童遠濤1, 楊中娜, 羅 懿, 楊 陽

(1. 中海石油(中國)有限公司 湛江分公司, 湛江 524057; 2. 中海油(天津)管道工程技術有限公司, 天津 300452)

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φ(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8.4～10.3 MPa，轉(zhuǎn)速為730～994 r·min-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?？梢姾缚p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2 mm，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5.2 mm，滿足技術規(guī)格書中對焊縫設計的要求。

圖1 焊接接頭的宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of welded joint

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4 mm，不符合《焊接工藝規(guī)程(WPS)》中2～3 mm的設計要求。測得焊縫高度為6.2～7 mm和6.4～8 mm，符合技術規(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3.8，4 mm。

圖2 焊縫上裂紋分布情況示意圖Fig.2 Schematic diagram of crack distribution on welded seam

圖3 焊縫未開裂一側(cè)截面的宏觀形貌Fig.3 Macro morphology of the section on the uncracked side of welded seam

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。

圖4 法蘭一側(cè)切口的宏觀形貌Fig.4 Macro morphology of notch on one side of flange

圖5 鋼管一側(cè)切口的宏觀形貌Fig.5 Macro morphology of notch on one side of steel pipe

1.2 化學成分分析

根據(jù)ASTM A182/A182M-2014StandardSpecificationforForgedorRolledAlloyandStainlessSteelPipeFlanges,ForgedFittings,andValvesandPartsforHigh-TemperatureService和AWS A5.9/A5.9M：2017WeldingConsumables-WireElectrodes,StripElectrodes,Wires,andRodsforArcWeldingofStainlessandHeatResistingSteels——Classification，采用SPECTRO LAB LAVMII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AWS A5.9/A5.9M:2017的技術要求。

表1 焊接接頭不同部位的的化學成分(質(zhì)量分數(shù))Tab.1 Chemical compositions of different parts of welded joint (mass fraction) %

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(5 g FeCl3+100 mL H2O+50 mL HCl)進行浸蝕。使用Zeiss Observer A1m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?？梢娫嚇语@微組織為黑色鐵素體+白色奧氏體。按照GB/T 13299-1991《鋼的顯微組織檢驗方法》和ASTM E562-11StandardTestMethodforDeterminingVolumeFractionbySystematicManualPointCount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%。

圖6 焊接接頭不同部位的顯微組織形貌Fig.6 Microstructure morphology of different parts of welded joint

1.4 力學性能試驗

按照ASTM A370-17aStandardTestMethodsandDefinitionsforMechanicalTestingofSteelProducts，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 E92-17StandardTestMethodsforVickersHardnessandKnoopHardnessofMetallicMaterials，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。

表2 焊接接頭不同部位的沖擊試驗結果Tab.2 Impact test results of different parts of welded joint J

表3 焊接接頭不同部位的維氏硬度測試結果Tab.3 Vickers hardness test results of different parts of welded joint HV10

1.5 掃描電鏡分析

圖7 焊接接頭截面的SEM形貌Fig.7 SEM morphology of cross section of welded joint

圖8 法蘭一側(cè)切口的SEM形貌Fig.8 SEM morphology of notch on one side of flange

圖9 法蘭一側(cè)切口裂紋擴展區(qū)和中部區(qū)域的SEM形貌 Fig.9 SEM morphology of a) crack extended region and b) middle region of notch on one side of flange

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力振幅和振動頻率發(fā)生變化[2-3]。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。

圖10 法蘭和焊縫的EDS分析位置Fig.10 EDS analysis locations of flange and welded seam

圖11 法蘭和焊縫的EDS分析結果Fig.11 EDS analysis results of a) flange and b) welded seam

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(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[4-5]，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

低焊接接頭的疲勞極限。和鋼管相比，法蘭受熱較慢，因而焊接時未預熱、焊接電流低、焊接速率快或因施工空間限制導致焊接角度不易控制等因素都會造成焊接缺陷。失效件焊縫處的未熔合缺陷屬于面積型缺陷，與作用力方向垂直，大幅減少了焊接接頭的有效承載面積，從而降低了焊接接頭的疲勞極限。當達到疲勞極限時，在循環(huán)載荷作用下焊縫即發(fā)生開裂[6-7]。

3 結論及建議

焊接接頭結構的不合理和焊縫內(nèi)部存在的未熔合缺陷，這導致焊接接頭的疲勞極限下降，在應力作用下法蘭一側(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，裂紋逐漸向焊縫的外表面擴展，當達到焊接接頭的疲勞極限時，焊縫在載荷作用下發(fā)生開裂。

建議對濕氣壓縮機的焊接接頭進行現(xiàn)場排查，對發(fā)生開裂的焊接接頭進行補焊或更換，補焊的過程中要進行焊接工藝的評定和優(yōu)化，如增加坡口、對法蘭進行預熱等，并在焊接時進行現(xiàn)場監(jiān)督；加強振動檢測，采取減振措施；優(yōu)化類似結構件的結構設計以利于焊接，提高焊接接頭的疲勞強度，進行焊接工藝改進及現(xiàn)場焊接質(zhì)量控制，增加無損檢測環(huán)節(jié)并進行實時監(jiān)測。