分享：某壓縮機(jī)法蘭與鋼管焊接接頭焊縫開(kāi)裂失效分析
摘 要:某平臺(tái)濕氣壓縮機(jī)法蘭與鋼管焊接接頭焊縫發(fā)生開(kāi)裂失效,采用宏觀觀察、化學(xué)成分分 析、金相檢驗(yàn)、力學(xué)性能試驗(yàn)、掃描電鏡分析和能譜分析等方法對(duì)焊縫的開(kāi)裂原因進(jìn)行了分析.結(jié)果 表明:焊接接頭結(jié)構(gòu)的不合理和焊縫內(nèi)部的未熔合缺陷造成局部應(yīng)力集中,并導(dǎo)致焊接接頭的疲勞 極限下降,在應(yīng)力作用下法蘭一側(cè)切口處焊縫根部與未完全熔合的法蘭母材交界處形成裂紋源;在外 部循環(huán)載荷作用下,裂紋逐漸向外表面擴(kuò)展,當(dāng)達(dá)到焊接接頭的疲勞極限時(shí),焊縫即發(fā)生開(kāi)裂.
關(guān)鍵詞:壓縮機(jī);焊縫;開(kāi)裂失效;應(yīng)力集中;疲勞極限
中圖分類(lèi)號(hào):TG１７４ 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:B 文章編號(hào):１００１Ｇ４０１２(２０２０)０１Ｇ００５２Ｇ０４
某平臺(tái)濕氣壓縮機(jī)法蘭于 ２０１８ 年 ９ 月投產(chǎn), ２０１８年１０月該壓縮機(jī)二級(jí)出口安全閥進(jìn)口連接法 蘭和同心異徑鋼管(以下簡(jiǎn)稱鋼管)的焊接接頭焊縫 發(fā)生開(kāi)裂.法蘭和鋼管的材料均為 S３１８０３雙相不 銹鋼,鋼管規(guī)格為?(３．８１~７．６２)cm.法蘭和鋼管 的焊接方式為手工鎢極氬弧焊和多道焊,該焊接屬 于立向上焊(法蘭位于鋼管上方).該壓縮機(jī)出口壓 力為８．４~１０．３MPa,轉(zhuǎn)速為７３０~９９４rmin－１,壓 縮機(jī)在運(yùn)行過(guò)程中存在振動(dòng).為查明焊接接頭焊縫 開(kāi)裂的原因,筆者對(duì)焊接接頭進(jìn)行了理化檢驗(yàn)和分 析,以期類(lèi)似失效事故不再發(fā)生.
１ 理化檢驗(yàn)
１．１ 宏觀觀察
焊接接頭的宏觀形貌如圖１所示.可見(jiàn)焊縫未 開(kāi)裂一側(cè)較平整光滑,且該側(cè)焊縫的高度比開(kāi)裂一 側(cè)的更高.焊縫最大開(kāi)裂處位于焊接層最厚處至最 薄處的過(guò)渡區(qū),與焊趾的距離為２mm,焊縫最大開(kāi) 裂處外表面存在魚(yú)鱗紋,由此推測(cè)該處為焊接起弧 點(diǎn)或收弧點(diǎn).焊縫的最小高度為５．２mm,滿足技術(shù) 規(guī)格書(shū)中對(duì)焊縫設(shè)計(jì)的要求.
焊縫上裂紋分布情況如圖２所示.裂紋深度最 大處記為a點(diǎn),裂紋深度較小處記為b點(diǎn),裂紋沿曲 線ab兩端逐漸擴(kuò)展到c,d點(diǎn).以c,d點(diǎn)為基準(zhǔn),沿 A－A′虛線將焊接接頭沿縱向剖開(kāi),焊縫未開(kāi)裂一 側(cè)截面的宏觀形貌如圖３所示.測(cè)得鋼管外壁與法 蘭間距為４mm,不符合«焊接工藝規(guī)程(WPS)»中２ ~３mm 的設(shè)計(jì)要求.測(cè)得焊縫高度為６．２~７mm 和６．４~８mm,符合技術(shù)規(guī)格書(shū)的要求.左、右側(cè)角 焊縫局部放大后可見(jiàn)左、右側(cè)角焊縫處均存在未熔 合缺陷,且缺陷主要集中于焊縫根部與法蘭的交界 處,測(cè)得左、右側(cè)未熔合缺陷長(zhǎng)度分別為３．８,４mm.
將焊縫開(kāi)裂一側(cè)沿裂紋垂直于鋼管切開(kāi)后,法 蘭、鋼管一側(cè)切口的宏觀形貌如圖４和圖５所示. 可見(jiàn)法蘭一側(cè)的切口中焊縫未熔合處的面積約占切 口總面積的一半,且主要集中在靠近鋼管的區(qū)域. 鋼管一側(cè)切口中焊縫與鋼管的未熔合處較多.
１．２ 化學(xué)成分分析
根 據(jù) ASTM A１８２/A１８２M －２０１４Standard Specificationfor Forged or Rolled Alloy and StainlessSteel Pipe Flanges,Forged Fittings, and Valves and Parts for HighＧTemperature Service 和 AWS A５．９/A５．９M:２０１７ Welding ConsumablesＧWire Electrodes,Strip Electrodes, Wires,and Rodsfor Arc Weldingof Stainless andHeatResistingSteels———Classification,采用 SPECTROLABLAVMII直讀光譜儀對(duì)法蘭、鋼管 和焊縫進(jìn)行化學(xué)成分分析,結(jié)果見(jiàn)表１.可見(jiàn)法蘭 和鋼 管 的 化 學(xué) 成 分 符 合 ASTM A１８２/A１８２M － ２０１４對(duì)S３１８０３鋼的技術(shù)要求,焊縫的化學(xué)成分符 合 AWSA５．９/A５．９M:２０１７的技術(shù)要求.
１．３ 金相檢驗(yàn)
從焊接接 頭 的 法 蘭、鋼 管、焊 縫、熱 影 響 區(qū) 截 取試樣,試樣經(jīng)打磨和拋光后,采用氯化鐵的鹽酸 水溶液(５gFeCl３＋１００mLH２O＋５０mLHCl)進(jìn) 行浸蝕.使用 ZeissObserverA１m 型 金 相 倒 置 顯 微鏡進(jìn)行金相檢驗(yàn),其顯微組織形貌如圖６所示. 可見(jiàn)試樣顯 微 組 織 為 黑 色 鐵 素 體 ＋ 白 色 奧 氏 體. 按照 GB/T１３２９９－１９９１«鋼 的 顯 微 組 織 檢 驗(yàn) 方 法»和 ASTM E５６２－１１StandardTestMethodfor Determining Volume Fraction by Systematic ManualPointCount對(duì) 上 述 試 樣 進(jìn) 行 鐵 素 體 含 量 檢測(cè),測(cè)得法蘭母材、鋼管母材、焊縫、熱影響區(qū)鐵 素 體 的 面 積 占 比 分 別 為 ４２．３３％,５４．３３％, ４０．５０％,４３．１７％.
１．４ 力學(xué)性能試驗(yàn)
按 照 ASTM A３７０ － １７a Standard Test Methodsand Definitionsfor MechanicalTesting ofSteelProducts,采用 PSW７５０型擺錘沖擊試驗(yàn) 機(jī)對(duì)法蘭和鋼管在－４０ ℃下進(jìn)行沖擊試驗(yàn),結(jié)果見(jiàn) 表２.由表２可知,法蘭的沖擊吸收能量滿足技術(shù) 規(guī) 格 書(shū) 的 技 術(shù) 要 求. 按 照 ASTM E９２ － １７ StandardTestMethodsforVickersHardnessand KnoopHardnessofMetallicMaterials,對(duì)法蘭、鋼 管和焊縫進(jìn)行維氏硬度試驗(yàn),結(jié)果見(jiàn)表 ３.由表 ３ 可知,法蘭、鋼管和焊縫的維氏硬度均滿足 ASTM A１８２/A１８２M－２０１４的技術(shù)要求.
１．５ 掃描電鏡分析
焊接 接 頭 截 面 和 法 蘭 一 側(cè) 切 口 的 掃 描 電 鏡 (SEM)形貌如圖７和圖８所示.由圖７可見(jiàn),焊接 接頭截面存在裂紋,裂紋從焊縫內(nèi)部向外表面延伸, 且裂紋深度逐漸變淺.由圖８可見(jiàn),法蘭一側(cè)切口 處焊縫根部與未完全熔合的法蘭母材交界處存在裂 紋,此 處 為 應(yīng) 力 集 中 部 位,易 形 成 裂 紋 源[１]. 由 圖９a)可見(jiàn),法蘭一側(cè)切口的裂紋擴(kuò)展區(qū)存在多條 垂直于裂紋擴(kuò)展方向且相互平行的疲勞條紋,每條 疲勞條紋代表一次載荷循環(huán),疲勞條紋的間距隨應(yīng) 力振幅和振動(dòng)頻率發(fā)生變化[２Ｇ３].由圖９b)可見(jiàn),法 蘭一側(cè)切口中部區(qū)域存在從焊縫內(nèi)部向外表面呈放射狀擴(kuò)展的裂紋.
１．６ 能譜分析
焊接接頭截面法蘭和焊縫的能譜(EDS)分析位 置如 圖 １０ 所 示,EDS 分 析 結(jié) 果 如 圖 １１ 所 示.由 圖１１可知,法蘭和焊縫的主要元素均為材料本體的 化學(xué)成分.
２ 分析與討論
焊接接頭焊縫根部與法蘭母材未完全熔合,存 在未熔合缺陷,焊縫開(kāi)裂處未熔合缺陷的面積約占 切口總面積的一半,該缺陷會(huì)減少焊接接頭的有效 承載面積,并降低焊接接頭的承載力.
由上述理化檢驗(yàn)結(jié)果可知,法蘭、鋼管和焊縫的 化學(xué)成分、力學(xué)性能和顯微組織均滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要 求.由掃描電鏡分析結(jié)果可知:法蘭一側(cè)切口存在 多條垂直于裂紋擴(kuò)展方向且相互平行的疲勞條紋, 呈現(xiàn)出疲勞擴(kuò)展的特征,推測(cè)法蘭一側(cè)切口存在多 個(gè)裂紋源,裂紋源位于焊縫與法蘭未熔合區(qū)的應(yīng)力 集中處,裂紋從焊縫內(nèi)部向外表面擴(kuò)展.
法蘭和鋼管通過(guò)承插焊角焊縫連接,由于在焊 接接頭焊縫向法蘭母材過(guò)渡處有明顯的截面變化, 該部位應(yīng)力集中系數(shù)會(huì)較高[４Ｇ５],而焊接接頭兩端質(zhì) 量不均勻,且焊縫處存在較大的振動(dòng)載荷,因而會(huì)降 壓作用下發(fā)生管徑脹粗和管壁減薄.而管壁的減薄 使管壁應(yīng)力進(jìn)一步升高,加大了管壁發(fā)生塑性變形 和管壁減薄的程度,當(dāng)壁厚不足以抵抗內(nèi)壓作用時(shí) 管壁就會(huì)發(fā)生爆裂.同時(shí),由于管壁溫度達(dá)到或超 過(guò)臨界溫度,造成 T９１ 鋼 進(jìn) 入 兩 相 區(qū) 出 現(xiàn) 鐵 素 體 相,同時(shí)鋼中碳化物充分析出和長(zhǎng)大,所以爆口處的 顯微組織為鐵素體＋碳化物,馬氏體完全消失.由 于Super３０４H 鋼最高許用溫度為７００ ℃,所以短時(shí) 過(guò)熱未對(duì)Super３０４H 鋼管段造成影響.
３ 結(jié)論及建議
該 T９１鋼吊掛管發(fā)生短時(shí)過(guò)熱,其耐壓強(qiáng)度急 劇下降,在內(nèi)部介質(zhì)壓力作用下,管段發(fā)生脹粗和壁 厚減薄,當(dāng)壁厚不足以抵抗內(nèi)壓作用時(shí)管段發(fā)生爆 裂,導(dǎo)致該吊掛管的泄漏.
建議加強(qiáng)對(duì)鍋爐集箱的清潔度檢查,及時(shí)排除 異物,防止吹管后異物在鍋爐吊掛管內(nèi)局部堆積引 起的管段短時(shí)超溫.
參考文獻(xiàn):
[１] 趙彥芬,張路,王正品,等．高溫過(guò)熱器 T９１、T２２管爆 管分析[J]．熱力發(fā)電,２００４,３３(１１):６１Ｇ６４．
[２] 張作貴,萬(wàn)海波,王延峰．長(zhǎng)期服役再熱器管 T９１鋼 的微觀組織老化行為研究[J]．動(dòng)力工程學(xué)報(bào),２０１９, ３６(６):４９９Ｇ５０３．
[３] 柯浩,杜艾潔,張才穩(wěn),等．某超臨界鍋爐高溫過(guò)熱器 出口彎頭 爆 管 原 因 分 析 [J]．發(fā) 電 與 空 調(diào),２０１５,３６ (６):４８Ｇ５０．
[４] 史志剛,侯安柱,李益民．T９１鋼長(zhǎng)期運(yùn)行過(guò)程中微觀 組織老化研究[J]．熱力發(fā)電,２００６,３５(４):５４Ｇ５８．
[５] 劉爽,趙永寧,劉天佐,等．超臨界６７０ MW 機(jī)組高溫 過(guò)熱器爆 管 原 因 分 析 [J]．熱 力 發(fā) 電,２０１０,３９(９): １０３Ｇ１０５．
[６] 趙彥芬,張璐,劉艷,等．超超臨界機(jī)組 T９２鋼高溫受 熱面管 爆 管 原 因 分 析 [J]．理 化 檢 驗(yàn) (物 理 分 冊(cè)), ２０１２,４８(３):１８０Ｇ１８４．
[７] 蒙新明,張路,賴云亭,等．某超臨界機(jī)組鍋爐過(guò)熱器 管爆管原因分析[J]．理化檢驗(yàn)(物理分冊(cè)),２０１５,５１ (５):３５３Ｇ３５７．
[８] 晏嘉陵．６００MW 超臨界電站鍋爐末級(jí)過(guò)熱器管爆裂 失效分 析 [J]．理 化 檢 驗(yàn) (物 理 分 冊(cè)),２０１７,５３(６): ４４５Ｇ４４８．
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