蒸汽管道環(huán)焊縫開裂失效的啟示

郁 斌 王海濤 李仕力

（1.中國石化銷售有限公司華中分公司 長沙 410201）（2.中國特種設備檢測研究院 北京 100029）（3.國家質檢總局油氣管道工程技術研究中心 北京 100029）

石化公司某高壓蒸汽管道在巡檢過程中被發(fā)現(xiàn)存在泄漏現(xiàn)象，現(xiàn)場采用了先加強后補漏的方式，加裝法蘭施加預緊力，在裂紋兩端采用補焊工藝，裂紋中段采用空氣錘冷變形處理使裂紋從表面在一定程度上彌合，成功止漏。待檢修停運后，在泄漏處現(xiàn)場割取長度約1m的直管段，中間為環(huán)焊縫，對其進行失效分析，查找失效原因，從而制定相應的預防措施。

失效管道設計壓力10.8MPa、操作壓力9.7MPa、設計溫度545℃、操作溫度520℃，規(guī)格為DN450 （￠480×42mm)，材質12Cr1MoVG。正常運行9年后，發(fā)生管道泄露。失效部位見圖1，失效環(huán)焊縫表面焊趾位置發(fā)生沿熔合線附近區(qū)域的環(huán)向開裂約400mm，裂紋穿透發(fā)生泄漏，環(huán)焊縫位于滑動支座的中心位置。

圖1 失效管段現(xiàn)場位置

1 開裂處失效分析

1.1 斷口分析

通過線切割將管段剖開，將包含裂紋的部分從開裂位置壓斷，使斷口呈現(xiàn)出來。因周向裂紋的兩端在現(xiàn)場已進行了補焊，所以端部未完全分離，但中間部分的裂紋已經穿透。失效樣品沿著熔合線附近區(qū)域斷裂，斷裂后的兩端，一端帶焊縫，另一端則為母材金屬。在焊縫端的斷口上取斷口樣品，在丙酮溶液中超聲波清洗15min，對斷口進行肉眼、光學顯微鏡和掃描電鏡的觀察。

圖2為斷口照片，可以看到斷裂表面均呈現(xiàn)明顯的條狀紋理。將圖2（a)的斷口分為兩部分，分別為J1-1和J1-2，其橫截面照片分別見圖2（b)和圖2（c)，可以看到條形紋理實際具有高低起伏的形貌，據此也可以判定多層多道焊縫沿著靠近熔合線且與之平行的母材側區(qū)域斷裂后形成了條形紋理。

圖3為斷口樣品橫截面照片，可以看到表面覆蓋著一層致密的物質，為管段開裂后在高溫下繼續(xù)服役產生的氧化物覆蓋了斷開的表面，看不到原始斷口的形貌特征，無法尋找斷口的起裂源位置和裂紋擴展路徑。

1.2 焊接接頭組織結構分析

在送樣管段環(huán)焊接頭未發(fā)生斷裂的完好位置制取焊接接頭橫截面金相試樣，可以看到焊接為單面焊，進行了打底根焊，填充焊和蓋面焊的層數(shù)大約為8～9層，與斷口上的紋理條數(shù)基本吻合，失效樣品沿著多層焊縫熔合線且與之平行的母材側區(qū)域發(fā)生了斷裂，并在斷口上形成了條形紋理。

圖4為12Cr1MoVG母材的金相組織，為貝氏體+少量鐵素體，管道在高溫下服役已經發(fā)生了一定程度的組織球化，貝氏體仍保留原有的區(qū)域形態(tài)，但內部的碳化物已經發(fā)生了分散球化，球化組織級別為3級。

圖2 斷口表面形態(tài)，左側為鋼管內表面

圖3 斷口橫截面表面覆蓋的氧化物

圖4 母材組織結構

1.3 熔合線附近微觀分析

在完好位置的環(huán)焊接頭橫截面觀察熔合線附近微觀結構，發(fā)現(xiàn)了大量平行于熔合線傾斜方向分布的裂紋等缺陷，裂紋具有沿晶開裂的特征，缺陷位置的二次電子和背散射照片見圖5。在圖5（a)中可以看到靠近熔合線區(qū)域粗大晶粒邊界孔洞聚集的典型形貌：大量的孔洞缺陷沿著粗大晶粒的邊界呈鏈狀分布，在載荷的作用下，這些孔洞很容易發(fā)生擴展交聯(lián)，并最終發(fā)生斷裂。

圖5 焊接各道次靠近熔合線位置大量呈斷續(xù)狀態(tài)的缺陷

在圖5（b)中，左上部分為靠近熔合線的熱影響區(qū)組織，右下部分為靠近熔合線的焊縫組織，可以看到靠近熔合線的母材側組織粗大，生成了大量的魏氏體組織和板條結構，材料組織韌性較差，不能有效阻止裂紋的擴展。沿著粗大組織晶粒邊界形成的裂紋主要為再熱裂紋，這主要是因為應力等因素引起的粗大組織的晶界變形量超過了其塑性變形能力。圖5（a)中可以看到，沿著粗大晶粒的晶界位置已經形成了大量斷續(xù)分布的孔洞，與再熱裂紋的“蠕變斷裂理論”相一致，這些孔洞可以認為是高溫服役狀態(tài)下的蠕變損傷在塑性較差的晶界形成了網狀的孔洞，孔洞在應力的作用下聚集擴展，最終形成了再熱裂紋導致發(fā)生斷裂。

此外，在熔合線附近區(qū)域還發(fā)現(xiàn)了圖6所示的夾雜缺陷，可以看到缺陷邊界比較尖銳，這種缺陷最容易成為應力集中的裂紋源，在缺陷的尖銳位置已經形成了微裂紋。

圖6 焊縫夾雜缺陷SEM照片

2 理化性能分析

2.1 化學成分

管道母材12Cr1MoVG的化學成分光譜分析結果見表1，母材化學成分符合GB/T 3077—2015的要求。由于焊縫包含多個道次的焊縫金屬，各道次金屬化學成分會稍有不同，對焊縫化學成分共進行了9個點的測試，光譜分析結果見表1?？梢姾缚p化學成分的平均值與母材成分相比較，成分體系基本相同，焊接過程中合金元素的耗損并不嚴重。

根據晶內二次強化的觀點，把再熱裂紋產生的原因歸結于再熱過程中沉淀強化相（Cr、Mo、V）在晶內的析出。在此基礎上，把易形成沉淀強化相的元素對再熱裂紋的影響，歸納成表達再熱裂紋敏感性的經驗公式：即 ?G= C r + 3 . 3 M o + 8 . 1 V + 1 0C ?2，當?G＞2時，則易產生裂紋；當?G＜1. 5時，則不易產生裂紋。由表1計算可知?G= C r + 3 . 3 M o + 8 . 1V + 10C? 2 = 2 . 423 ＞ 2，本鋼種對再熱裂紋比較敏感，則更應重視焊接工藝對接頭組織的影響。

表1 母材及焊縫各點化學成分 （W/%）

2.2 硬度

在焊縫橫截面的上表面和下表面分別按管內側母材、熱影響區(qū)、焊縫、熱影響區(qū)、管外側母材的順序，沿兩條直線測試硬度，表2為焊接接頭的硬度測試結果，可見焊縫金屬和近縫區(qū)的硬度較高。

表2 焊接接頭維氏硬度HV10

2.3 拉伸性能

沿管道的軸向制取2個焊接接頭板狀拉伸試樣，經拉伸試驗測試，焊接接頭的抗拉強度最低為576MPa，滿足標準GB/T 3077—2015中該材料的最低抗拉強度不低于490MPa的要求，且兩個拉伸試樣的斷裂位置均為母材。

2.4 夏比沖擊韌性

對焊接接頭的沖擊韌性進行測試，以評價其斷裂韌性是否滿足要求。因樣品較厚，在壁厚中心和表面下2mm分別取焊縫中心、熱影響區(qū)的橫向夏比沖擊試樣，在常溫、0℃、-20℃下各進行一組夏比沖擊試驗（每組取3個試樣），試驗結果見表3。

經夏比沖擊吸收功測試，焊縫表面和壁厚中心的沖擊韌性差別不大，但韌性普遍較低，常溫下多數(shù)夏比沖擊吸收功值低于27J，壁厚中心處3個試樣的吸收功平均值為26.5J，最低吸收功僅為12J，不滿足標準GB/T 20801—2006中母材、焊縫金屬、熱影響區(qū)夏比沖擊吸收功平均值均不低于27J的要求。焊接接頭熱影響區(qū)常溫下的沖擊韌性較高，但在0℃下甚至有部分測試結果低于27J。

表3 沖擊試驗結果

3 主要啟示

石化公司某蒸汽管道發(fā)生泄漏，直管段環(huán)焊縫在焊趾位置發(fā)生周向開裂失效，通過對失效樣品進行斷口形貌、組織結構和理化性能等測試分析，主要結論如下：

1）失效環(huán)焊縫沿著靠近熔合線母材側斷裂，斷裂路徑與多層多道焊接形成的熔合線完全平行，在斷口表面形成了明顯的高低起伏的條狀紋理。

2）環(huán)焊縫為根焊+多層多道的填充蓋面焊工藝，各層焊道靠近熔合線母材側位置存在大量的再熱裂紋、未熔合等缺陷，且大量的孔洞沿著粗大晶粒的邊界呈鏈狀分布。上述缺陷很容易在載荷作用下引起孔洞聚集、裂紋產生和擴展，并最終發(fā)生斷裂。管道高溫下服役的蠕變損傷在韌塑性較差的粗大晶粒晶界位置形成了大量鏈狀分布的孔洞缺陷是導致失效的內在因素。

3）母材與焊縫成分體系基本相同，焊接接頭強度較高，但焊縫硬度高，韌性不足，常溫下焊縫夏比沖擊吸收功最低僅為12J，平均值不高于27J，焊縫韌性不滿足GB/T 20801—2006等標準的要求。

綜上所述，靠近熔合線位置的組織晶界韌塑性較差，存在大量鏈狀分布的孔洞缺陷，且發(fā)現(xiàn)的邊界比較尖銳的夾雜缺陷最容易成為應力集中的裂紋源，以上因素相互耦合，是造成失效的主要原因。

企業(yè)后續(xù)采用TOFD、超聲等先進的無損檢測方法對該條管道所有的環(huán)焊縫進行了檢測，發(fā)現(xiàn)了較多的焊接缺陷，管道安裝質量問題比較突出。從企業(yè)預防控制該類失效發(fā)生的角度出發(fā)，應加強環(huán)焊施工現(xiàn)場監(jiān)督管理，嚴格執(zhí)行焊接施工工藝規(guī)范。此外，在管道進行定期檢驗時，應采取更先進的無損檢測技術，對環(huán)焊接頭進行重點檢驗監(jiān)控，防止此類失效的發(fā)生。同時，管道安裝完成后建議適當?shù)爻闃訉ζ淅砘阅苓M行驗證。

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