球罐裂紋的成因分析及預(yù)防措施

石 巖 榮慶洪 高書明 錢 冰 楊文安

（淄博市特種設(shè)備檢驗(yàn)研究院 淄博 255000）

1 概述

2020年，筆者單位對某化工廠氮?dú)馇蚬捱M(jìn)行了定期檢驗(yàn)，球罐火三帶板混合式，完工日期火2010年5月，投用日期火2011年2月，制造標(biāo)準(zhǔn)火GB 150—1998《鋼制壓力容器》[1]、GB 12337—1998《鋼制球形儲罐》[2]、GB 50094—1998《球形儲罐施工及驗(yàn)收規(guī)范》[3]。球罐的基本參數(shù)見表1。

表1 球罐的基本參數(shù)

球罐安裝的基本情況如下：《施焊記錄》中，焊縫進(jìn)行了焊前預(yù)熱，預(yù)熱溫度火“123～126 ℃”，層間溫度火“＞125 ℃”；《焊縫消氫處理記錄》中，焊縫進(jìn)行了消氫處理，加熱溫度火“219～230 ℃”，保溫時(shí)間火1 h；球罐做橫焊、立焊和平焊加仰焊位置的產(chǎn)品焊接試板各1塊；安裝完成后進(jìn)行了焊后熱處理，熱處理溫度火560±20 ℃，保溫時(shí)間火2 h；熱處理后，A、B類焊接接頭進(jìn)行了γ射線（銥192）全景曝光檢測，比例100%，并進(jìn)行了超聲復(fù)查，檢測比例20%，A、B、D、E類焊接接頭進(jìn)行了100%磁粉檢測，球罐耐壓試驗(yàn)后對A、B、D、E類焊接接頭進(jìn)行了20%磁粉檢測復(fù)查。

本次定期檢驗(yàn)的主要檢驗(yàn)項(xiàng)目火宏觀檢查、測厚、內(nèi)表面焊縫100%熒光磁粉檢測、外表面焊縫20%黑磁粉檢測、焊縫50%超聲檢測、焊接接頭硬度檢測、柱腿與球殼板間焊接接頭滲透檢測、柱腿鉛垂度檢測，其中，內(nèi)表面焊縫100%熒光磁粉檢測時(shí)，在球罐下極板焊接接頭、赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭內(nèi)表面熔合線處以及該環(huán)向焊接接頭組焊時(shí)的定位塊焊疤處發(fā)現(xiàn)了43條裂紋，多數(shù)裂紋長度小于20 mm，深度約1～3 mm，裂紋最長約42 mm，深約4 mm（氮?dú)馇蚬迌?nèi)表面裂紋部位示意圖如圖1所示，裂紋形態(tài)及分布見圖2），而赤道帶球殼板縱向焊接接頭、赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭外表面均未發(fā)現(xiàn)裂紋，發(fā)現(xiàn)裂紋后，對裂紋處的焊接接頭附近補(bǔ)充了超聲檢測、硬度檢測，對赤道帶球殼板縱向焊接接頭、赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭進(jìn)行了殘余應(yīng)力測試。

圖1 氮?dú)馇蚬迌?nèi)表面裂紋部位示意圖

圖2 裂紋形態(tài)及分布

經(jīng)宏觀檢查，球罐的內(nèi)外部未見明顯腐蝕，氮?dú)馇蚬迣?shí)測最小厚度火43.71 mm（名義厚度火43 mm），球罐介質(zhì)火氮?dú)?，不存在?yīng)力腐蝕開裂條件；同時(shí)Q370R不屬于沉淀強(qiáng)化材料，不具有再熱裂紋傾向。從裂紋產(chǎn)生的部位和形態(tài)看，裂紋大多分布于熔合線上，逐步向熱影響區(qū)擴(kuò)展，裂紋端部無分叉現(xiàn)象，符合冷裂紋中的焊趾裂紋特征。焊接冷裂紋是接頭冷卻到Ms溫度線下產(chǎn)生的一種裂紋，裂紋大多在熱影響區(qū)，通常源自熔合區(qū)粗大晶粒的晶界交錯處。冷裂紋有些出現(xiàn)在焊接過程中，但較多的是在焊后延遲一段時(shí)間才產(chǎn)生，所以冷裂紋又叫作延遲裂紋。冷裂紋形成一般火鋼材的淬硬傾向、擴(kuò)散氫及接頭所承受的拘束應(yīng)力三者共同作用的結(jié)果。本文從鋼材的淬硬傾向和焊接性、熔敷金屬擴(kuò)散氫含量及焊接接頭殘余應(yīng)力3個方面入手，結(jié)合定期檢驗(yàn)的數(shù)據(jù)和結(jié)果，以及球罐安裝時(shí)的質(zhì)量證明材料，分析了裂紋產(chǎn)生的原因。

2 球罐裂紋原因分析

2.1 鋼種的淬硬傾向和焊接性

Q370R火壓力容器用鋼，屬低合金高強(qiáng)鋼，具有良好的綜合機(jī)械性能，廣泛用于各種球罐的制造，以下通過計(jì)算Q370R的碳當(dāng)量和冷裂紋敏感性指數(shù)，來評價(jià)Q370R的淬硬傾向和焊接性。球殼材料采用Q370R正火鋼板，壁厚火43 mm，執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)GB 713—2008《鍋爐和壓力容器用鋼板》[4]，表2、表3火氮?dú)馇蚬抻肣370R鋼板的化學(xué)成分（熔煉分析）、力學(xué)性能和工藝性能。

表2 氮?dú)馇蚬轖370R鋼板的化學(xué)成分(熔煉分析)

表3 氮?dú)馇蚬轖370R鋼板的力學(xué)性能和工藝性能

●2.1.1 Q370R碳當(dāng)量

按國際焊接學(xué)會推薦的碳當(dāng)量公式CE（ⅡW）計(jì)算Q370R碳當(dāng)量[5]，見式（1）：

說明鋼板Q370R焊接性稍差，具有一定的延遲裂紋傾向，焊前需適當(dāng)預(yù)熱。

●2.1.2 冷裂紋敏感指數(shù)

冷裂紋敏感指數(shù)是根據(jù)鋼材化學(xué)成分、氫含量和接頭拘束力等數(shù)值的計(jì)算，來間接判斷鋼的焊接性的一種方法，主要是判定鋼的冷裂紋傾向大小。冷裂紋敏感指數(shù)越大，說明鋼在焊接時(shí)產(chǎn)生冷裂紋的傾向越大，其焊接性就越差。冷裂紋敏感性指數(shù)Pc（%）是應(yīng)用較多的冷裂紋判據(jù)，其與擴(kuò)散氫含量、板厚、根部裂紋敏感性的關(guān)系見式（2）[5]：

式中：

［H］——熔敷金屬擴(kuò)散氫含量，mL/100g，因氮?dú)馇蚬匏煤笚lJ557的質(zhì)量證明書中缺少熔敷金屬擴(kuò)散氫含量，此處按標(biāo)準(zhǔn)GB/T 5118—1995《低合金鋼焊條》[6]，取焊條J557熔敷金屬擴(kuò)散氫含量規(guī)定值的中間數(shù)3mL/100g；

δ——被焊金屬的板厚，氮?dú)馇蚬薜谋诤瘭幕?3 mm；

Pcm——冷裂紋敏感性系數(shù)，%。

代入氮?dú)馇蚬抻肣370R鋼板的實(shí)際數(shù)據(jù)，計(jì)算Pcm[5]，見式（3）：

所以，Q370R冷裂紋敏感指數(shù)Pc=Pcm+[H]/60+δ/600=0.397 5 ≥ 0.25[5]。

通過以上分析，得出Q370R存在一定淬硬傾向和焊接冷裂紋傾向，焊接時(shí)應(yīng)采取焊前預(yù)熱、焊后緩冷的措施。

2.2 擴(kuò)散氫的影響

導(dǎo)致接頭產(chǎn)生冷裂紋的氫主要是擴(kuò)散氫，當(dāng)焊條烘干不充分，或者焊接區(qū)域（坡口及兩側(cè)20 mm范圍）的油、銹、水清理不徹底，油、銹、水會在電弧的高溫作用下分解火氫原子，由于氫原子直徑小，氫原子在金屬晶格內(nèi)移動，在缺陷、金屬空穴、位錯中積聚成氫分子，產(chǎn)生氫內(nèi)壓，最終在焊接殘余應(yīng)力的作用下，產(chǎn)生冷裂紋。氮?dú)馇蚬轖370R間焊接采用的焊條火J557，其質(zhì)量證明書中執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)火GB/T 5118—1995，而未采用標(biāo)準(zhǔn)JB/T 4747—2002《壓力容器用鋼焊條訂貨技術(shù)條件》[7]，也未按設(shè)計(jì)圖紙要求，采用超低氫高韌性焊條J557RH。焊條J557RH（標(biāo)準(zhǔn)JB/T 4747—2002）相對于J557（標(biāo)準(zhǔn)GB/T 5118—1995），增加了S、P含量、-40 ℃時(shí)的沖擊吸收能量、熔敷金屬擴(kuò)散氫含量等控制要求，在拉伸伸長率、藥皮含水量、焊條偏心度等方面也提高了要求（見表4、表5）。以焊條J557代替J557RH，會導(dǎo)致以下結(jié)果：

表4 焊條J557、J557RH及氮?dú)馇蚬抻肑557熔敷金屬化學(xué)成分 %

表5 焊條J557、J557RH及氮?dú)馇蚬抻肑557熔敷金屬的力學(xué)性能和工藝性能

1）焊條J557的型號火E 5515-G，只要1個元素符合表4中GB/T 5118—1995的規(guī)定即火合格，且標(biāo)準(zhǔn)對J557焊條S、P含量不做要求[6]，熔敷金屬中的S、P含量一般會增大，焊縫開裂的可能性增加。

2）焊條J557RH一般通過增加Ni含量，提高熔敷金屬的沖擊吸收能量，降低焊接時(shí)的預(yù)熱溫度，而采用J557，對熔敷金屬V型沖擊功不做要求，焊接接頭的沖擊韌性往往會降低。

3）標(biāo)準(zhǔn)GB/T 5118—1995中，熔敷金屬擴(kuò)散氫含量不是必做的檢測項(xiàng)目，氮?dú)馇蚬抻煤笚lJ557質(zhì)量證明書中缺少熔敷金屬擴(kuò)散氫含量的數(shù)據(jù)，只有藥皮含水量指標(biāo)（0.22%），雖然符合標(biāo)準(zhǔn)GB/T 5118—1995的要求，但低于標(biāo)準(zhǔn)JB/T 4747—2002中焊條J557RH藥皮含水量的規(guī)定，這會增加熔敷金屬擴(kuò)散氫含量，加大冷裂紋產(chǎn)生的可能性。

2.3 焊接接頭的殘余應(yīng)力

●2.3.1 殘余應(yīng)力測試

采用金屬應(yīng)力集中磁記憶檢測儀（型號：ZSG3026）對赤道帶球殼板縱向焊接接頭、赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭進(jìn)行了殘余應(yīng)力測試。其應(yīng)力集中情況見圖3～圖5。從圖中看出，赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭磁場強(qiáng)度的變化比赤道帶球殼板縱向焊接接頭要強(qiáng)烈得多，表明赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭存在更大的應(yīng)力集中。

圖3 赤道帶與下極板間環(huán)向焊接接頭的磁場強(qiáng)度（圖1中X處）

圖4 赤道帶球殼板縱向焊接接頭的磁場強(qiáng)度（圖1中Y處）

圖5 赤道帶與上極板間環(huán)向焊接接頭的磁場強(qiáng)度（圖1中Z處）

●2.3.2 硬度檢測

硬度檢測（采用便攜式里氏硬度計(jì)，型號：瑞士博勢Equotip550）數(shù)據(jù)見表6。

表6 赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭的硬度值

從表6看出，焊縫的硬度值明顯高于母材和熱影響區(qū)，赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭內(nèi)側(cè)硬度值達(dá)到了200 HB，局部硬度甚至達(dá)到了250 HB，裂紋處的焊縫硬度明顯偏高，表明焊后熱處理的效果不夠充分，赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭內(nèi)側(cè)存在較大的殘余應(yīng)力。

●2.3.3 裂紋產(chǎn)生的部位和熱處理的影響

由圖1看出，氮?dú)馇蚬迌?nèi)側(cè)上、下極板與赤道板間焊接接頭組對定位塊焊疤未清除干凈，焊疤熔合線處存在裂紋S36～S43（如圖1所示），定位塊焊縫不是受壓焊縫，在役工況沒有應(yīng)力腐蝕開裂的機(jī)理，出現(xiàn)裂紋表明上、下極板與赤道板間接頭焊接時(shí)可能存在強(qiáng)力組裝，這與殘余應(yīng)力測試結(jié)果可以相互印證。

對球罐產(chǎn)生裂紋的部位進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)，見表7。

表7 球罐產(chǎn)生裂紋的部位統(tǒng)計(jì)

查閱球罐安裝資料后確定所檢球罐采用柴油內(nèi)部燃燒加熱法（直燒法）進(jìn)行熱處理，其傳熱方式主要通過對流和熱輻射，球罐直燒法熱處理溫度場分布參照圖6（a）[8]，可以看出，球罐罐壁頂部溫度最高，底部溫度最低，且球罐罐壁溫度分布不均勻。在氮?dú)馇蚬逕崽幚韴?bào)告中，其升溫速度火52 ℃/h，保溫溫度火560±20 ℃，保溫時(shí)間火2 h，降溫速度火48 ℃/h，從熱電偶分布圖（如圖7所示）中看出，該球罐熱處理過程中布置了12個測溫點(diǎn)，但赤道帶與下極板環(huán)向焊接接頭及下極板處熱處理溫度較低區(qū)域只布置了1個測溫點(diǎn)，數(shù)量偏少。同時(shí)，該球罐未按照GB 50094—1998的要求，在產(chǎn)品焊接試件（3件）上布置測溫點(diǎn)。球罐產(chǎn)品質(zhì)量證明書中，熱處理曲線只有5條，且無法確定這5個測溫點(diǎn)的位置，熱處理曲線未標(biāo)注記錄紙的走紙速度，也無法確定熱處理保溫時(shí)間。通過定期檢驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，球罐下部區(qū)域產(chǎn)生的裂紋明顯多于上部區(qū)域，對照圖6（a）和表7，可以看出，裂紋較多的球罐下部區(qū)域正是熱處理溫度較低區(qū)域，由此推斷球罐下部區(qū)域進(jìn)行的熱處理并不充分，該區(qū)域焊接接頭仍存在較大的殘余應(yīng)力。

圖6 球罐熱處理6000S溫度場分布

圖7 熱電偶分布圖

如果采用帶中心孔導(dǎo)流傘法進(jìn)行球罐熱處理，球罐罐壁溫差較小，消除焊后殘余應(yīng)力的效果較好，其溫度場分布如圖6（b）所示[8]。

●2.3.4 焊接次序的影響

查看安裝單位的施焊記錄，該球罐先焊接赤道帶球殼板的縱向焊接接頭，再焊接赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭，焊接采用不對稱X型坡口，每個接頭先焊外側(cè)，再焊內(nèi)側(cè)。這種焊接次序造成這些焊縫的外側(cè)焊道拘束度較小，焊接冷卻收縮時(shí)，能夠相對自由的收縮，產(chǎn)生的殘余應(yīng)力較小，而赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭內(nèi)側(cè)焊道是最后施焊的，此時(shí)整個球罐的剛度和拘束度已經(jīng)非常大，焊接收縮的自由度較小，產(chǎn)生的焊后殘余應(yīng)力較大，容易產(chǎn)生冷裂紋缺陷。這與定期檢驗(yàn)過程中磁粉檢測的結(jié)果是可以相互印證的。焊接時(shí)應(yīng)采用對稱、同步施焊，使焊縫收縮均勻，減少焊接應(yīng)力。但球罐的施焊記錄中，未體現(xiàn)對稱、同步施焊、分段退焊的內(nèi)容。

●2.3.5 安裝時(shí)氣溫的影響

赤道帶與上、下極板間焊接接頭AF、AG的焊接日期火2009年12月25日至30日，球罐熱處理日期火2010年1月15日，那時(shí)球罐安裝地處于冬季最冷的時(shí)間，最低溫度可達(dá)零下十幾攝氏度，可能會對焊前預(yù)熱、層間溫度、消氫處理、焊后熱處理產(chǎn)生不利影響，從而導(dǎo)致球罐產(chǎn)生焊接冷裂紋。查看了球罐焊后消氫處理記錄，加熱溫度大約火220～230 ℃，保溫時(shí)間火1 h，雖然符合工藝要求（消氫處理的加熱溫度要求火200～350 ℃，保溫1 h），但根據(jù)實(shí)際經(jīng)驗(yàn)，應(yīng)考慮氣溫的影響，適當(dāng)提高消氫處理的加熱溫度和保溫時(shí)間，并改善保溫措施。

●2.3.6 未及時(shí)發(fā)現(xiàn)裂紋的原因

球罐安裝完畢后，之所以未能及時(shí)發(fā)現(xiàn)裂紋缺陷，可能存在以下原因：

1）冷裂紋有延遲開裂的特性。

2）由于球罐壁厚較大，工件表面至膠片的距離L2較大，當(dāng)采用源在內(nèi)中心透照時(shí)，由于幾何不清晰度的影響，射線檢測對內(nèi)表面的裂紋檢出率不高。

3）射線檢測火γ射線（銥192）全景曝光，由于散射線的影響，底片的灰霧度較高，靈敏度降低，缺陷檢出率下降。

4）最初延遲裂紋較細(xì)小，在工作應(yīng)力和焊后殘余應(yīng)力的聯(lián)合作用下，裂紋得以擴(kuò)展。

焊接接頭殘余應(yīng)力測試、硬度檢測的數(shù)據(jù)及組對定位塊焊疤裂紋的產(chǎn)生，說明球罐焊接接頭區(qū)域，特別是赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭存在較大的殘余應(yīng)力。同時(shí)低溫天氣也會對焊前預(yù)熱、消氫處理、焊后熱處理產(chǎn)生不利影響，加上球罐焊接次序中，赤道帶與上、下極板間環(huán)向焊接接頭內(nèi)壁最后施焊，拘束度最大，焊后殘余應(yīng)力也最大。

最終在鋼材的淬硬傾向、熔敷金屬擴(kuò)散氫及接頭的焊后殘余應(yīng)力三者共同作用下，加上工作應(yīng)力的疊加，最終導(dǎo)致焊接接頭的開裂和擴(kuò)展。

3 預(yù)防措施

針對以上分析，對球罐安裝提出以下預(yù)防措施：

1）嚴(yán)格按球罐安裝工藝施工，提高球殼板組裝精度，避免強(qiáng)力組對，減少組裝應(yīng)力；球罐焊接應(yīng)遵循“多焊工，均勻分布，同工藝，等速度”的原則，赤道板縱向焊接接頭自下而上，赤道板與上、下極板間環(huán)向焊接接頭自左向右，多名焊工間隔相同距離，同步對稱施焊，同時(shí)采用分段退焊，盡可能讓焊縫冷卻時(shí)能夠自由的收縮，以減少焊接殘余應(yīng)力。

2）對于具有淬硬和焊接冷裂紋傾向鋼種，應(yīng)嚴(yán)格按焊接工藝進(jìn)行焊前預(yù)熱，中間采取不間斷施焊，焊后立即消氫處理。施焊赤道板與上、下極板間環(huán)向焊接接頭時(shí)，由于是最后施焊，拘束度較大，預(yù)熱溫度、消氫處理的加熱溫度、保溫時(shí)間應(yīng)適當(dāng)提高，防止冷裂紋的產(chǎn)生。

3）球罐熱處理應(yīng)采用帶中心孔導(dǎo)流傘法代替直燒法[8]，減少球罐熱處理溫差，改善焊接接頭的應(yīng)力狀況。

4）對于具有淬硬傾向的材料，應(yīng)采用符合標(biāo)準(zhǔn)NB/T 47018.1～47018.5—2017《承壓設(shè)備用焊接材料訂貨技術(shù)條件》[9]的高韌性、超低氫焊條施焊，并嚴(yán)格按焊條說明書的要求進(jìn)行儲存、烘干、保溫、使用，以減少熔敷金屬中的S、P含量及擴(kuò)散氫含量。

5）焊件溫度低于-20 ℃時(shí)禁止施焊，在-5 ℃以下焊接作業(yè)時(shí)，應(yīng)嚴(yán)格控制預(yù)熱溫度、層間溫度、后熱處理及保溫措施，以保證焊接接頭的質(zhì)量。

4 結(jié)論

綜合以上分析，得到以下結(jié)論：

1）定期檢驗(yàn)過程中，采用磁粉檢測發(fā)現(xiàn)Q370R氮?dú)馇蚬迌?nèi)部存在多處裂紋，開裂部位集中于上、下極板與赤道板間環(huán)向焊接接頭內(nèi)側(cè)焊道，大部分在熔合線處開裂，火了探究裂紋產(chǎn)生的原因，現(xiàn)場增加了磁記憶檢測和硬度檢測，發(fā)現(xiàn)了開裂部位存在應(yīng)力集中和硬度值較高的現(xiàn)象。

2）結(jié)合球罐安裝資料，從球罐的材質(zhì)、焊接、熱處理等方面進(jìn)行了分析。首先計(jì)算了球罐鋼材的碳當(dāng)量和冷裂紋敏感指數(shù)，得出Q370R存在一定淬硬和焊接冷裂紋傾向；其次發(fā)現(xiàn)球罐焊接時(shí)未按設(shè)計(jì)要求采用高韌性、超低氫壓力容器專用焊條，可能造成熔敷金屬中S、P含量及擴(kuò)散氫含量增加，加大了冷裂紋產(chǎn)生的可能性；同時(shí)分析焊接次序和熱處理效果，發(fā)現(xiàn)球罐上、下極板與赤道板間環(huán)向焊接接頭在焊接過程中可能因焊接次序?qū)е陆M對后的殘余應(yīng)力較大，且下部焊縫熱處理效果可能不達(dá)標(biāo)，導(dǎo)致焊接殘余應(yīng)力過高。以上分析都與定期檢驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)的裂紋位置相吻合。

3）分析了安裝時(shí)環(huán)境溫度對焊接質(zhì)量的影響，提出了在高強(qiáng)鋼焊接時(shí)，需要考慮環(huán)境溫度，適當(dāng)提高消氫處理的加熱溫度和保溫時(shí)間，并改善保溫措施。

4）球罐裂紋的產(chǎn)生是由鋼材的淬硬傾向、熔敷金屬擴(kuò)散氫、接頭焊接殘余應(yīng)力造成的，工作應(yīng)力導(dǎo)致其擴(kuò)展。

5）對應(yīng)裂紋產(chǎn)生的原因，從選材、焊接和熱處理等方面提出了預(yù)防措施。