付 亮， 張國福， 劉 丹

(遼寧石油化工大學 機械工程學院，遼寧 撫順 113001)

三催氣壓機入口過濾器短接開裂失效原因分析

付 亮， 張國福， 劉 丹

(遼寧石油化工大學 機械工程學院，遼寧 撫順 113001)

三催氣壓機入口過濾器短接在很短的時間內會產生裂紋。對裂紋部位進行了宏觀檢驗、化學成分分析、顯像組織分析、掃描電鏡分析、力學性能分析。分析結果得知，裂紋產生的主要原因如下：工件在含有H2S的腐蝕介質中，法蘭與接管在加工制造過程中產生焊接殘余應力，在腐蝕介質與殘余應力的共同作用下導致應力腐蝕，從而產生沿晶脆性開裂。針對斷裂原因提出了改進方案。

氣壓機； 焊縫； 應力腐蝕； 裂紋； 力學性能

三催氣壓機入口過濾器短接于2008年6月投入使用，2014年7月裝置檢修時發(fā)現(xiàn)存在泄漏現(xiàn)象。經(jīng)檢查發(fā)現(xiàn)，三催氣壓機入口過濾器短接焊縫法蘭側有裂紋產生，裂紋源于法蘭一側內表面焊縫熱影響區(qū)，穿過熱影響區(qū)延伸至母材產生開裂。三催氣壓機入口過濾器短接實際工作溫度為36 ℃，工作壓力為0.089 MPa，工作介質為富氣，材質為20#優(yōu)質碳素鋼。

1 化學成分及機械性能檢驗

對產生裂紋過濾器短接進行了化學成分分析。法蘭和管線化學成分與標準值對比結果見表1。由表1可知，三催氣壓機入口過濾器短接20#鋼熱軋管線及20#全鍛造法蘭化學成分完全符合標準。

表1 法蘭和管線化學成分與標準值對比結果 %

從產生裂紋的短接法蘭與管線結合部位切取試樣，機械加工成非標準光滑圓柱試樣和標準沖擊試樣，測定其室溫時的機械性能指標。法蘭和管線機械性能與標準值對比結果見表2。從表2可以看出，短接法蘭在室溫時抗拉強度、屈服強度以及塑性和韌性值均符合標準。

表2 法蘭和管線機械性能與標準值對比結果

2 裂紋斷口微觀形貌

試樣斷口表面的掃描電鏡照片如圖1所示。圖1中，試樣1#為原始狀態(tài)的試樣，試樣2#為采用HCl清洗后的試樣；上部為管內側，下部為管外側。從表面形貌來看，斷裂是從管內側開始的，內側擴展較為緩慢且擴展面平緩，而在管外側存在較為粗大的撕裂棱并呈放射狀，管外側斷裂所需的時間較短?？焖贁嗔褏^(qū)域占橫截面的比例為1/3～1/2。

(a) 試樣1#

(b) 試樣2#圖1 試樣斷口表面的掃描電鏡照片

試樣斷口表面腐蝕產物的能譜分析如圖2所示,由圖2得到的試樣斷口表面腐蝕產物中各元素的質量分數(shù)及原子比見表3。由表3可以看出，原始斷口表面附著物中S的質量分數(shù)達到了20.53%，經(jīng)HCl清洗后S的質量分數(shù)急劇降低到1.02%。結合采用HCl清洗時有刺鼻的H2S氣體逸出，可以推測出表面腐蝕產物中含F(xiàn)eS，大部分S以FeS的形式存在，且在腐蝕產物中FeS的質量分數(shù)較高。

(a) 試樣1#

(b) 試樣2#圖2 試樣斷口表面腐蝕產物的能譜分析譜圖表3 試樣斷口表面腐蝕產物中各元素 的質量分數(shù)及原子比

元素試樣1#質量分數(shù)/%原子比試樣2#質量分數(shù)/%原子比O17.7036.1614.1536.17Si1.311.610.520.76S20.5322.081.021.30Mn1.440.901.511.13Fe57.5435.5482.8060.64其他元素1.480合計100.00100.00

在試樣裂紋尖端附近截取一塊小試樣，對其斷口表面也進行了掃描電鏡觀察。截取試樣時未斷部位人為打斷斷口的形貌圖如圖3所示。從圖3可以看出，斷口存在大量的韌窩，表明原始材料在沖擊載荷的作用下存在大量的塑形變形[1]，說明材料自身的塑性較好。

(a) 放大500倍

(b) 放大2 000倍圖3 截取試樣時未斷部位人為打斷斷口的形貌圖

裂紋尖端附近支裂紋的走向形貌如圖4所示。從圖4可以看出，在裂紋前沿存在較多的分叉，分叉方向沒有規(guī)律，分叉處金屬較為疏松。

圖4 裂紋尖端附近支裂紋的走向形貌

裂紋尖端附近斷口的腐蝕產物成分分析譜圖如圖5所示，由圖5得到的裂紋尖端附近斷口表面腐蝕產物各元素的質量分數(shù)及原子比見表4。由表4可知，S的質量分數(shù)為28.52%，而O的質量分數(shù)較低，說明在裂紋尖端主要是硫化氫腐蝕[2]。

圖5 裂紋尖端附近斷口表面腐蝕產物能譜分析譜圖表4 裂紋尖端附近斷口表面腐蝕產物各元素 的質量分數(shù)及原子比

元素質量分數(shù)/%原子比O14.6932.33Si0.440.56S28.5231.33Mn1.911.23Fe53.7733.91其他元素0.67合計100.00

3 金相檢驗

3.1 非金屬夾雜物

對切取的試樣選一個橫截面進行了金相分析，檢驗結果如圖6所示。根據(jù)夾雜物的形狀和顏色判定，產生裂紋的三催氣壓機入口過濾器短接的法蘭與管線母材中的非金屬夾雜物主要為氧化物、硅酸鹽及硫化物。

(a) 法蘭

(b) 管線圖6 產生裂紋的短接法蘭與接管母材中非金屬 夾雜物的金相分析圖(放大500倍)

由圖6可知，在管線中，氧化物是呈暗灰色、有規(guī)則分布(長方形、三角形)的顆粒，并呈串鏈狀分布，其晶粒度為2.5級；硅酸鹽則呈黑色的球狀，均勻地分散分布，其晶粒度為1.5級；硫化物則呈灰色，并沿鍛造變形方向呈條狀分布，其晶粒度為1.0級；三者之和為5.0級，符合夾雜物三者之和不超過5.5級的標準(GB/T 10561—2005 《鋼中非金屬夾雜物含量的測定——標準評級圖顯微檢驗法》)。在法蘭母材中，氧化物是呈暗灰色、有規(guī)則形狀(長方形、三角形) 的顆粒，并呈串鏈狀分布，其晶粒度為1.5級；硅酸鹽則呈黑色的球狀，均勻地分散分布，其晶粒度為2.5級；硫化物則呈灰色并沿鍛造變形方向呈條狀分布，其晶粒度為1.0級；三者之和為5.0級，符合GB/T 10561—2005 中規(guī)定的夾雜物三者之和小于等于5.5級的標準[3]。

3.2 金相組織

3.2.1 晶粒度 產生裂紋短接法蘭與管線材質的晶粒度如圖7所示。

(a) 管線

(b) 法蘭

(c) 法蘭局部區(qū)域圖7 產生裂紋短接法蘭與管線材質的晶粒度(放大100倍)

由圖7可知，產生裂紋的三催氣壓機入口過濾器短接的接管母材實際晶粒比較細，晶粒大小不太均勻，其晶粒度為5.0～7.0級；三催氣壓機入口過濾器短接的法蘭實際晶粒比較細，晶粒大小比較均勻，其晶粒度為6.0級，但是在局部區(qū)域的實際晶粒比較粗，其晶粒度為3.0級。這是由于法蘭在鍛造時變形不均勻所造成的。晶粒的不均勻性，會導致管線和法蘭機械性能的不均勻性，在晶粒比較細的部位，不僅其強度高，而且塑性和韌性也好；在晶粒粗的區(qū)域，不僅其強度低，而且塑性和韌性也差。在室溫條件下工作的鋼材，其晶粒度應為4.0～8.0級，產生裂紋的三催氣壓機入口過濾器短接的法蘭與管線母材的實際晶粒度，符合在該條件下工作的鋼材晶粒度的要求[4]。

3.2.2 顯微組織 產生裂紋短接法蘭與管線母材顯微組織如圖8所示。從圖8可以看出，產生裂紋的三催氣壓機入口過濾器短接法蘭與管線母材顯微組織均是正常鐵素體+珠光體顯微組織。

(a) 管線

(b) 法蘭圖8 產生裂紋短接法蘭與管線母材顯微組織(放大400倍)

3.2.3 碳化物析出與分布形態(tài) 從圖8中發(fā)現(xiàn)，在產生裂紋的堿洗塔出口管線的法蘭與管線材質的顯微組織中，有粒狀、短片狀碳化物從鐵素體晶內和晶界處析出，在晶界則呈串鏈狀分布。由于三催氣壓機入口過濾器短接的法蘭與管線是在熱軋和鍛造終止溫度下空冷至室溫的，冷卻速度較快，使顯微組織中的鐵素體成為一個碳質量分數(shù)為0.021 8%的過飽和固溶體，從而使鋼在組織上處于亞穩(wěn)定狀態(tài)。當長期使用這種鋼時，就會使碳原子沿晶界和晶內局部區(qū)域發(fā)生富集，從而析出粒狀和短片狀的碳化物，即發(fā)生鋼的時效現(xiàn)象。在鐵素體中溶解的碳的質量分數(shù)愈高，時效效果愈明顯。碳化物沿鐵素體的晶內和晶界析出，不僅使鋼的強度、硬度增加，塑性、韌性下降，同時也為鋼產生沿晶的應力腐蝕破裂創(chuàng)造有利條件[5]。

3.2.4 焊縫的顯微組織 產生裂紋短接法蘭與管線焊縫的顯微組織如圖9所示。從圖9可以看出，產生裂紋的三催氣壓機入口過濾器短接的焊縫顯微組織是粗大的呈樹枝狀的鐵素體+珠光體組織；熱影響區(qū)過熱區(qū)顯微組織是粗大魏氏體組織，大部分呈針狀鐵素體分布在晶界上，少量出現(xiàn)在晶粒內部，晶粒度為為3.0級；熱影響區(qū)正火區(qū)顯微組織是鐵素體+珠光體組織，其晶粒細小、均勻，晶粒度為8.0級。

(a) 焊縫區(qū)域

(b) 熱影響區(qū)過熱區(qū)

(c) 熱影響區(qū)正火區(qū)圖9 產生裂紋短接法蘭與管線焊縫 的顯微組織(放大100倍)

4 焊縫熱影響區(qū)產生裂紋原因

通過對產生裂紋的三催氣壓機入口過濾器短接法蘭和管線的材質、裂紋形貌、材質性能等進行全面的實驗分析可知，三催氣壓機入口過濾器短接法蘭與接管一側焊縫熱影響區(qū)所產生的裂紋，是在拉應力和含有H2S的富氣腐蝕介質引起的應力腐蝕裂紋[6-8]。

產生裂紋的三催氣壓機入口過濾器短接是在焊接成型后，沒有對其進行去應力退火，由于法蘭頸脖處截面是變截面錐形體，并且存在法蘭與管線不等壁焊接情況，所以增大了焊接接頭處焊接殘余應力；在組裝應力等外力載荷的共同作用下，這些應力的總和構成三催氣壓機入口過濾器短接法蘭與接管焊縫熱影響區(qū)產生應力腐蝕裂紋的拉應力。實驗結果表明，三催氣壓機入口過濾器短接法蘭與管線一側的焊接殘余應力很大，對于低碳鋼來說，最大拉應力接近于材料的屈服極限，遠遠超過臨界拉應力。因此，三催氣壓機入口過濾器短接法蘭與管線產生應力腐蝕裂紋所需的臨界拉應力條件已具備，拉應力越大，產生應力腐蝕開裂的速度越快，再加上含有H2S的富氣腐蝕介質，產生應力腐蝕裂紋的條件完全具備[9-11]。

對已經(jīng)產生裂紋的三催氣壓機入口過濾器短接的斷口表面腐蝕產物分析的結果表明，有大量的S元素存在，說明管道內輸送的富氣介質中含有H2S氣體，而H2S氣體是碳素鋼產生應力腐蝕較為敏感的腐蝕性氣體。因為三催氣壓機入口過濾器短接內所輸送的介質為富氣，富氣是石油加工過程中的副產品，其主要成分為CH4、C2H6、C3H8等烷烴類，還有少量的CO2、H2S等[12]。因此，H2S的存在足以構成對三催氣壓機入口過濾器短接產生應力腐蝕開裂的腐蝕介質條件。

5 結 論

三催氣壓機入口過濾器短接開裂的原因，是在含有H2S的腐蝕介質中，因應力腐蝕而產生的沿晶脆性開裂。產生應力腐蝕的拉應力主要是法蘭與接管在加工制造過程中所產生的焊接殘余應力。

6 改進方案

為了減輕焊縫在H2S介質環(huán)境中發(fā)生的應力腐蝕，應該主要從消除拉應力和減緩腐蝕兩方面采取措施[13]。

(1)消除拉應力。可以采用以下方法消除拉應力：①改進法蘭設計，減小變徑高頸法蘭的錐度，有利于法蘭與管線結構設計的合理性，同時可考慮減小法蘭的厚度和尺寸；②短接焊接后，進行射線和滲透無損探傷，探傷合格后，再進行整體熱處理去應力退火，退火溫度為600 ℃，保溫2～3 h。

(2)減緩腐蝕。采用以下措施減緩H2S腐蝕：①盡量減少H2S含量；②減少介質中的水分，降低H2S的腐蝕程度；③提高介質溫度， H2S溶解度會急劇降低，也可以減緩H2S腐蝕；④嚴格按照焊接工藝進行焊接。

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(編輯 宋錦玉)

Three Reminders Pressure Inlet Filter Short Cracking Failure Analysis

Fu Liang， Zhang Guofu， Liu Dan

(SchoolofMechanicalEngineering，LiaoningShihuaUniversity，F(xiàn)ushunLiaoning113001，China)

Pressure machine inlet filter short piping could produce cracks in a short time. Crack parts of the macroscopic examination, chemical composition analysis, tissue imaging, scanning electron microscopy analysis, and mechanical analysis were studied. The results showed that in the corrosive medium containing H2S, the flange and the nozzle were subjected to welding residual stress during the manufacturing process, and the welding residual stress caused stress corrosion, resulting in cracking along the embrittlement.

Pressure machine； Stress corrosion； Welding； Crack； Mechanical properties

1672-6952(2017)02-0048-06

2016-05-25

2016-08-25

付亮(1983-)，男，碩士研究生，從事壓力容器與結構完整性技術方面的研究；E-mail：289494984@qq.com。

張國福(1960-)，男，碩士，教授，從事金屬材料性能研究；E-mail：zgf-fs@163.com。

TG156

A

10.3969/j.issn.1672-6952.2017.02.011

投稿網(wǎng)址：http://journal.lnpu.edu.cn