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、化學成分分 析、金相檢驗、力學性能試驗、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.結果 表明:焊接接頭結構的不合理和焊縫內(nèi)部的未熔合缺陷造成局部應力集中,并導致焊接接頭的疲勞 極限下降,在應力作用下法蘭一側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,當達到焊接接頭的疲勞極限時,焊縫即發(fā)生開裂.

關鍵詞:壓縮機;焊縫;開裂失效;應力集中;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 開裂一側較平整光滑,且該側焊縫的高度比開裂一 側的更高.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 規(guī)格書中對焊縫設計的要求.

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 的設計要求.測得焊縫高度為６．２~７mm 和６．４~８mm,符合技術規(guī)格書的要求.左、右側角 焊縫局部放大后可見左、右側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、右側未熔合缺陷長度分別為３．８,４mm.

將焊縫開裂一側沿裂紋垂直于鋼管切開后,法 蘭、鋼管一側切口的宏觀形貌如圖４和圖５所示. 可見法蘭一側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. 鋼管一側切口中焊縫與鋼管的未熔合處較多.

１．２ 化學成分分析

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 和焊縫進行化學成分分析,結果見表１.可見法蘭 和鋼 管 的 化 學 成 分 符 合 ASTM A１８２/A１８２M － ２０１４對S３１８０３鋼的技術要求,焊縫的化學成分符 合 AWSA５．９/A５．９M:２０１７的技術要求.

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,結果見 表２.由表２可知,法蘭的沖擊吸收能量滿足技術 規(guī) 格 書 的 技 術 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的技術要求.

１．５ 掃描電鏡分析

焊接 接 頭 截 面 和 法 蘭 一 側 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 力 集 中 部 位,易 形 成 裂 紋 源[１]. 由 圖９a)可見,法蘭一側切口的裂紋擴展區(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 力振幅和振動頻率發(fā)生變化[２Ｇ３].由圖９b)可見,法 蘭一側切口中部區(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 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.

由上述理化檢驗結果可知,法蘭、鋼管和焊縫的 化學成分、力學性能和顯微組織均滿足相關標準要 求.由掃描電鏡分析結果可知:法蘭一側切口存在 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,當壁厚不足以抵抗內(nèi)壓作用時管段發(fā)生爆 裂,導致該吊掛管的泄漏.

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.

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<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)>