陳 剛 *

（上海賽科石油化工有限責(zé)任公司）

0 引言

某苯乙烯管道在服役時發(fā)生焊縫開裂失效。該管道公稱直徑為2 400 mm，公稱厚度為25 mm，長為30.8 m，管道材質(zhì)為304H，焊條材質(zhì)為308H，采用埋弧自動焊。管道內(nèi)介質(zhì)為苯乙烯，其設(shè)計(jì)溫度和壓力分別為649 ℃和0.21 MPa，實(shí)際操作溫度和壓力分別為574 ℃和-0.045 MPa。

該失效管道于2009 年投用，于2016 年時產(chǎn)生焊縫開裂，開裂沿焊縫中心線分布。開裂焊縫位于管道支吊架的吊帶處，管道走向及開裂位置如圖 1 所示。為了確定該管道焊縫失效的原因，對其進(jìn)行了分析。

1 理化檢驗(yàn)及結(jié)果

1.1 宏觀形貌

圖1 焊縫開裂位置示意圖

將裂紋中未穿透內(nèi)裂紋進(jìn)行取樣分析。焊縫表面打磨后的形貌如圖 2 所示，裂紋出現(xiàn)在內(nèi)壁焊縫中線位置，并沿焊縫方向分布。為了觀察裂紋擴(kuò)展過程，截取該未穿透裂紋截面，如圖 3 所示。從圖 3 可以看出，該失效焊縫為兩面焊接，裂紋從內(nèi)壁起裂，向外壁方向擴(kuò)展。

圖2 未穿透內(nèi)裂紋形貌

圖3 焊縫剖面圖

1.2 金相檢驗(yàn)

在焊縫剖面圖上標(biāo)出金相觀察位置并標(biāo)出焊道示意圖，如圖 4 所示。其中位置1 處的金相形貌如圖 5 a）所示，裂紋并非從內(nèi)壁表面起裂，而是從焊縫近表層起裂。裂紋處于中心線位置，并平行于柱狀晶，沿晶開裂。 裂紋尖端位置11 處的金相形貌如圖 5 b）所示，除了尖端裂紋外，附近的平行柱狀晶間也有裂紋分布。同時中心線處柱狀晶呈垂直壁厚方向，其余位置柱狀晶呈平行壁厚方向，整體焊縫晶粒方向如圖 6 所示。

圖4 金相觀察位置及焊道示意圖

圖5 金相形貌照片

圖6 焊縫晶粒方向示意圖

1.3 掃描電鏡分析

對內(nèi)焊縫中心線位置進(jìn)行SEM 電鏡觀察，從裂紋位置放大后的形貌照片中觀察到晶間析出物，同時焊縫其他位置也觀察到了析出物，如圖 7 所示。 對內(nèi)焊縫處的析出物進(jìn)行分析后可知，析出物中Cr 含量較高，推測其為碳化物或呈sigma 相。圖8 所示為斷口掃描電鏡形貌，裂紋沿著焊接枝晶間擴(kuò)展。

圖7 焊縫掃描電鏡形貌

圖8 沿枝晶間擴(kuò)展的斷口形貌

1.4 化學(xué)成分分析

按 照ASTM A240/A240M-2017 "Standard Specification for Chromium and Chromium-Nickel Stainless Steel Plate, Sheet, and Strip for Pressure Vessels and for General Applications"標(biāo)準(zhǔn)分別對焊縫及母材進(jìn)行化學(xué)成分分析，其結(jié)果如表 1 所示。根據(jù)ASTM A240/A240M-2017 標(biāo)準(zhǔn)可知，材料化學(xué)成分符合要求。

1.5 焊縫受力分析

鑒于開裂的焊縫位于吊帶接觸受力部位，為了分析吊帶對焊縫施加的應(yīng)力，建立管道及吊帶的有限元模型并進(jìn)行模擬計(jì)算，分析焊縫處的應(yīng)力分布情況。

表1 試塊化學(xué)成分檢測結(jié)果（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）

選取吊帶周圍1 m 的管道進(jìn)行建模，如圖9 所示。其中管道外徑為2 438 mm，壁厚為25 mm，外壓為0.045 MPa。支架支撐吊帶的寬度為300 mm，厚度為15 mm，外壁焊縫寬度為25 mm，余高為3 mm，內(nèi)壁余高為2 mm。設(shè)定焊縫余高凸起與支撐吊帶均勻接觸，并對焊縫處網(wǎng)格進(jìn)行加密。根據(jù)管線整體模擬得到管道的軸力、剪力、彎矩、扭矩，加載該管道模型的邊界條件并求解，焊縫與支撐吊帶均勻接觸情況下的有限元分析結(jié)果如圖10 所示。在焊縫與支撐吊帶接觸區(qū)域內(nèi)，焊縫處出現(xiàn)應(yīng)力集中情況。其中內(nèi)焊縫底部出現(xiàn)應(yīng)力峰值，其值為22.4 MPa，外焊縫應(yīng)力峰值位于管道側(cè)面，其值為15 MPa。在實(shí)際焊接過程中，考慮到焊縫區(qū)加熱冷卻會使其收縮不均勻，管道截面可能存在一定程度的變形。根據(jù)這一假設(shè)，在原先均勻接觸的基礎(chǔ)上，在管道底部增加20 mm凸起并進(jìn)行分析，結(jié)果表明，受到截面不均勻接觸的影響，內(nèi)焊縫應(yīng)力峰值可達(dá)240 MPa，如圖 11 所示。

圖9 有限元模擬模型

圖10 均勻接觸時管道應(yīng)力分布云圖

圖11 不均勻接觸時管道應(yīng)力分布云圖

2 分析與討論

2.1 再熱裂紋

為了改善材料的組織結(jié)構(gòu)減少殘余應(yīng)力，焊件需經(jīng)過焊后熱處理（PWHT）或焊后消除應(yīng)力熱處理，期間出現(xiàn)的裂紋稱為再熱裂紋及消除應(yīng)力裂紋。這是由于在焊接及服役過程中，碳化物與金屬化合物等強(qiáng)化相在晶界析出，晶內(nèi)強(qiáng)度升高，晶界應(yīng)變能力下降，經(jīng)過焊后再加熱以及高溫服役，材料應(yīng)力松弛導(dǎo)致晶間裂紋。再熱裂紋位于347 不銹鋼的焊縫熱影響區(qū)和焊縫，母材的融合區(qū)域以及部件較厚區(qū)域十分敏感。此外，321 以及304H 和316H 等不銹鋼均會產(chǎn)生再熱裂紋。

再熱裂紋通常發(fā)生在熔合線附近的粗晶區(qū)中，從焊趾部位開始，至細(xì)晶區(qū)停止。再熱裂紋或者應(yīng)力松弛裂紋不僅在熱影響區(qū)產(chǎn)生，在焊縫上也會產(chǎn)生再熱裂紋。Boellinghaus 等[1]在研究中提及了347 不銹鋼焊接再熱裂紋案例，裂紋產(chǎn)生于焊接填充金屬大構(gòu)件的焊后去應(yīng)力熱處理過程中。本次研究的304H 材料焊件在焊后消除應(yīng)力熱處過程中，碳化物在晶內(nèi)析出，使得其強(qiáng)度高于晶界，應(yīng)力充分釋放，裂紋沿晶界產(chǎn)生，這一現(xiàn)象在熱影響區(qū)和焊縫中都能觀察到[2]。沿晶析出相導(dǎo)致晶界產(chǎn)生應(yīng)變集中，斷裂模式為韌性的沿晶斷裂，斷口上有細(xì)小的韌性韌窩。

由于本例中焊縫裂紋在管道服役5 年后發(fā)生，而不是焊后熱處理后隨即發(fā)生，因此裂紋更有可能是由于應(yīng)力松弛開裂導(dǎo)致的[3-4]。

2.2 應(yīng)力松弛裂紋

應(yīng)力松弛裂紋產(chǎn)生機(jī)理與再熱裂紋類似，但再熱裂紋是在焊后熱處理后短時間內(nèi)發(fā)生開裂，而應(yīng)力松弛裂紋則是焊縫在500～700 ℃下工作10 000～100 000 h后發(fā)生的[5-7]。應(yīng)力松弛晶間裂紋析出物產(chǎn)生機(jī)理與再熱裂紋相同，但應(yīng)力來源不同，發(fā)生應(yīng)力松弛裂紋的管道受到的應(yīng)力可能為高約束或應(yīng)力集中。

在本例中，焊縫內(nèi)存在析出相，這是由于在高溫服役期間，原子發(fā)生熱擴(kuò)散，導(dǎo)致碳化物及sigma脆性相析出，管道在高溫服役應(yīng)力松弛過程中產(chǎn)生晶間裂紋。對于300 系列不銹鋼，應(yīng)力松弛裂紋常常在525～600 ℃的情況下發(fā)生，應(yīng)力的來源有多種可能，如厚壁窄焊縫的高拘束應(yīng)力、或者幾何形狀導(dǎo)致的應(yīng)力集中等。本例中應(yīng)力來源推測為管道焊接過程中存在嚴(yán)重的殘余應(yīng)力，該焊接接頭為X 型坡口，應(yīng)采用內(nèi)外壁交替的焊接工藝，而實(shí)際焊接采用先焊接外壁后焊接內(nèi)壁工藝，導(dǎo)致內(nèi)壁焊縫的殘余應(yīng)力過大。

同時開裂的焊縫處在支吊架3 的吊帶上。由于焊縫存在余高，吊帶加載力只作用在焊縫的余高上，導(dǎo)致焊縫受力峰值出現(xiàn)在管道底部（內(nèi)焊縫側(cè)）。該峰值應(yīng)力與焊接殘余應(yīng)力疊加，焊縫的整體應(yīng)力水平升高。同時由于焊縫余高高度不均勻以及管道卷制時具有一定橢圓度，焊縫受到不均勻接觸影響，導(dǎo)致凸起處焊縫所受應(yīng)力較高。

3 結(jié)論

（1）根據(jù)分析可以判斷，本次失效是由于吊帶對焊縫產(chǎn)生的局部應(yīng)力和焊接殘余應(yīng)力共同作用導(dǎo)致管道產(chǎn)生應(yīng)力松弛裂紋。

（2）根據(jù)分析結(jié)果，現(xiàn)場將吊帶3 位置調(diào)整至偏移本例中開裂焊縫0.5 m 處，錯開安裝可以降低焊縫處的應(yīng)力集中情況。

（3）管道制造過程中的質(zhì)量細(xì)節(jié)控制，包括采用對稱施焊，控制焊縫余高等措施均應(yīng)引起重視。

（4）加強(qiáng)焊后消應(yīng)力處理的質(zhì)量控制，合理規(guī)避在敏感溫度區(qū)間條件下的操作，并盡可能降低附加應(yīng)力的產(chǎn)生幾率。