摘 要:某平臺濕氣壓縮機法蘭與鋼管焊接接頭焊縫發(fā)生開裂失效,采用宏觀觀察、化學(xué)成分分 析、金相檢驗、力學(xué)性能試驗、掃描電鏡分析和能譜分析等方法對焊縫的開裂原因進行了分析.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展,當(dāng)達到焊接接頭的疲勞極限時,焊縫即發(fā)生開裂.
關(guān)鍵詞:壓縮機;焊縫;開裂失效;應(yīng)力集中;疲勞極限
中圖分類號:TG１７４ 文獻標志碼:B 文章編號:１００１Ｇ４０１２(２０２０)０１Ｇ００５２Ｇ０４
某平臺濕氣壓縮機法蘭于 ２０１８ 年 ９ 月投產(chǎn), ２０１８年１０月該壓縮機二級出口安全閥進口連接法 蘭和同心異徑鋼管(以下簡稱鋼管)的焊接接頭焊縫 發(fā)生開裂.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).該壓縮機出口壓 力為８．４~１０．３MPa,轉(zhuǎn)速為７３０~９９４rmin－１,壓 縮機在運行過程中存在振動.為查明焊接接頭焊縫 開裂的原因,筆者對焊接接頭進行了理化檢驗和分 析,以期類似失效事故不再發(fā)生.
１ 理化檢驗
１．１ 宏觀觀察
焊接接頭的宏觀形貌如圖１所示.可見焊縫未 開裂一側(cè)較平整光滑,且該側(cè)焊縫的高度比開裂一 側(cè)的更高.焊縫最大開裂處位于焊接層最厚處至最 薄處的過渡區(qū),與焊趾的距離為２mm,焊縫最大開 裂處外表面存在魚鱗紋,由此推測該處為焊接起弧 點或收弧點.焊縫的最小高度為５．２mm,滿足技術(shù) 規(guī)格書中對焊縫設(shè)計的要求.
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,裂紋深度較小處記為b點,裂紋沿曲 線ab兩端逐漸擴展到c,d點.以c,d點為基準,沿 A－A′虛線將焊接接頭沿縱向剖開,焊縫未開裂一 側(cè)截面的宏觀形貌如圖３所示.測得鋼管外壁與法 蘭間距為４mm,不符合«焊接工藝規(guī)程(WPS)»中２ ~３mm 的設(shè)計要求.測得焊縫高度為６．２~７mm 和６．４~８mm,符合技術(shù)規(guī)格書的要求.左、右側(cè)角 焊縫局部放大后可見左、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,測得左、右側(cè)未熔合缺陷長度分別為３．８,４mm.
將焊縫開裂一側(cè)沿裂紋垂直于鋼管切開后,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直讀光譜儀對法蘭、鋼管 和焊縫進行化學(xué)成分分析,結(jié)果見表１.可見法蘭 和鋼 管 的 化 學(xué) 成 分 符 合 ASTM A１８２/A１８２M － ２０１４對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
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 行浸蝕.使用 ZeissObserverA１m 型 金 相 倒 置 顯 微鏡進行金相檢驗,其顯微組織形貌如圖６所示. 可見試樣顯 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 方 法»和 ASTM E５６２－１１StandardTestMethodfor Determining Volume Fraction by Systematic ManualPointCount對 上 述 試 樣 進 行 鐵 素 體 含 量 檢測,測得法蘭母材、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
按 照 ASTM A３７０ － １７a Standard Test Methodsand Definitionsfor MechanicalTesting ofSteelProducts,采用 PSW７５０型擺錘沖擊試驗 機對法蘭和鋼管在－４０ ℃下進行沖擊試驗,結(jié)果見 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 的 技 術(shù) 要 求. 按 照 ASTM E９２ － １７ StandardTestMethodsforVickersHardnessand KnoopHardnessofMetallicMaterials,對法蘭、鋼 管和焊縫進行維氏硬度試驗,結(jié)果見表 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,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,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,法蘭一側(cè)切口的裂紋擴展區(qū)存在多條 垂直于裂紋擴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) 力振幅和振動頻率發(fā)生變化[２Ｇ３].由圖９b)可見,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,焊縫開裂處未熔合缺陷的面積約占 切口總面積的一半,該缺陷會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)標準要 求.由掃描電鏡分析結(jié)果可知:法蘭一側(cè)切口存在 多條垂直于裂紋擴展方向且相互平行的疲勞條紋, 呈現(xiàn)出疲勞擴展的特征,推測法蘭一側(cè)切口存在多 個裂紋源,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)部向外表面擴展.
法蘭和鋼管通過承插焊角焊縫連接,由于在焊 接接頭焊縫向法蘭母材過渡處有明顯的截面變化, 該部位應(yīng)力集中系數(shù)會較高[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載荷,因而會降 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 管壁就會發(fā)生爆裂.同時,由于管壁溫度達到或超 過臨界溫度,造成 T９１ 鋼 進 入 兩 相 區(qū) 出 現(xiàn) 鐵 素 體 相,同時鋼中碳化物充分析出和長大,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 過熱未對Super３０４H 鋼管段造成影響.
３ 結(jié)論及建議
該 T９１鋼吊掛管發(fā)生短時過熱,其耐壓強度急 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)壓作用時管段發(fā)生爆 裂,導(dǎo)致該吊掛管的泄漏.
建議加強對鍋爐集箱的清潔度檢查,及時排除 異物,防止吹管后異物在鍋爐吊掛管內(nèi)局部堆積引 起的管段短時超溫.
參考文獻:
[１] 趙彥芬,張路,王正品,等．高溫過熱器 T９１、T２２管爆 管分析[J]．熱力發(fā)電,２００４,３３(１１):６１Ｇ６４．
[２] 張作貴,萬海波,王延峰．長期服役再熱器管 T９１鋼 的微觀組織老化行為研究[J]．動力工程學(xué)報,２０１９, ３６(６):４９９Ｇ５０３．
[３] 柯浩,杜艾潔,張才穩(wěn),等．某超臨界鍋爐高溫過熱器 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鋼長期運行過程中微觀 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 機組高溫 過熱器爆 管 原 因 分 析 [J]．熱 力 發(fā) 電,２０１０,３９(９): １０３Ｇ１０５．
[６] 趙彥芬,張璐,劉艷,等．超超臨界機組 T９２鋼高溫受 熱面管 爆 管 原 因 分 析 [J]．理 化 檢 驗 (物 理 分 冊), ２０１２,４８(３):１８０Ｇ１８４．
[７] 蒙新明,張路,賴云亭,等．某超臨界機組鍋爐過熱器 管爆管原因分析[J]．理化檢驗(物理分冊),２０１５,５１ (５):３５３Ｇ３５７．
[８] 晏嘉陵．６００MW 超臨界電站鍋爐末級過熱器管爆裂 失效分 析 [J]．理 化 檢 驗 (物 理 分 冊),２０１７,５３(６): ４４５Ｇ４４８．
<文章來源> 材料與測試網(wǎng)> 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 56卷 > 1期 (pp:52-55)>