50座焊接橋梁,這些橋梁在以后幾年內(nèi)不斷發(fā)生脆性斷裂事故.1938年3月比利時Albert運輸河上Hasseld橋全長74.5米的焊接結(jié)構(gòu),在氣溫-20℃時發(fā)生脆性斷裂,整個橋梁斷成三段墜入河中.1940年又有兩座橋梁在-14℃溫度下發(fā)生局部斷裂,其中一座橋梁在下弦曾發(fā)覺長達(dá)150毫米裂紋,裂紋是由焊接接頭處起先的;另一座橋梁在橋架下弦曾發(fā)覺六條大裂紋.據(jù)統(tǒng)計,在1947-1950年期間比利時還有十四座橋梁發(fā)生脆斷事故,其中六次是在低溫下發(fā)生的.1938年在德國柏林旁邊,一座馬路橋梁在氣溫-10℃發(fā)生局部脆性斷裂,曾發(fā)覺長達(dá)三米的裂紋,斷裂是由過渡到下蓋板的焊接處起先的,經(jīng)查明在焊接處存在較大的殘余應(yīng)力.1951年加拿大魁北克河上Duplessis橋,在氣溫-35℃時橋西側(cè)一段長為45.8米的大梁發(fā)生脆性斷裂,并墜入河中.引起脆斷的裂紋是由對接焊上翼緣板過渡到腹板的凹角處起先的,并向腹板中心擴(kuò)展.后經(jīng)調(diào)查證明,該洗染脆斷主要緣由之一是鋼材質(zhì)量差,斷裂的翼緣板是用沸騰鋼,鋼板內(nèi)存在碳和硫的偏析以及大量的夾雜物,鋼材沖擊韌性很低.另外一個重要緣由是在翼緣板與腹板過渡部分存在較大的應(yīng)力集中.1962年澳大利亞墨西爾本旁邊的金斯橋四根梁毀壞,經(jīng)查明四根梁均為脆性斷裂,斷裂是由翼緣蓋板末端與主翼緣相連的角焊縫處起先的,引起的緣由不明.(四)汽輪機(jī)和發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子脆斷國外汽輪機(jī)和發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子脆性斷裂事故已發(fā)生多次.汽輪發(fā)電機(jī)組在1948-1958年期間共發(fā)生13起脆斷事故,其中五次是由超速試驗或調(diào)鼓掌器失靈造成的.因之,對轉(zhuǎn)子脆斷問題探討及其防止已引起人們的重視.美國有一臺汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子斷裂是從固定汽輪機(jī)葉片的槽內(nèi)兩個銷子孔處起先的,然后延長到主軸.斷裂通過了葉輪和主軸的截面,而使整個轉(zhuǎn)子損壞.該轉(zhuǎn)子是用1%Cr-1%Mo-0.25%V鋼制成的,其工作溫度為512℃,旋轉(zhuǎn)速度為1800轉(zhuǎn)/分.造成轉(zhuǎn)子斷裂緣由:在靠近其次級葉輪處有很高的殘余應(yīng)力,鋼的高溫長久塑性很低,高溫蠕變斷裂試驗表明:缺口的長久強(qiáng)度已遠(yuǎn)低于光滑長久強(qiáng)度,該鋼材已顯示出較大的長久缺口敏感性,而呈現(xiàn)出高溫蠕變脆性.因之,其脆斷是由銷子孔應(yīng)力集中處產(chǎn)生.1954年美國Arizona電站一臺14.7萬千瓦汽輪發(fā)電機(jī)組設(shè)備的發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子,在平衡運轉(zhuǎn)狀況下發(fā)生突然斷裂.該轉(zhuǎn)子材料為NiCrMo鋼.轉(zhuǎn)子脆斷后斷口表面有一個圓形斑點,脆性斷裂是以此為核心起先的,此圓形斑點若沿軸縱向剖面可視察到小的裂紋.文獻(xiàn)認(rèn)為:此圓形斑點可能是由于氫溶解所形成的裂紋.視察其斷口表面表明:斷裂起源于鉆孔底部拐角應(yīng)力集中處.經(jīng)分析表明:在靠近拐角處有一個合金元素偏析區(qū)域,在此區(qū)域鋼的韌性降低,以致產(chǎn)生脆斷.美國Ridgeland電站一臺16.5萬千瓦汽輪機(jī)低壓主軸,在超速脫扣試驗時發(fā)生脆斷.該主軸材料是采納Ni-Mo-V低合金耐熱鋼.經(jīng)分析表明:鋼中存在白點是造成該主軸發(fā)生脆斷的主要緣由,由此以白點為起點引進(jìn)疲憊裂紋,然后發(fā)生脆性斷裂.Pittsbury電站轉(zhuǎn)子斷裂起源于非金屬夾雜物,斷裂是從2×5英寸處集中有硅酸鹽夾雜物地方起先的,就是圖中白圈范圍產(chǎn)生裂紋,當(dāng)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)時裂紋接著擴(kuò)展,直到最終斷裂.現(xiàn)將上面所敘述的Arizona等四個電站汽輪機(jī)和發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子材質(zhì)狀況和斷裂經(jīng)過列于表1-2.這些轉(zhuǎn)子脆斷緣由如下:①所用材料具有高的脆性轉(zhuǎn)變溫度(FATT);②主軸開孔處應(yīng)力集中大于斷裂應(yīng)力;③轉(zhuǎn)子鋼材中存在白點/大塊非金屬夾雜物等缺陷.1969年9月美國HinkleyPoint”A”核電站一臺汽輪機(jī)低壓轉(zhuǎn)子在室溫超速試驗時發(fā)生脆斷.材料是0.3C-3%Cr-0.5%Mo鋼,σs=76公斤/平方毫米,于1958-1959年制行過程中應(yīng)力腐蝕引起的.對斷裂園子材料韌性測定結(jié)果列于表1-3,由表可知,FATT比較高,而材料的斷裂韌性和卻貝沖擊韌性值均較低,鋼材呈現(xiàn)了脆性傾向.經(jīng)金相視察表明:原始奧氏體晶界較為明顯,微裂紋沿晶界發(fā)生.這些試驗結(jié)果表明:主軸脆性斷裂的緣由是鍵槽底部應(yīng)力集中、應(yīng)力腐蝕引起裂紋、鋼材有高的FATT以及材料韌性已相當(dāng)?shù)?，再加上超速試驗時應(yīng)力增大等。最近報道：美國Gallatin電廠發(fā)生了一次汽輪機(jī)中、低壓轉(zhuǎn)子突然斷裂事故。該機(jī)組于1957年5月投入運行，前后共運行17年，經(jīng)驗了288次起動，其中183次熱態(tài)或停機(jī)72小時后的冷態(tài)起動，105次冷態(tài)走動。在1976年6月19日停機(jī)6天修理后又起動時，中低壓轉(zhuǎn)子發(fā)生脆斷。脆斷是沿軸向又延長到徑向?qū)⑥D(zhuǎn)子分成幾大塊。對該轉(zhuǎn)子脆性斷裂緣由分析表明：在軸孔各有一個預(yù)先存在的開裂面，此處可看到大塊氧化區(qū)。在第7級葉輪下軸孔內(nèi)有一條長140毫米、深6.3毫米的裂紋。在靠近軸孔位于轉(zhuǎn)子直徑相反方向有兩塊晶間斷裂區(qū)，在該區(qū)域內(nèi)含有大量的硫化錳夾雜物，在此處產(chǎn)生脆性斷裂的微裂紋，而裂紋是由此起先擴(kuò)展的。經(jīng)顯微分析表明：斷裂區(qū)的裂紋是晶界裂紋，因此，轉(zhuǎn)子的脆斷是在較低溫度時的晶間脆斷。由上述分析可知：轉(zhuǎn)子中存在非金屬夾雜物是引起脆斷的主要因素，另外該轉(zhuǎn)子在冷態(tài)走動其工作溫度低、材料韌性變差的狀況下，小裂紋漸漸擴(kuò)展到臨界尺寸而告斷裂。上面介紹了50年頭和近期的汽輪機(jī)、發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子脆斷事故，總結(jié)造成轉(zhuǎn)子脆斷的緣由大致可歸納為：鋼中存在缺陷（如白點、大量夾雜物、裂紋等）、鋼材的脆性轉(zhuǎn)變溫度高、大部分轉(zhuǎn)子脆性斷裂發(fā)生在較低溫度下超速試驗中、鋼材韌性變差（特殊是高溫長久塑性降低）、結(jié)構(gòu)中缺口槽或熱套葉輪間存在高的應(yīng)力集中、在運行過程中缺口槽處應(yīng)力腐蝕引起裂紋等。（五）高溫脆性斷裂電站和石油化工部門的高溫設(shè)備的零部件，在高溫長期運行過程中，由于鋼材內(nèi)部組織發(fā)生改變，引起高溫脆性斷裂現(xiàn)象，這種脆性一般是高溫蠕變脆性，目前已引起探討者的重視。（1）鍋爐導(dǎo)汽管脆斷蘇聯(lián)制造的鍋爐導(dǎo)汽管，在高溫長期運行下發(fā)生脆斷事故已多次。該導(dǎo)汽管是連接高溫過熱器出口聯(lián)箱和集汽聯(lián)箱，管子規(guī)格是φ133×10毫米，材料是12XMΦ鋼。在1968-1969年期間БК－200/100型鍋爐導(dǎo)汽管曾爆管三次，該鍋爐的額定蒸量為220噸/小時、蒸汽參數(shù)為540℃、100大氣壓。材料也是12XMΦ鋼，該導(dǎo)管經(jīng)運行5-8小時后發(fā)生脆性爆破，破壞位置也在彎頭處，破壞后整個導(dǎo)汽管如圖所示。導(dǎo)汽管破壞處管壁無塑性變形現(xiàn)象，爆破后導(dǎo)汽管脆性斷口如圖所示。在管子彎頭斷口旁邊的外壁有很多縱向裂紋，如圖示。很多表面裂紋已深化管壁2-3毫米，在導(dǎo)汽管的直管部分沒有發(fā)覺表面裂紋。這充分說明：導(dǎo)汽管彎頭部分的預(yù)先塑性變形有促進(jìn)導(dǎo)汽管斷裂的作用。在導(dǎo)汽管爆破處旁邊金相組織視察表明：裂紋是沿晶界發(fā)生的。珠光體組織已基本上消逝。電鏡和其他分析方法證明：鐵素體晶界上析出粗大的，并已積累，其結(jié)果是顯著地減弱了晶界強(qiáng)度，以致形成晶界裂紋，使鋼的長久塑性降低，最終呈蠕變脆性斷裂。經(jīng)探討分析表明：造成導(dǎo)汽管彎頭部位脆性斷裂緣由是由于鋼材在高溫長期應(yīng)力作用下內(nèi)部組織改變和外界因素綜合作用的結(jié)果。其外界因素主要是導(dǎo)汽管彎頭變形太大、結(jié)構(gòu)安裝和設(shè)計不合理，以致使彎頭部分應(yīng)力過大，造成導(dǎo)管彎頭部位在高溫長期超應(yīng)力狀況下工作，加速了鋼內(nèi)部組織和相成分的改變。內(nèi)在因素主要是鋼在高溫長期應(yīng)力作用下碳化物沿晶界析出和珠光體組織消逝，以及合金元素重新分布，降低鋼的高溫長久塑性，以致造成脆斷。（2）汽輪機(jī)、鍋爐用高溫螺栓脆斷高溫螺栓在汽輪機(jī)、鍋爐設(shè)備中起著連接汽輪機(jī)汽缸、主汽門、調(diào)速器門;以及鍋爐閥門主蒸汽管等零部件的作用，使這些部件能緊密地結(jié)合，保證汽輪機(jī)組在運行過程中不漏氣。若高溫螺栓呈脆性斷裂將會造成嚴(yán)峻損失。因之，高溫螺栓脆性斷裂問題已引起探討者的重視。約在20多年前，人們就發(fā)覺螺栓在高溫長期運行后出現(xiàn)脆性斷裂問題現(xiàn)象，如用Ni-Cr-Mo低合金耐熱鋼制造的螺栓曾發(fā)生脆斷，而以后用Cr-V鋼和Cr-Mo低合金耐熱鋼制造的高溫螺栓也發(fā)生了脆斷斷裂。近年來，國外用Cr-Mo-V低合金耐熱鋼制造的螺栓，在熱電站實際運行過程中也常發(fā)生脆斷。在國內(nèi)安裝的蘇聯(lián)高壓機(jī)組所采納的эИ723鋼（25Cr2Mo1V鋼），在電廠運行中常發(fā)生脆斷事故。由螺栓斷裂狀況來看，在鍋爐主汽門、流量孔板、汽輪機(jī)調(diào)速器門、自動主汽門、主蒸汽管道等部位的螺栓脆斷較多，有時汽輪機(jī)高壓汽缸法蘭的大螺栓也發(fā)生脆斷。脆斷事故最嚴(yán)峻的是在整個法蘭上的螺栓也發(fā)生脆斷。脆斷事故最嚴(yán)峻的是在整個法蘭上的螺栓全部斷裂。例如，1966年，由蘇聯(lián)制造的ВЛT-25-5型汽輪機(jī)3號調(diào)速器門上的12個螺栓全部突然斷裂，調(diào)速器門的門桿從門體跳出，門桿被打彎。螺栓材料是эИ723鋼，螺栓脆斷斷口粗晶粒狀而呈脆性特征。其中四個螺栓斷面上有疲憊裂紋源，然后呈脆性斷裂，分析表明：螺栓熱處理不當(dāng)，同時該鋼具有蠕變脆性特點，因之，加速了螺栓的脆性斷裂。造成高溫螺栓脆性斷裂緣由是的，大致可歸納為：①螺栓鋼具有蠕變脆性的特性；②螺栓的螺紋應(yīng)力集中；③螺栓緊固時應(yīng)力太大④安裝時偏斜和受力不勻稱;⑤結(jié)構(gòu)設(shè)計不良。（3）汽輪機(jī)葉片脆斷過去汽輪機(jī)葉片脆斷狀況是很少的。近年來，隨著汽輪機(jī)后幾級葉片焊接增多，造成葉片脆斷事故的發(fā)生。汽輪機(jī)后幾級葉片脆性斷裂與材料韌性、葉根孔的應(yīng)力集中、工作溫度和焊接等因素有關(guān)。某電廠AЛ-1.5-6型汽輪機(jī)第七級（末級）葉片過去常常損壞，以后經(jīng)重新設(shè)計、制造的葉片在運行七天后就發(fā)生脆斷，該葉片材料是2Cr13，其斷裂起先部位是在葉根上銷釘孔處，面容表明：銷釘孔加工粗糙，有明顯的加工刀痕，以致造成較大的應(yīng)力集中而引起脆性斷裂。葉片斷口呈粗晶粒狀、宏觀斷口大部分無塑性變形、電鏡斷