裝備在長時間使用后難免出現開裂的情況，理化檢驗已成為重要的失效分析手段[1-2]。某公司乙烯裂解裝置稀釋蒸汽發生器/急冷油再沸器（以下簡稱再沸器）中的殼程介質為稀釋蒸汽，裝置中工藝水的pH為8.5，管程介質為急冷油，其為重組分烴類。再沸器固定管板、浮動管板材料為16Mn鋼，按JB/T 4726—2010 《壓力容器用碳素鋼和低合金鋼鍛件》Ⅲ級鍛件進行制造檢驗和驗收，管板規格為2 190 mm×135 mm（直徑×厚度）。換熱管管束的規格為19 mm×2.5 mm（直徑×厚度），材料為Q345D鋼，材料符合GB 6479—2013 《高壓化肥設備用無縫鋼管》的規定。 

管板與管束連接方式為強度焊+貼脹（前15 mm不脹），焊接方式為鎢極氬弧焊，按照先點焊后施焊的順序進行焊接，施焊時采用“十字對稱”的方法，采用的焊絲牌號為TG-50（型號為ER50-6），規格為2.0 mm（直徑）。焊接過程中將層間溫度控制為低于250 ℃，焊接前管板沒有預熱。焊接層共2層，第一層不填絲自熔，電流為80~100 A，熱輸入不大于12 kJ/cm；第二層填絲，電流為120~140 A，熱輸入不大于16 kJ/cm。 

再沸器于2021年投入使用，其工藝參數如表1所示。2023年該再沸器出現內漏現象，在清除掉管束附著的急冷油后，對其進行試漏，發現再沸器下半部分換熱管管頭焊接處泄漏，對換熱管表面進行無損檢測，未發現明顯缺陷。采用錐形內磨頭將管頭焊縫金屬及部分管板金屬去除4~6 mm厚度，在管板孔橋處發現宏觀裂紋。再沸器管板開裂位置和管束外觀如圖1所示。筆者采用一系列理化檢驗方法分析了再沸器開裂的原因，以避免該類問題再次發生。 

圖  1  再沸器管板開裂位置和管束外觀

1.   理化檢驗

1.1   宏觀觀察

將管板沿管束直徑縱向剖開，觀察管板與管束脹焊情況，結果如圖2所示。由圖2可知：除了按規定前端15 mm未脹外，其余貼脹部分并不均勻，很多管束與管板之間存在一定的間隙，原因可能是管板上的孔徑大小不一致或脹接壓力不夠。 

圖  2  管板與管束脹焊位置的宏觀形貌

圖3為部分管板與管束焊接接頭截面的宏觀形貌。由圖3可知：焊接接頭內部存在較多的焊接缺陷，缺陷類型主要為未熔合；孔橋之間的焊縫僅有一條，而不是兩條角焊縫相互搭接。 

圖  3  管板和管束焊接接頭截面宏觀形貌

1.2   化學成分分析

管板和管束的化學成分分析結果如表2所示。由表2可知：管板和管束材料的化學成分符合JB/T 4726—2010和GB 6479—2013的要求。 

1.3   硬度測試

在裂紋附近母材和焊縫區取樣，對試樣進行維氏硬度測試，管板母材、管束母材、焊縫的硬度分別為164，175，310 HV。焊縫區的硬度高于母材，超過了GB/T 27866—2011《控制鋼制管道和設備焊縫硬度防止硫化物應力開裂技術規范》的要求（≤248 HV）。 

選擇尚未發生開裂的管板接頭進行硬度測試，測試位置如圖4所示，測試結果如圖5所示。由圖5可知：孔橋之間焊縫的硬度和熱影響區的硬度相近，為280~290 HV，但低于裂紋附近的焊縫硬度；隨著與焊縫距離的逐漸增大，硬度逐漸降低至175 HV，最低點位于母材處。 

圖  4  未開裂接頭焊縫附近的硬度測試位置

圖  5  未開裂接頭焊縫附近的硬度測試結果

1.4   金相檢驗

在管板開裂處不同位置取樣，利用光學顯微鏡觀察試樣，結果如圖6所示。由圖6可知：管板與管束縫隙間的焊縫根部附近可見長度不一致的微小裂紋，裂紋向焊接區或母材擴展，呈沿晶擴展特征。 

圖  6  管板開裂處的微觀形貌

分別在開裂接頭的管板、管束、焊縫處截取金相試樣，觀察試樣的顯微組織，結果如圖7所示。由圖7可知；管板與管束焊縫處的組織為板條狀馬氏體，管板的組織為塊狀鐵素體+珠光體，管束的組織為條帶狀鐵素體+珠光體。 

圖  7  開裂接頭的顯微組織形貌

1.5   掃描電鏡（SEM）及能譜分析

在管板開裂處取樣，對試樣進行掃描電鏡及能譜分析，結果如圖8和表3所示。由圖8和表3可知：接頭開裂處的各元素含量基本正常，沒有發現可以引起堿脆的Na離子，但是S、O元素的含量較高。S、O元素可能來源于工藝水中殘存的酸性物質，個別裂紋擴展嚴重使焊縫裂透，導致管程中的介質進入殼程。 

圖  8  管板開裂處的SEM形貌及能譜分析位置

2.   綜合分析

根據再沸器的工作情況，判斷管板與管束焊接接頭產生裂紋的原因有：（腐蝕）疲勞開裂，應力腐蝕開裂和焊接裂紋。 

疲勞開裂是在外部動應力的作用下，通過循環加載且使材料形成一定的形變累積效應產生的。作用于管板接頭的動應力主要來自溫差應力、啟動和停車、壓力波動等，但是在2 a的服役周期內，該類應力作用較少。此外，材料要在疲勞振動下形成一定的形變累積效應，需要管束與管板之間存在一定的間隙，此時疲勞裂紋才可能發生在管束焊縫的附近，而不是管板焊縫附近。當然，在腐蝕介質的作用下，疲勞過程會加劇，產生腐蝕疲勞，但以上條件及其破壞情況與該設備的開裂狀態并不相符。 

應力腐蝕開裂須滿足3個條件：材料、介質和拉應力，只有這3個條件處在一定范圍內，材料才可能發生應力腐蝕開裂。對于低碳鋼和低合金鋼，主要敏感介質包括NaOH、硝酸鹽和H2S溶液等，同時還與該介質的溫度和濃度密切相關。從再沸器的工作條件和能譜分析結果可以看出，管程或殼程里的介質幾乎不含NaOH和硝酸鹽，但是卻存在較高含量的S和O強腐蝕性元素，對于16Mn鋼和Q345D鋼，在合適的溫度條件下，材料具有一定的腐蝕敏感性[3-4]。在局部水環境下，工藝水的pH不會始終保持在8.5，而是存在一定的偏差。管板焊接接頭在焊前沒有進行預熱，焊后也沒有進行退火消除應力處理，在焊縫附近形成了較高的拉伸殘余應力，該應力一般可以達到材料的屈服強度，給管板材料的應力腐蝕創造了條件。 

焊接裂紋被認為是所有設備焊接制造過程中最嚴重的缺陷，主要分為冷裂紋、熱裂紋、再熱裂紋和層狀撕裂等。從管板與管束的焊接工藝條件和開裂位置來看，16Mn鋼和Q345D鋼中C元素含量較低，Mn元素含量較高，S、P元素含量控制較嚴格，Mn元素和S元素質量分數的比值能達到焊接要求，因此具有較好的抗熱裂性能，正常情況下焊接時材料不會出現熱裂紋。焊接大厚度16Mn鋼板時易出現冷裂紋，淬硬組織是引起冷裂紋的決定性因素。因此，焊接過程中能否形成由淬硬組織引起的冷裂紋是評定16Mn鋼板焊接性能的重要指標。16Mn鋼的冷裂紋敏感性主要取決于其淬硬傾向，雖然16Mn鋼中C元素含量并不高，但還含有少量的合金元素，其淬硬傾向比低碳鋼要大。按照國際流行的碳當量計算公式和表2中的數據，計算管板材料的碳當量為0.437。研究表明，當材料的碳當量小于0.4時，其焊接性能較好；當材料的碳當量為0.4~0.6時，其焊接性能尚可；當材料的碳當量大于0.6時，其焊接性能較差。16Mn鋼的焊接性能較好，但隨著材料的厚度增大，其焊接性能顯著變差。該再沸器管板厚度高達135 mm，焊接時并沒有采用預熱等措施，且熱輸入值較低，使得焊接過程中冷卻速率加快，極易產生馬氏體淬硬組織。 

16Mn鋼的焊接熱影響區性能變化也與合金元素含量有很大關系，主要表現為過熱區的脆化問題。過熱區的韌性與熱輸入和材料的化學成分有關[5-6]。當然，形成冷裂紋的外界因素離不開拉應力，包括焊接殘余應力和厚板剛度較大造成的拘束應力。還需要說明的是，冷裂紋產生的原因還包括表面清潔不夠等，使擴散氫含量偏高，在淬硬組織的聯合作用下，形成了氫致冷裂紋。 

施焊大厚度管板時沒有控制好焊接冷卻速率，導致材料產生馬氏體淬硬組織，在焊接殘余應力和厚板拘束力的共同作用下，材料產生冷裂紋。冷卻速率越快，產生的淬硬組織越多，材料開裂傾向越大。 

3.   結語

焊接工藝控制不當使材料產生馬氏體淬硬組織，在應力和淬硬組織的共同作用下，管板與管束間隙處的焊縫區或熱影響區產生焊接冷裂紋，裂紋向貫穿焊縫和母材的方向擴展；工藝水中含有一定量的殘留酸性物質，導致裂紋處的材料發生應力腐蝕開裂，裂紋進一步擴展，直至孔橋和管束完全開裂。

文章來源——材料與測試網