張明 蓋曉鵬 張強德 杜華東

1國家管網(wǎng)集團西部管道有限責任公司

2長慶油田分公司技術監(jiān)測中心

阿獨線是哈薩克斯坦—中國原油管道的國內(nèi)部分，起自阿拉山口泵站，經(jīng)托托中間泵站加壓后，止于獨山子末站；管道全長246 km，設計輸量2 000×104t/a，壓力為6.3 MPa，管徑D813 mm，密閉輸送。輸油主泵采用ZLM II 630/06 和ZLM IP 530/06泵[1]；2017年至2020年先后有4臺ZLM IP 530/06泵導流器發(fā)生失效無法運行，嚴重影響能源通道輸量。因此，針對ZLM IP 530/06 泵導流器失效機理開展分析，制定解決措施，對保障西部陸上能源通道暢通具有重要意義[2-3]。

1 導流器基本情況

ZLM IP 530/06 型泵為水平中開雙吸單級離心泵，額定排量大葉輪2 800 m3/h、小葉輪1 600 m3/h，揚程250 m，轉速2 980 r/min[4]。該泵在葉輪出口與蝸殼間設置導流器，輸送介質(zhì)經(jīng)葉輪加速后進入導流器被誘導至泵殼，在泵殼處將速度能轉化為壓力能，實現(xiàn)介質(zhì)輸送；導流器作為蝸殼延伸部分，能優(yōu)化流場分布和消除水力產(chǎn)生的徑向力。通過更換葉輪和導流器，能改變流量以滿足不同的工程輸量[5-6]。

2 失效機理分析

2.1 焊接結構分析

ZLM IP 530/06 泵導流器幾何模型見圖1。該導流器材質(zhì)為熱軋結構鋼S355J2，出口側葉片采用單邊焊縫，進口側同為單邊焊縫。經(jīng)測量，工作面有效焊縫長度為320 mm，背面有效焊縫長度239 mm，葉片厚度5 mm，焊角3 mm（圖2）。

圖1 導流器幾何模型Fig.1 Geometric model of diffuser

圖2 導流器葉片數(shù)據(jù)Fig.2 Data of diffuser vanes

導流器葉片焊縫開裂失效后，輸油泵產(chǎn)生異響，一旦葉片斷裂將堵塞流體通道，破壞平衡，并導致驅動、非驅動端振動升高，由2.9 mm/s 突變至6.00 mm/s 左右，嚴重影響泵機組平穩(wěn)安全運行。由圖2 可知，導流器葉片焊接結構不合理，未采取雙面滿焊結構強化焊縫強度。

2.2 斷口宏觀分析

ZLM IP 530/06 泵導流器葉片焊縫開裂主要有兩個階段，階段一：初期葉片兩側內(nèi)端面處焊縫從母材表面逐漸開裂；階段二：葉片雙側焊縫開裂到一定程度后產(chǎn)生貫穿性分叉裂紋，裂紋擴展導致葉片斷裂。典型導流器葉片焊縫失效照片如圖3所示。

圖3 導流器葉片焊縫失效Fig.3 Weld failure of diffuser vanes

葉片靠近內(nèi)圈一端焊縫先出現(xiàn)開裂，裂紋沿焊趾、焊肉、基體逐漸擴展，起裂部位始于導流器基體焊趾處，起裂初始點導流器基體有微小掉塊。葉片雙側焊縫開裂擴展到一定程度后，出現(xiàn)分叉裂紋，開裂處的葉片呈斷裂狀態(tài)從導流器基體上脫落，斷口表面平坦光滑。裂紋源區(qū)位于葉片端部與導流器基體焊接連接尖角處，沿焊趾方向漸進擴展，焊縫及葉片表面未出現(xiàn)腐蝕特征，表面無腐蝕發(fā)生，排除應力腐蝕開裂因素[7]。

2.3 斷口微觀分析

采用金相顯微鏡、掃描電鏡等分析儀器，開展焊縫和斷口微區(qū)形貌、結構分析，進一步從微觀角度分析焊縫失效機理[8-9]。

2.3.1 金相分析

在導流器上葉片微裂紋、焊縫、熱影響區(qū)、母材四個典型位置取樣，采用化學侵蝕制作、顯示這四個區(qū)域金屬顯微組織，開展金相分析，結果如圖4 所示。

圖4 導流器金相組織Fig.4 Metallographic structure of diffuser

導流器葉片微裂紋呈沿晶特征，無明顯分叉（圖4a）；不同區(qū)域金相組織不同，焊縫金相組織為鐵素體、粒狀貝氏體，具有一定韌性和較高強度，不容易發(fā)生開裂[10]（圖4b）；熱影響區(qū)金相組織為貝氏體，貝氏體組織產(chǎn)生與焊縫焊接后控冷息息相關（圖4c）；導流器母材以鐵素體、珠光體組織為主，研究表明疲勞裂紋易萌生于鐵素體和珠光體邊界，并優(yōu)先沿邊界擴展（圖4d）[11]。焊縫、熱影響區(qū)、母材組織正常，母材中的鐵素體和珠光體金相組織不利于抗開裂性。

2.3.2 掃描電鏡分析

導流器葉片上開裂斷口經(jīng)丙酮清洗后，借助掃描電子顯微鏡觀察焊縫與基體間斷口微觀形貌，圖5 是不同放大倍數(shù)下200、50、20、5 μm 斷面微觀形貌。

圖5 不同放大倍數(shù)下斷口形貌Fig.5 Fracture morphology under different magnification

由圖5 可知，斷口微觀表面有明顯的摩擦擠壓痕跡，表明斷口整體摩擦擠壓較為嚴重，斷面顯示出平坦光滑和多源特征，未發(fā)現(xiàn)微觀剪切唇區(qū)和腐蝕特征（200 μm）。斷口部分區(qū)域表現(xiàn)出疲勞特征，擴展區(qū)均有疲勞條帶（50 μm）；進一步放大斷口，不同局部出現(xiàn)顯著的疲勞輝紋特征（20 μm 和5 μm）。斷口微觀形貌疲勞輝紋特征，表明疲勞是導致焊縫出現(xiàn)開裂的主要原因[12]。

2.4 流場分析

2.4.1 有限元模型和網(wǎng)格劃分

為模擬導流器葉片受力狀態(tài)，利用三維建模軟件UG 10.0 和有限元分析軟件ANSYS19.0 R3 建立有限元模型。將導流器及泵組幾何模型導入到ANSYS，使用ANSYS 的網(wǎng)格劃分工具對幾何模型進行網(wǎng)格劃分生成實體單元，得到可供分析的有限元模型。圖6、圖7 分別為導流器及泵組三維模型。

圖6 導流器三維模型Fig.6 3D model of diffuser

圖7 泵組三維模型Fig.7 3D model of pump set

2.4.2 內(nèi)部流場模擬

應用ANSYS19.0 R3 軟件中的CFX 對泵組過流部件的流場進行計算分析，模擬工況點為：實際運行流量Q=1 860 m3/h，揚程H=240 m，轉速n=2 980 r/min，介質(zhì)為清水，密度ρ=997 kg/m3。進口邊界條件為流量進口Q=795.107 5 kg/s，出口邊界條件為壓力出口，其他為壁面邊界條件，其中葉輪旋轉速度為2 980 r/min，旋轉軸為z軸。Analysis type 設置為steady state，monitor 監(jiān)測過流部件靜壓分布[13-14]。泵組截面靜壓分布如圖8 所示。

圖8 泵組截面靜壓分布Fig.8 Static pressure distribution of pump set

從圖8 可知，在葉輪流道內(nèi)，葉片對流體做功，靜壓值從葉輪進口到出口逐漸增大，在同一半徑處葉片工作面上的靜壓值明顯高于背面的靜壓值，在葉片出口明顯可見由葉片厚度而產(chǎn)生的尾跡。導流器最先接觸流體的內(nèi)圈葉片，承受靜壓最大達到2.864 MPa，這會造成葉片上角焊縫靠內(nèi)圈一端焊趾處應力集中明顯，工作應力較大，在流體持續(xù)沖擊震蕩下從而成為疲勞源轉化為起裂源區(qū)。

3 結論

（1）導流器葉片焊縫斷口出現(xiàn)顯著疲勞輝紋特征，疲勞是導致焊縫出現(xiàn)開裂的主要原因，未發(fā)生應力腐蝕開裂。葉片焊縫為單側焊接結構，未雙面滿焊，強度有所不足；在流體沖擊下內(nèi)側葉片角焊縫靠內(nèi)圈一端焊趾處應力集中成為疲勞源，疲勞裂紋萌生于基體金相組織鐵素體和珠光體邊界，內(nèi)圈焊趾處形成裂紋并擴展最終導致葉片斷裂，導流器失效。

（2）導流器材料建議選用金相組織和性能優(yōu)于熱軋結構鋼S355J2 的雙相不銹鋼；優(yōu)化導流器葉片焊接結構，葉片兩側采用雙面滿焊焊接方式強化焊縫強度；開展流場模擬計算，適當增大焊角和導流器葉片厚度以增強焊縫強度。