液氨儲(chǔ)存罐304不銹鋼法蘭連接螺栓斷裂失效分析

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(1. 法焊科技(深圳)有限公司, 深圳 518000； 2. 浙江吉利控股集團(tuán) 制造工程中心, 慈溪 315300； 3. 廣東粵電集團(tuán)有限公司 沙角C電廠, 東莞 523000)

實(shí)驗(yàn)室認(rèn)可

液氨儲(chǔ)存罐304不銹鋼法蘭連接螺栓斷裂失效分析

史寶良1,2,李巖1,張騰飛1,江克洪2,歐陽(yáng)薇3

(1. 法焊科技(深圳)有限公司, 深圳 518000； 2. 浙江吉利控股集團(tuán) 制造工程中心, 慈溪 315300； 3. 廣東粵電集團(tuán)有限公司 沙角C電廠, 東莞 523000)

某火電廠液氨儲(chǔ)存罐上方氣氨出口氣動(dòng)閥上的304不銹鋼法蘭連接螺栓在服役過程中發(fā)生斷裂，采用金相顯微鏡、掃描電鏡、顯微硬度計(jì)、拉伸試驗(yàn)機(jī)等設(shè)備，從顯微組織、斷口、硬度、拉伸性能等方面分析了該304不銹鋼螺栓斷裂失效的原因。結(jié)果表明：螺栓失效模式為應(yīng)力腐蝕開裂；螺栓材料成分不合格(高碳、低鉻)，導(dǎo)致合金的耐蝕性能大幅降低，晶間應(yīng)力腐蝕傾向增加；螺栓服役環(huán)境為緊鄰海岸的海洋大氣，空氣中氯離子含量較高，螺栓在服役過程中表面易于發(fā)生腐蝕，在預(yù)緊力、氣氨出口氣動(dòng)閥工作過程中產(chǎn)生的拉應(yīng)力和氯離子的共同作用下裂紋快速沿晶擴(kuò)展，直至斷裂失效；此外，螺栓內(nèi)部存在較多鑄造缺陷，會(huì)顯著降低合金的力學(xué)性能，在發(fā)生腐蝕破壞的情況下，使螺栓出現(xiàn)過早斷裂失效。

304不銹鋼； 螺栓； 斷裂； 應(yīng)力腐蝕開裂； 失效分析

2015年5月某火電廠液氨儲(chǔ)存罐上方氣氨出口氣動(dòng)閥上的法蘭連接螺栓共計(jì)2根發(fā)生斷裂，其累計(jì)股役時(shí)間約4 a(年)，斷裂螺栓位置如圖1所示。該連接螺栓為304奧氏體不銹鋼雙頭螺栓，規(guī)格為M14 mm×80 mm，性能等級(jí)為A2-70，緊固件強(qiáng)度為中等，螺紋為滾壓成型，螺栓為冷加工強(qiáng)化，無(wú)后續(xù)熱處理工藝。螺栓斷裂后造成法蘭密封不嚴(yán)，氨氣發(fā)生泄漏，由于氨氣有毒、易燃易爆，因而存在較大的安全隱患。為此，筆者從斷口、化學(xué)成分、顯微組織、硬度、拉伸性能等方面著手，分析了該304不銹鋼法蘭連接螺栓斷裂的原因，并提出了相應(yīng)的預(yù)防措施。

圖1 斷裂螺栓位置Fig.1 Location of the fractured bolts

1 理化檢驗(yàn)

結(jié)合螺栓的實(shí)際服役情況，重點(diǎn)從斷口、顯微組織、硬度、拉伸性能等方面對(duì)發(fā)生斷裂的1號(hào)和2號(hào)螺栓從材料性能評(píng)價(jià)角度進(jìn)行失效分析，具體失效分析取樣方案見圖2。需要注意的是,未發(fā)生斷裂的同批次、同法蘭3號(hào)和4號(hào)螺栓表面基本未發(fā)生銹蝕，試樣表面狀態(tài)較好。

圖2 失效分析取樣方案圖Fig.2 Sampling plan for failure analysis: a) fractured bolts; b) unfractured bolts

圖3 螺栓斷口及側(cè)面宏觀形貌Fig.3 Macro morphology of fracture surface and side surface of the bolts: a) fracture surface of No.1 bolt; b) fracture surface of No.2 bolt; c) side surface of No.2 bolt; d) fracture sampling of No.2 bolt

1.1斷口宏觀分析

圖3為各斷裂螺栓的斷口宏觀形貌。結(jié)合圖2和圖3可以看出，1號(hào)和2號(hào)螺栓斷裂位置均為雙頭螺栓的光桿處，同時(shí)螺栓的光桿及螺紋處均有許多銹蝕痕跡，存在著點(diǎn)蝕狀況。由圖3a)可見，1號(hào)斷口斷面與軸線呈近45°，斷面凹凸不平，存在一定的剪切破壞；在圖3a)中箭頭所指處存在著放射狀弧線，且其擴(kuò)展方向與箭頭方向一致，均指向螺栓內(nèi)部；同時(shí)橢圓線框位置斷口顏色相對(duì)發(fā)亮，斷口較新，且在該處能看到輕微的塑性變形，斷口向外存在一定的外凸，初步判斷該區(qū)域?yàn)樽詈蟮乃矓辔恢?；裂紋由另側(cè)向該處擴(kuò)展，且在裂紋擴(kuò)展過程中，螺栓強(qiáng)度變低，同時(shí)螺栓與法蘭面由于裂紋擴(kuò)展發(fā)生一定的偏心，產(chǎn)生一定的附加彎曲應(yīng)力，使瞬斷區(qū)產(chǎn)生輕微的外凸變形。圖3b)顯示2號(hào)螺栓斷口呈現(xiàn)中間脊線凸出、兩側(cè)下凹的特征，對(duì)斷口局部觀察可以看到脊線兩側(cè)存在放射線，射線中心指向兩側(cè)螺桿邊緣，初步判斷裂紋源產(chǎn)生于螺桿邊緣，且有可能為多裂紋源。整體上斷裂的兩個(gè)螺栓均為脆性斷裂。2號(hào)斷裂螺栓的側(cè)面宏觀形貌如圖3c)所示，可見螺栓表面存在著一條十分明顯的裂紋，該裂紋貫穿2號(hào)螺栓的螺紋部位同時(shí)延伸至螺柱部位，具體裂紋走向如圖中線條所示，同時(shí)螺紋和螺柱部分均發(fā)生較嚴(yán)重的腐蝕破壞。圖3d)為2號(hào)斷口取樣過程中發(fā)現(xiàn)的裂紋形貌，可見在基體內(nèi)部存在一條幾乎貫穿的裂紋。

1.2斷口微觀分析

利用TESCAN MIRA 3 LMH型熱場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡(SEM)對(duì)螺栓斷口微觀形貌進(jìn)行分析。圖4為1-1號(hào)螺栓斷口的掃描電鏡形貌。斷口的裂紋源、裂紋擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū)3個(gè)區(qū)域如圖4a)所示；由圖4b)可以看出,裂紋源區(qū)域斷口呈冰糖顆粒狀，同時(shí)斷口上存在孔洞類缺陷；圖4c)顯示裂紋擴(kuò)展區(qū)呈拉長(zhǎng)顆粒狀，斷口上不存在任何解理面、解理臺(tái)階、韌窩等特征，個(gè)別區(qū)域也存在孔洞類缺陷；圖4d)顯示瞬斷區(qū)斷口也呈冰糖顆粒狀，且存在較長(zhǎng)的二次裂紋，同時(shí)裂紋存在分支，二次裂紋的產(chǎn)生是由于瞬斷區(qū)未發(fā)生斷裂時(shí)單位面積所受應(yīng)力較大，破斷時(shí)造成斷面形成較長(zhǎng)的二次裂紋?？傮w上1-1號(hào)螺栓斷口呈現(xiàn)典型的沿晶脆性斷裂特征[1]，且斷面?zhèn)€別部位存在疏松、孔洞類缺陷。

圖4 1-1號(hào)螺栓斷口SEM形貌Fig.4 SEM morphology of fracture of No.1-1 bolt: a) full view; b) crack source; c) propagation area; d) transient fracture area

圖5為2號(hào)螺栓斷口掃描電鏡形貌。結(jié)果顯示根據(jù)斷面上的放射狀條紋走向可以判斷2號(hào)螺栓斷口存在雙裂紋源，裂紋源位于放射狀弧線中心，大致位于螺栓邊緣，如圖5a)中箭頭所示，這可能與螺栓螺柱邊緣的腐蝕坑有關(guān)。圖5b)為裂紋源形貌，可以看出其斷面亦呈冰糖顆粒狀，同時(shí)存在線狀的二次裂紋。圖5c)為裂紋擴(kuò)展區(qū)形貌，很明顯在斷面擴(kuò)展的過程中顆粒也存在一定的拉長(zhǎng)變形。由此推斷，2號(hào)螺栓斷口也呈典型的沿晶脆性斷裂特征。

圖5 2號(hào)螺栓斷口SEM形貌Fig.5 SEM morphology of fracture of No.2 bolt: a) full view; b) crack source; c) propagation area

1.3化學(xué)成分分析

依據(jù)GB/T 20123-2006 《鋼鐵總碳硫含量的測(cè)定 高頻感應(yīng)爐燃燒后紅外線吸收法》和GB/T 11170-2008 《不銹鋼多元素含量的測(cè)定 火花放電發(fā)射光譜法(常規(guī)法)》對(duì)斷裂螺栓進(jìn)行化學(xué)成分分析，結(jié)果見表1。根據(jù)GB/T 20878-2007《不銹鋼和耐熱鋼牌號(hào)及化學(xué)成分》和GB/T 3098.6-2014《緊固件機(jī)械性能 不銹鋼螺栓、螺釘和螺柱》中關(guān)于304不銹鋼(中國(guó)牌號(hào)06Cr19Ni10、國(guó)際牌號(hào)X5CrNi18)成分的規(guī)定，該螺栓的碳含量應(yīng)≤0.08%(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同)，而實(shí)測(cè)斷裂螺栓的碳含量為0.20%，可見碳元素含量明顯超標(biāo)，且遠(yuǎn)大于≤0.08%的技術(shù)要求。同時(shí)合金中的鉻元素含量也比各標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定值均要低，因此斷裂螺栓的化學(xué)成分不合格。

表1 斷裂螺栓化學(xué)成分分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical composition analysis results of the fractured bolt (mass fraction) %

1.4金相分析

采用OLYMPUS DSX500×型金相顯微鏡對(duì)斷裂螺栓進(jìn)行金相分析。圖6為1號(hào)和2號(hào)斷裂螺栓的顯微組織形貌。由圖6a)和圖6b)可以看出，1號(hào)和2號(hào)螺栓橫截面的顯微組織均為典型的單相奧氏體，奧氏體晶粒呈一定的拉長(zhǎng)變形且晶粒位相角度較為一致，這與螺栓的成型工藝有關(guān)，晶界處存在少量碳化物顆粒，此外在1號(hào)螺栓的橫截面顯微組織中可以看到個(gè)別線形疏松狀缺陷分布在晶界處，據(jù)此判定其是在鑄造過程中產(chǎn)生的，而在后續(xù)螺栓變形成型過程中被壓縮成線形，但不足以消除而殘留基體中。由圖6c)可見，1號(hào)螺栓縱截面晶粒呈近似等軸狀分布，大小較為均勻，同時(shí)縱截面中晶界處同樣存在幾處線形疏松狀缺陷。1號(hào)螺栓螺紋處縱截面金相分析結(jié)果顯示螺紋邊緣較為完整，同時(shí)螺紋邊緣存在明顯的流線，由此判斷螺栓螺紋為滾壓成型。螺栓經(jīng)滾壓成型后螺紋處得到一定形變強(qiáng)化的同時(shí)還存在較高的殘余壓應(yīng)力，這是螺栓斷裂未發(fā)生在螺紋處的一個(gè)重要原因[2]。此外圖6d)顯示,螺栓螺紋處存在較多的顆粒狀碳化物以及多處線形孔洞缺陷，其與螺栓成型過程中形成的流變方向一致。

圖6 斷裂螺栓顯微組織形貌Fig.6 Morphology of microstructure of the fractured bolts: a) cross section of No.1 bolt; b) cross section of No.2 bolt; c) longitudinal section of No.1 bolt; d) longitudinal section of No.1 bolt at the screw thread position

圖7為2號(hào)螺栓橫截面裂紋形貌。由圖7a)可以看出，整個(gè)橫截面裂紋范圍較大，基本貫穿整個(gè)橫截面基體，并且裂紋中間段較寬，裂紋兩端呈較細(xì)的樹枝狀擴(kuò)展。圖7b)和圖7c)為侵蝕后裂紋局部放大形貌，可見裂紋尖端呈明顯的樹枝狀，同時(shí)裂紋寬度由遠(yuǎn)離尖端向靠近尖端逐漸變窄，裂紋呈典型的沿晶開裂特征。

利用TESCAN MIRA 3 LMH型熱場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡附帶的能譜儀對(duì)螺栓橫截面裂紋內(nèi)腐蝕產(chǎn)物成分進(jìn)行分析。圖8為2號(hào)螺栓橫截面裂紋內(nèi)腐蝕產(chǎn)物能譜分析位置，表2為各位置能譜分析結(jié)果。可見2號(hào)螺栓橫截面裂紋內(nèi)腐蝕產(chǎn)物中含有較高含量的氯元素，其中a，b，c 3處位置的氯元素含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))分別為2.04%，7.25%，2.86%。通常含氯物質(zhì)是奧氏體不銹鋼應(yīng)力腐蝕開裂極為敏感的介質(zhì)，結(jié)合螺栓的工況可知其在服役時(shí)承受拉應(yīng)力，因此螺栓在拉應(yīng)力及含氯介質(zhì)的共同作用下易產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕裂紋[3-5]。

圖7 2號(hào)螺栓橫截面裂紋形貌Fig.7 Morphology of cracks of the cross-section of No.2 bolt: a) full view; b) local magnification; c) further magnification

圖8 2號(hào)螺栓橫截面裂紋內(nèi)腐蝕產(chǎn)物能譜分析位置Fig.8 Energy spectrum analysis positions of corrosion products in the cross-section cracks of No.2 bolt

%

1.5力學(xué)性能試驗(yàn)

依據(jù)GB/T 3098.6-2014和GB/T 231.1-2009《金屬材料 布氏硬度試驗(yàn) 第1部分：試驗(yàn)方法》，采用威爾遜420MVD顯微硬度計(jì)對(duì)斷裂螺栓進(jìn)行布氏硬度測(cè)試。由表3可以看出，斷裂螺栓的布氏硬度在366～380 HBW，合金硬度相對(duì)較高。

表3 斷裂螺栓硬度測(cè)試結(jié)果Tab.3 Hardness test results of the fractured bolts HBW2.5/187.5

依據(jù)GB/T 228.1-2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》對(duì)同批次、同法蘭未斷裂的2個(gè)連接螺栓進(jìn)行常溫拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)設(shè)備為MTS810室溫拉伸試驗(yàn)機(jī)。由表4可以看出，3號(hào)和4號(hào)螺栓的拉伸性能存在較大的差別，這可能是由于3號(hào)和4號(hào)螺栓的規(guī)格不一樣，螺栓制造過程中涉及冷鐓、螺紋的滾壓成型等過程，兩個(gè)螺栓的變形量不同而引起的形變強(qiáng)化程度不一樣，從而表現(xiàn)為拉伸性能指標(biāo)存在差異。值得注意的是，3號(hào)和4號(hào)螺栓的屈服強(qiáng)度均不滿足GB/T 3098.6-2000規(guī)定的≥450 MPa的要求，而且4號(hào)螺栓的抗拉強(qiáng)度十分接近標(biāo)準(zhǔn)要求的下限，整體上表現(xiàn)為同批次、同法蘭未斷裂螺栓的拉伸性能不滿足標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求。

表4 同批次未斷裂螺栓的拉伸試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Tensile test results of the the same batch un-fractured bolts

2 分析與討論

斷口分析結(jié)果表明，1號(hào)和2號(hào)螺栓斷裂位置均為雙頭螺栓的光桿處，同時(shí)螺栓的光桿及螺紋處均存在明顯的點(diǎn)蝕現(xiàn)象，兩個(gè)螺栓的斷裂均不存在明顯的塑性變形，均為脆性斷裂。除了主要斷裂面外，2號(hào)螺栓的外表面存在較長(zhǎng)的裂紋且已擴(kuò)展至螺栓內(nèi)部，并在2號(hào)螺栓的橫截面發(fā)現(xiàn)接近貫通的長(zhǎng)裂紋。斷口微觀分析結(jié)果表明,1號(hào)和2號(hào)螺栓以及2號(hào)螺栓表面裂紋的裂紋源均從螺栓螺桿表面產(chǎn)生，并向螺栓內(nèi)部擴(kuò)展，螺栓斷面不存在明顯的塑性變形特征，同時(shí)螺栓的微觀斷口各區(qū)域斷面均呈冰糖顆粒狀，為典型的沿晶脆性斷裂。

化學(xué)成分分析結(jié)果表明，螺栓材料化學(xué)成分中的碳和鉻元素含量不滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)中關(guān)于304不銹鋼成分的規(guī)定，碳含量為0.20%，遠(yuǎn)大于標(biāo)準(zhǔn)要求的上限0.08%，同時(shí)鉻含量偏低，螺栓材料化學(xué)成分不合格。

金相分析結(jié)果表明，1號(hào)和2號(hào)螺栓顯微組織為典型的單相奧氏體，晶界處存在少量碳化物顆粒，同時(shí)1號(hào)螺栓的內(nèi)部晶界處存在較多的線形疏松狀缺陷，縱截面螺紋部位組織呈明顯的流線狀。2號(hào)螺栓橫截面金相分析結(jié)果表明,橫截面裂紋范圍較大，裂紋中間段較寬，同時(shí)裂紋寬度由遠(yuǎn)離尖端向尖端逐漸變窄，裂紋尖端呈較細(xì)的樹枝狀擴(kuò)展，并且裂紋呈典型的沿晶開裂特征。對(duì)裂紋內(nèi)腐蝕產(chǎn)物進(jìn)行能譜分析發(fā)現(xiàn)，腐蝕產(chǎn)物中氯元素含量較高。

力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果表明，斷裂螺栓硬度較高，同批次、同法蘭未斷裂螺栓的屈服強(qiáng)度低于相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求，抗拉強(qiáng)度接近標(biāo)準(zhǔn)要求的下限，整體上表現(xiàn)為拉伸性能不合格，這與材料成分、螺栓成型產(chǎn)生的形變強(qiáng)化程度、螺栓內(nèi)部的疏松缺陷等因素有關(guān)。

由以上分析可知，斷裂法蘭連接螺栓材料化學(xué)成分不合格，其中碳元素含量高達(dá)0.20%，遠(yuǎn)大于標(biāo)準(zhǔn)要求的上限值0.08%，鉻元素含量為16.78%，比標(biāo)準(zhǔn)要求的下限值偏低。通常碳和鉻元素親和力很大，碳極易與不銹鋼中的鉻結(jié)合形成碳-鉻化合物，碳含量越高，被結(jié)合的鉻元素也越多，固溶于基體中的鉻元素含量則降低，從而造成合金的耐蝕性降低，尤其是使合金發(fā)生晶間腐蝕的傾向增加[6-7]。結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)法蘭連接螺栓的服役工況可知，其工作環(huán)境為海洋大氣環(huán)境且緊鄰海岸，空氣中氯離子含量較高，在材料成分不達(dá)標(biāo)(高碳、低鉻)的情況下，失效螺栓表面發(fā)生較嚴(yán)重銹蝕。同時(shí)由于連接螺栓承受一定的預(yù)緊力，且在氣氨出口氣動(dòng)閥工作時(shí)，氣氨流向?yàn)橄蛏?，連接螺栓存在一定的振動(dòng)及拉應(yīng)力，當(dāng)螺栓表面形成點(diǎn)蝕坑后，其在拉應(yīng)力和氯離子的共同作用下發(fā)生應(yīng)力腐蝕，裂紋快速向螺栓內(nèi)部擴(kuò)展，而合金由于高碳、低鉻造成的晶間腐蝕傾向增加，使裂紋擴(kuò)展過程中沿晶界進(jìn)行，當(dāng)裂紋擴(kuò)展到一定程度，螺栓強(qiáng)度不能承受相應(yīng)應(yīng)力載荷時(shí)便會(huì)發(fā)生斷裂失效。此外，斷裂螺栓內(nèi)部存在鑄造缺陷，會(huì)顯著降低螺栓的力學(xué)性能，而且同批次、同法蘭螺栓的屈服強(qiáng)度不合格，部分螺栓的抗拉強(qiáng)度接近標(biāo)準(zhǔn)下限值，在發(fā)生腐蝕破壞或工作應(yīng)力超標(biāo)的情況下，極易導(dǎo)致螺栓出現(xiàn)過早斷裂失效。

3 結(jié)論及建議

兩個(gè)斷裂螺栓的斷裂性質(zhì)均為沿晶應(yīng)力腐蝕開裂。螺栓斷裂失效的根本原因?yàn)椴牧匣瘜W(xué)成分不合格(高碳、低鉻)，導(dǎo)致合金的耐蝕性能大幅降低，晶間應(yīng)力腐蝕傾向增加；螺栓服役環(huán)境緊鄰海岸，空氣中氯離子含量較高，螺栓在服役過程中表面易于發(fā)生腐蝕，在預(yù)緊力、氣氨出口氣動(dòng)閥工作過程中產(chǎn)生的拉應(yīng)力和氯離子的共同作用下裂紋快速沿晶擴(kuò)展，導(dǎo)致螺栓整體斷裂失效；斷裂螺栓內(nèi)部存在較多鑄造缺陷，會(huì)顯著降低螺栓的力學(xué)性能，在發(fā)生腐蝕破壞或工作應(yīng)力超標(biāo)的情況下，易出現(xiàn)螺栓過早斷裂失效。

液氨區(qū)為危險(xiǎn)物品存放區(qū)，法蘭密封性直接關(guān)系液氨存儲(chǔ)設(shè)備的安全運(yùn)行，而緊固件螺栓為關(guān)鍵件，建議在后續(xù)采購(gòu)及安裝過程中嚴(yán)格按照標(biāo)準(zhǔn)開展工作，尤其應(yīng)加強(qiáng)對(duì)相應(yīng)螺栓的進(jìn)場(chǎng)檢驗(yàn)。針對(duì)該地區(qū)惡劣的海洋腐蝕環(huán)境，可以考慮選用耐氯化物應(yīng)力腐蝕的奧氏體不銹鋼，如X2CrNiMoN17-13-5(316LN)，X1NiCrMoCu25-20-5等。此外，螺栓安裝后應(yīng)對(duì)螺栓裸露部位以及法蘭連接間隙螺柱部位進(jìn)行一定的涂裝防腐，并且后續(xù)定期開展螺栓狀態(tài)檢查，預(yù)防螺栓出現(xiàn)腐蝕失效甚至發(fā)生斷裂的情況。

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FailureAnalysisonFractureof304StainlessSteelFlangeConnectingBoltsofaLiquidAmmoniaStorageTank

SHIBaoliang1,2,LIYan1,ZHANGTengfei1,JIANGKehong2,OUYANGWei3

(1. Institut De Soudure (Shenzhen) Technology Co., Ltd., Shenzhen 518000, China; 2. Manufacturing Engineering Center, Zhejiang Geely Holding Group, Cixi 315300, China; 3. Shajiao C Power Plant, Guangdong YUDEAN Group, Dongguan 523000, China)

The 304 stainless steel flange connecting bolts of the pneumatic valve of the gas ammonia outlet above the liquid ammonia storage tank in a power plant fractured during service, the fracture failure reasons of the 304 stainless steel bolts were analyzed through the aspects of microstructure, fracture, hardness and tensile property by using metallographic microscope, scanning electron microscope, micro-hardness tester, tensile testing machine, etc. The results show that the failure mode of the bolts was stress corrosion cracking. The unqualified chemical compositions (high carbon content and low chromium content) of the bolts resulted in the decrease of corrosion resistance of the alloy and the increase of the tendency of intergranular stress corrosion. Because the bolts were exposed to the marine atmosphere near the coast which exhibited a higher concentration of Cl-, the surface of the bolts were easy to be corroded during the long time exposure, and the cracks rapidly expanded along the grain boundaries under the combined effect of the pre-tightening force, the tensile stress produced during the service of the pneumatic valve of the gas ammonia outlet and the Cl-until the occurrence of fracture. In addition, there were many casting defects in the bolts, which could significantly reduce the mechanical properties of the alloy and make the bolts fracture prematurely in the case of corrosion.

304 stainless steel; bolt; fracture; stress corrosion cracking; failure analysis

TG115.2

B

1001-4012(2017)10-0740-06

10.11973/lhjy-wl201710010

2016-07-18

史寶良(1987-)，男，工程師，碩士，主要從事輕合金材料研發(fā)、金屬材料失效分析及壽命評(píng)估工作,shibaolianggtec@163.com