單套管彎管法蘭焊縫失效分析及研究應(yīng)用

蘇蘭林　王　煜　

單套管彎管法蘭焊縫失效分析及研究應(yīng)用

蘇蘭林王煜

（中國(guó)鋁業(yè)股份有限公司廣西分公司，廣西 平果 531400）

文章對(duì)某氧化鋁廠發(fā)生泄漏的單套管預(yù)熱器180°彎頭法蘭焊縫進(jìn)行宏觀及微觀分析，通過(guò)對(duì)比焊縫坡口與設(shè)計(jì)，對(duì)母材及其焊縫進(jìn)行化學(xué)成分、物理力學(xué)性能、金相的試驗(yàn)等方法調(diào)查焊縫發(fā)生裂紋的原因，發(fā)現(xiàn)法蘭焊縫失效的主要原因是法蘭焊接工藝未按設(shè)計(jì)要求，坡口和焊縫布置不當(dāng)造成較高的焊后殘余應(yīng)力，在較高的焊后殘余應(yīng)力、使用過(guò)程中的拉應(yīng)力和管路內(nèi)高溫強(qiáng)堿介質(zhì)共同作用發(fā)生應(yīng)力腐蝕導(dǎo)致了法蘭焊縫破裂泄漏。通過(guò)研究分析后在實(shí)際生產(chǎn)設(shè)備彎管法蘭的檢測(cè)中應(yīng)嚴(yán)控備件質(zhì)量，避免造成非停的情況發(fā)生。

單套管；焊縫；裂紋；失效分析

引言

某氧化鋁廠工藝為10級(jí)預(yù)熱加10級(jí)壓煮器強(qiáng)制攪拌加熱溶出工藝，其中的6級(jí)單套管預(yù)熱器是氧化鋁生產(chǎn)工藝中的關(guān)鍵設(shè)備，作用是用來(lái)預(yù)加熱料漿。礦漿在單套管預(yù)熱器被來(lái)自相應(yīng)閃蒸槽的二次蒸汽間接加熱到150 ℃～175 ℃，其中內(nèi)管是料漿，外管是二次汽，單套管的進(jìn)料量465～470 m3/h，流速約為2.2 m/s，單管壓差約8～10 bar。由于彎管端的法蘭在工藝運(yùn)行過(guò)程中已多次在法蘭與彎管對(duì)接焊縫處發(fā)生破裂泄漏而造成生產(chǎn)中斷，所以需要對(duì)破裂彎管法蘭進(jìn)行全方位的檢測(cè)和試驗(yàn)，找出法蘭焊縫裂紋破裂原因，提出預(yù)防措施。

1　彎管法蘭焊縫檢測(cè)

單套管預(yù)熱器由6級(jí)串聯(lián)的長(zhǎng)輸管組成，每級(jí)6根直管，直管長(zhǎng)84 m，每根單套管通過(guò)法蘭和180度彎頭連接，在A/B端每級(jí)有3個(gè)彎管、6個(gè)法蘭。單套管預(yù)熱器技術(shù)特性如表1所示，彎頭布置如圖1所示，彎管結(jié)構(gòu)如圖2所示。彎管規(guī)格實(shí)際為Φ 299×14 mm，壁厚增加的情況在工程中常見，通常由管道加工偏差所致，一般不會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)安全產(chǎn)生影響。

表1 單套管預(yù)熱器技術(shù)特性

參數(shù)名稱內(nèi)管外管 設(shè)計(jì)壓力/MPa6.91.3 設(shè)計(jì)溫度/℃184184 介質(zhì)特性堿性料漿蒸汽 加熱面積/m22172 管道規(guī)格/mm材質(zhì)Φ 299×1220GΦ 377×1020#

圖2 彎管結(jié)構(gòu)示意圖（單位：mm）

1.1　宏觀檢測(cè)

在發(fā)生泄漏的彎管中，法蘭與彎管的外壁防腐漆層完好，外壁有少量灰色附著物，未見明顯腐蝕產(chǎn)物堆積及機(jī)械傷痕，說(shuō)明彎管在運(yùn)行過(guò)程中能自由膨脹。法蘭與彎管內(nèi)壁有黑色致密氧化膜覆蓋，焊縫外形高低不平，焊縫余高過(guò)大，焊縫寬度太寬，焊縫和母材之間的過(guò)渡不平滑，法蘭端面及外部宏觀照片如圖3所示。

1.2　法蘭/接管對(duì)接焊縫磁粉檢測(cè)

為便于描述，對(duì)法蘭各部位順時(shí)針進(jìn)行如下編號(hào)，12點(diǎn)為正上方，6點(diǎn)為正下方，9點(diǎn)為連接橫桿處（如圖4）。法蘭/接管對(duì)接焊縫表面磁粉檢測(cè)結(jié)果有裂紋（如圖5），法蘭外壁10點(diǎn)至2點(diǎn)位置存在多條人字形裂紋，內(nèi)壁7點(diǎn)至5點(diǎn)位置存在大量網(wǎng)狀裂紋。初步判斷裂紋由法蘭內(nèi)壁熱影響區(qū)多點(diǎn)萌生后向法蘭母材逐漸擴(kuò)展。裂紋附近未見明顯的脹粗變形。裂紋由起源區(qū)內(nèi)壁萌生后，沿著環(huán)向延伸，并由內(nèi)壁向外壁擴(kuò)展，呈現(xiàn)脆性斷裂特征。

圖4　各部位編號(hào)示意圖

1.3　焊縫橫截面分析

焊縫橫截面分析試樣取樣位置如圖6所示，觀測(cè)焊接接頭橫截面可知（如圖7），該接頭的坡口角度約為80°，共焊接了5層，第1層至第4層厚度約為14 mm，第5層（蓋面層）較厚約為6 mm，打底層已被打磨與母材平齊。蓋面焊縫寬度約為54 mm。對(duì)于壁厚14 mm的管道對(duì)接接頭，該坡口設(shè)計(jì)及焊道的布置不符合相關(guān)規(guī)定，易造成過(guò)多的熱輸入量，導(dǎo)致殘余應(yīng)力過(guò)大，從而影響接頭性能[1]。

圖6　焊縫截面圖

圖7　接頭測(cè)繪圖（單位：mm）

坡口的加工，應(yīng)按照能保證焊接質(zhì)量、填充金屬量少、殘余應(yīng)力低、變形量小、勞動(dòng)強(qiáng)度低、便于操作及適應(yīng)無(wú)損檢測(cè)等原則。對(duì)于壁厚14 mm的管道對(duì)接接頭，應(yīng)采用60°的坡口角度（如圖8），多層多道焊接，單層焊道厚度2 mm，單道焊道寬度不大于10 mm，最終的蓋面焊縫寬度約為22 mm，并嚴(yán)格控制熱輸入量，以獲得性能優(yōu)異的焊接接頭[2]。

圖8　合理的坡口及焊道布置圖（單位：mm）

2　化學(xué)成分分析

化學(xué)成分分析試樣部位位于法蘭6點(diǎn)位置，法蘭母材經(jīng)OBLF GS1000-II型直讀光譜儀分析[3,4]，采集時(shí)間為每點(diǎn)15秒，結(jié)果如表2所示。其化學(xué)成分符合16 Mn的元素含量要求，排除法蘭母材對(duì)裂紋的影響。因從宏觀檢測(cè)發(fā)現(xiàn)裂紋出現(xiàn)在法蘭側(cè)母材內(nèi)壁，而且貫穿法蘭壁厚，在管壁上沒(méi)有發(fā)現(xiàn)裂紋，所以只需要做法蘭成分分析即可。

表2　法蘭母材火花放電光譜分析結(jié)果

元素/wt%16Mn（標(biāo)準(zhǔn)）法蘭 C0.13～0.200.13 Mn1.20～1.601.457 Si0.20～0.600.414 P≤0.0250.008 S≤0.0100.001 Fe余量余量

3　力學(xué)性能分析

3.1　拉伸性能

在法蘭6點(diǎn)鐘位置無(wú)裂紋區(qū)域用用電火花線切割拉伸試樣。按照標(biāo)準(zhǔn)[5]在美特斯電液伺服試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行室溫拉伸實(shí)驗(yàn)，結(jié)果見表3。試樣的室溫抗拉強(qiáng)度Rm符合標(biāo)準(zhǔn)[6]中16 Mn的要求。這表明在長(zhǎng)時(shí)間的運(yùn)行后失效焊縫的力學(xué)性能未發(fā)生顯著變化。但斷后伸長(zhǎng)率卻遠(yuǎn)低于標(biāo)準(zhǔn)要求，表明焊接接頭的塑性較差。不合理的焊接工藝、坡口和焊縫布置都會(huì)導(dǎo)致焊接過(guò)程中的熱輸入過(guò)大，造成斷后伸長(zhǎng)率過(guò)低。此外，熔合線附近存在未熔合（拉伸試樣表面肉眼可見）是造成斷后伸長(zhǎng)率過(guò)低的又一原因。

表3　室溫拉伸結(jié)果

取點(diǎn)位置抗拉強(qiáng)度Rm/MPa斷后伸長(zhǎng)率/% 16 Mn（標(biāo)準(zhǔn)）480～630≥20 焊縫48914.5

3.2　沖擊吸收能量

在法蘭6點(diǎn)鐘位置無(wú)裂紋區(qū)域用電火花線切割沖擊試樣。按照GB/T 229－2020開V型缺口在數(shù)字式金屬擺錘沖擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行25℃室溫沖擊實(shí)驗(yàn)[7]，結(jié)果見表4。法蘭熱影響區(qū)室溫沖擊吸收能量遠(yuǎn)低于標(biāo)準(zhǔn)[6]中16 Mn在0℃下沖擊吸收能量的要求。一般情況鋼材的室溫沖擊韌性遠(yuǎn)優(yōu)于0 ℃沖擊韌性，但法蘭熱影響區(qū)表現(xiàn)出明顯的脆性。這是由于法蘭焊接工藝未按設(shè)計(jì)要求，坡口和焊縫布置不當(dāng)，層間再熱會(huì)造成法蘭母材熱影響區(qū)形成粗晶區(qū)，嚴(yán)重降低了法蘭的沖擊韌性。此外，焊后冷卻速度過(guò)快在母材熱影響區(qū)形成淬火組織-馬氏體，也會(huì)降低沖擊韌性。

表4 室溫沖擊結(jié)果

取點(diǎn)位置KV2/J 16 Mn（標(biāo)準(zhǔn)）41（0 ℃） 法蘭熱影響區(qū)17.8（25 ℃）

3.3　硬度分析

利用維氏硬度計(jì)，從焊縫中心處向法蘭側(cè)每隔1 mm測(cè)定1個(gè)點(diǎn)[8]。在焊縫橫截面的表層、中間層、底層分別測(cè)量一條曲線，其焊縫橫截面維氏硬度結(jié)果如圖9所示。焊縫的硬度遠(yuǎn)低于法蘭母材的硬度，硬度峰值出現(xiàn)在熔合線附近的熱影響區(qū)處。焊縫HV158-170，法蘭側(cè)熱影響區(qū)HV240-245，法蘭母材HV254-270。標(biāo)準(zhǔn)[6]中16 Mn的要求為HBW128-180，換算為維氏硬度約為HV135-190。法蘭的硬度值均超過(guò)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的上限值。16 Mn在焊接冷卻過(guò)程中，未合理控制冷卻速度熱影響區(qū)容易形成淬火組織-馬氏體，使法蘭的硬度提高，塑性下降。隨著硬度提高，法蘭的延性和韌性下降，綜合力學(xué)性能降低，抗裂能力減弱。

圖9　焊縫橫截面維氏硬度

4　金相組織分析

在法蘭12點(diǎn)位置裂紋處切取焊縫橫截面金相試樣。采用環(huán)氧樹脂冷鑲嵌后，依次用碳化硅金相砂紙100#至1500#預(yù)磨，再用2.5 μm金剛石拋光膏進(jìn)行拋光，隨后用4 wt%硝酸酒精腐蝕后采用蔡司AXIO SCOPE ALM 金相顯微鏡進(jìn)行觀察[9]。

4.1　法蘭/接管母材

從截取的金相試樣中觀察法蘭為粒狀貝氏體（圖10），接管母材組織為鐵素體＋珠光體（圖11），未見異常組織。

圖10　法蘭母材金屬組織

圖11　接管母材金屬組織100X

4.2　法蘭/接管側(cè)焊縫

從截取的金相試樣中觀察法蘭側(cè)根部和表層熱影響區(qū)均出現(xiàn)大量板條馬氏體組織，表明焊后冷速較高，導(dǎo)致熱影響區(qū)形成淬硬組織（圖12）。焊縫中存在的脆性相會(huì)降低焊接接頭的延性和韌性，容易發(fā)生脆化和斷裂。從截取的金相試樣中觀察接管側(cè)焊縫根部和表層熱影響區(qū)組織為鐵素體＋珠光體（圖13），未見異常組織。

圖12　法蘭側(cè)熱影響區(qū)金屬組織

圖13　接管側(cè)熱影響區(qū)金屬組織

雖然如此，但在宏觀檢測(cè)時(shí)用磁粉探傷發(fā)現(xiàn)焊縫的根部均存在明顯的未焊透，這會(huì)顯著降低焊縫的綜合力學(xué)性能。而且通過(guò)對(duì)位于法蘭母材處裂紋附近取樣觀察組織為粒狀貝氏體（圖14），裂紋沿晶界擴(kuò)展，且裂紋內(nèi)部存在大量腐蝕產(chǎn)物。

圖14　裂紋處金屬組織

4.3　斷口形貌分析

在法蘭12點(diǎn)位置裂紋處切用電火花線試樣，沿法蘭側(cè)主裂紋打開后采用酒精對(duì)試樣進(jìn)行超聲清洗后，分別利用蔡司EV018掃描電子顯微鏡對(duì)其進(jìn)行斷口分析。法蘭斷口微觀形貌的二次電子像如圖15、圖16、圖17所示。法蘭內(nèi)壁、中部和外壁附近斷口呈現(xiàn)典型的沿晶斷口特征，且晶界處可觀察到大量顯微裂紋，晶界處看不出明顯的變形跡象，但晶粒表面有輕度的腐蝕，斷口上有二次裂紋，斷口呈現(xiàn)典型的脆性斷口特征。

圖15　法蘭內(nèi)壁斷口微觀形貌

圖16　法蘭中部斷口微觀形貌

圖17　法蘭外部斷口微觀形貌

4.4　腐蝕產(chǎn)物分析

利用電子顯微鏡對(duì)拋光后的焊縫橫截面金相試樣進(jìn)行腐蝕產(chǎn)物分析。法蘭裂紋已被混雜有金屬碎屑的腐蝕產(chǎn)物填充滿（圖18）。能譜分析表明，腐蝕產(chǎn)物存在大量來(lái)自管內(nèi)料漿的Al、Na、Ca等元素。裂紋表面凹凸不平，數(shù)量眾多的二次裂紋在主裂紋表面萌生并向金屬基體擴(kuò)展。不僅如此，法蘭內(nèi)壁還可觀察到處于裂紋萌生和擴(kuò)展不同階段的顯微裂紋。圖19中可清晰地觀察到沿晶界擴(kuò)展的顯微裂紋。法蘭外壁除貫穿裂紋外未見其他裂紋（圖20）。由此可見，在管內(nèi)腐蝕介質(zhì)和應(yīng)力協(xié)同作用下，裂紋是由法蘭內(nèi)壁萌生并向外擴(kuò)展的。

圖18　內(nèi)壁橫截面微觀形貌

圖19　裂紋尖端擴(kuò)展前沿橫截面微觀形貌

圖20　外壁橫截面微觀形貌

5　失效原因綜合分析

通過(guò)外觀檢測(cè)發(fā)現(xiàn)焊縫尺寸不符合要求，焊縫坡口角度、寬度及組裝間隙不統(tǒng)一。焊縫過(guò)高，波紋粗劣。過(guò)大的焊縫尺寸不僅浪費(fèi)焊接材料，也會(huì)增大焊接結(jié)構(gòu)的變形。焊接金屬像母材過(guò)渡處帶有尖角，造成應(yīng)力集中，降低焊接結(jié)構(gòu)的承載能力。

焊縫附近的法蘭成分、抗拉強(qiáng)度符合標(biāo)準(zhǔn)要求，但斷后伸長(zhǎng)率低于標(biāo)準(zhǔn)要求，硬度大幅超過(guò)標(biāo)準(zhǔn)上限，沖擊功低于標(biāo)準(zhǔn)要求，原因初步分析為焊后熱處理不規(guī)范。

斷口呈脆性斷裂特征。裂紋起源區(qū)位于法蘭內(nèi)壁母材處，裂紋從內(nèi)表面多點(diǎn)萌生，由內(nèi)壁向外壁擴(kuò)展過(guò)程中在裂紋上伴生有大量二次裂紋，裂紋末端的尖銳缺口引起嚴(yán)重的應(yīng)力集中，促使裂紋擴(kuò)展，最終導(dǎo)致焊接結(jié)構(gòu)破壞。斷口和裂紋處均可觀察到腐蝕產(chǎn)物。因此，法蘭破裂泄漏是由于應(yīng)力腐蝕所導(dǎo)致的[10,11]。

通過(guò)彎頭法蘭的外觀分析、焊縫受力分析、實(shí)驗(yàn)室檢測(cè)及應(yīng)力分析結(jié)果，彎管法蘭泄漏的主要原因是在制作彎管時(shí)法蘭焊接工藝未按設(shè)計(jì)工藝要求，在焊接過(guò)程中多次熔敷，使焊道經(jīng)歷多重?zé)嵫h(huán)的疊加作用，造成焊接接頭焊縫上分布了較為復(fù)雜的殘余應(yīng)力。而使用過(guò)程中焊縫上部又受到較大的拉應(yīng)力，最終在管路內(nèi)部高溫強(qiáng)堿介質(zhì)作用下發(fā)生應(yīng)力腐蝕導(dǎo)致法蘭焊縫破裂泄漏。

6　結(jié)論

單套管彎管法蘭焊縫失效分析后，利用停汽檢修對(duì)5個(gè)系列線上的所有此位置的彎管法蘭，共計(jì)114個(gè)全部進(jìn)行檢測(cè)，對(duì)新供備件也進(jìn)行了抽檢，發(fā)現(xiàn)在焊縫布置不合理的外壁及內(nèi)壁焊縫處都檢測(cè)到超標(biāo)缺陷，通過(guò)檢測(cè)及時(shí)進(jìn)行了打磨補(bǔ)焊或更換，要求后續(xù)供貨要嚴(yán)格按設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)執(zhí)行，提高無(wú)損檢測(cè)的比列，有效控制焊接質(zhì)量，避免由于彎管法蘭焊縫泄漏造成非停。

通過(guò)彎管法蘭焊縫失效分析在氧化鋁廠生產(chǎn)工藝中的研究應(yīng)用，結(jié)合各種檢測(cè)手段，保障壓力管道的安全運(yùn)行，為國(guó)內(nèi)同類化工行業(yè)壓力管道的檢測(cè)提供探索實(shí)踐相關(guān)內(nèi)容的參考。

[1]GB/T 9124—2000. 鋼制管法蘭技術(shù)條件[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2000.

[2]NB/T 47008—2017. 承壓設(shè)備用碳素鋼和合金鋼鍛件[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2017.

[3]GB/T 16597—2019. 冶金產(chǎn)品分析方法 X射線熒光光譜法通則[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2019.

[4]GB/T 4336—2016. 碳素鋼和中低合金鋼多元素含量的測(cè)定火花放電原子發(fā)射光譜法[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2016.

[5]GB/T 228.1—2010. 金屬材料拉伸試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2010.

[6]NB/T 47014—2011. 承壓設(shè)備焊接工藝評(píng)定[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2011.

[7]GB/T 229—2020. 金屬材料夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2020.

[8]GB/T 4340.1—2009. 金屬材料維氏硬度試驗(yàn)第1部分:試驗(yàn)方法[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2009.

[9]GB/T 13298—2015. 金屬顯微組織檢驗(yàn)方法[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2015.

[10]南立志，朱萬(wàn)欽，張軍鋒，等. 應(yīng)力腐蝕開裂探討[J]. 中國(guó)科技縱橫，2011(9): 306-308.

[11]孔祥軍，陶思達(dá). 堿洗塔出口法蘭與管線焊縫開裂原因分析[J]. 價(jià)值工程，2011(32): 5-6.

Failure Analysis and Research Application of Single Casing Bending Flange Weld

The article conducts a macro and micro analysis of the 180°elbow flange weld seam of a single tube preheater that leaked from an aluminum oxide factory. By comparing the weld seam groove and design, chemical composition, physical and mechanical properties, metallographic tests, and other methods are conducted on the base material and its weld seam to investigate the reasons for the cracking of the weld seam. It is found that the main reason for the failure of the flange weld seam is that the flange welding process is not in accordance with the design requirements. Improper arrangement of grooves and welds leads to high residual stress after welding, and stress corrosion occurs due to the combined action of high residual stress after welding, tensile stress during use, and high-temperature and strong alkaline medium in the pipeline, resulting in the rupture and leakage of flange welds. Through research and analysis, the quality of spare parts is strictly controlled in the inspection of actual production equipment bend flanges to avoid non-stop situations.

single casing; weld; cracks; failure analysis

TG115

A

1008-1151(2023)07-0095-05

2023-02-28

蘇蘭林，女，廣西南寧人，中國(guó)鋁業(yè)股份有限公司廣西分公司氧化鋁廠工程師，從事特種設(shè)備管理工作。

王煜，男，廣西南寧人，中國(guó)鋁業(yè)股份有限公司廣西分公司氧化鋁廠工程師，從事設(shè)備及安全工作。