分享：染缸热交换器焊缝开裂原因分析

摘 要:某纺织公司染缸热交换器在检修过程中发现焊缝及筒体附近母材出现裂纹.通过宏观 分析、化学成分分析、硬度测试、金相检验和氯离子检测等方法对热交换器焊缝开裂的原因进行了 分析.结果表明:该热交换器焊缝及筒体附近母材的开裂模式为应力腐蚀开裂.由于蒸汽冷凝水 中氯离子质量浓度过高,在焊接残余应力和工作应力的共同作用下,焊缝发生应力腐蚀开裂. 

关键词:热交换器;焊缝;应力腐蚀;氯离子;残余应力 

中图分类号:TG１７２．９ 文献标志码:B 文章编号:１００１Ｇ４０１２(２０２０)０２Ｇ００５５Ｇ０３  

热交换器是用来使热量从热流体传递到冷流 体,以满足规定的工艺要求的装置,是对流传热及热 传导的一种工业应用.某纺织漂染有限公司染缸热 交换器在检修过程中发现筒体与锥形封头的焊缝及 筒体附近母材出现裂纹.筒体及锥形封头材料均为 ３１６Ti不锈钢,筒体规格为?３８１ mm×３．０mm,壁 厚为３．０mm;前管板材料为３１６L 不锈钢,焊接材 料为 ER３１６LSi不锈钢焊丝.热交换器壳程最高工 作压力为０．７MPa,设计工作温度为１７０ ℃,工作介 质为水蒸气;管程最高工作压力为０．３８MPa,设计 工作温度为１４０ ℃,工作介质为染液.前管板两侧 分别与筒体和锥形封头焊接.为查明该染缸热交换 器筒体与锥形封头焊缝开裂的原因,笔者对其进行 了一系列理化检验和分析. 

１ 理化检验 

１．１ 宏观分析

采用渗透检测技术发现热交换器表面存在两条 裂纹,其宏观形貌如图１所示.１号裂纹位于筒体和 前管板之间的焊缝位置,沿焊缝纵向扩展,长度约为 ６０mm.２号裂纹位于１号裂纹焊缝附近的筒体母材 处,距焊缝约１０mm,长度约为２５mm.将两条裂纹 打磨掉约０．５mm 后再次进行渗透检测发现,１号裂 纹打磨后长度约为７０mm,２号裂纹打磨后长度约为 ３０mm,裂纹均有由内表面向外表面扩展的趋势.

１．２ 化学成分分析 

采用手持合金分析仪对热交换器裂纹两端筒体 母材和焊缝进行化学成分分析,结果见表１.裂纹 两端筒 体 母 材 化 学 成 分 符 合 ASMESAＧ２４０/SAＧ ２４０M －２０１６ Specificationfor Chromium and ChromiumＧnickel Stainless Steel Plate,Sheet, and Stripfor Pressure Vesselsandfor General Applications对３１６Ti不锈钢的技术要求,焊缝化 学成分符合 ASMESECIICSFAＧ５．９/SFAＧ５．９M － ２００１ Specification for Bare Stainless Steel WeldingElectrodesandRods对 RE３１６LSi不锈钢 的技术要求. 

１．３ 硬度测试 

对热交换器开裂区焊接接头和远离开裂区的其 他前管板与筒体焊接接头进行显微硬度测试,测试 位置分别为筒体母材、焊缝和热影响区,结果见表 ２.根据 ASMESA２４０/SAＧ２４０M－２０１６,３１６Ti不 锈钢的硬度应不高于２１７HBS.由表２可知,开裂 区母材与焊缝位置处硬度未见明显异常,热影响区 的 硬度偏高;远离开裂区的前管板与筒体焊接接头硬度均无明显异常. 

１．４ 金相检验 

对热交换器开裂区１号和２号裂纹处进行打磨 抛光,用浓硝酸和浓盐酸体积比为１∶３的溶液浸蚀 后进行金相检验,结果如图２所示.可见１号裂纹 处的显微组织为奥氏体＋网状分布的铁素体,主裂 纹穿晶扩展,存在二次裂纹和明显的腐蚀坑,具有应 力腐蚀特征;２ 号裂纹呈树枝状,显微组织为奥氏 体,同样具有应力腐蚀特征.

１．５ 氯离子检测

为检验染缸热交换器工作介质情况,对染缸热交 换器壳程的蒸汽系统冷凝水和管程常用的两种染液 (分别编号为１号染液和２号染液)取样进行氯离子 质量浓度分析,工作介质试样见图３.检测结果如 下,１号染液中的氯离子质量浓度为３８６ mg??L－１;２号染液中的氯离子质量浓度为４２６mg??L－１;开裂 母材内表面直接接触的蒸汽冷凝水中氯离子质量浓 度为１７２mg??L－１.

２ 分析与讨论

由上述理化检验结果可知,开裂交换器筒体以 及筒体与前管板焊缝的化学成分均符合相关标准要 求;开裂交换器的裂纹呈树枝状,具有由内向外扩展 的趋势,主裂纹穿晶扩展;开裂位置处的焊接接头筒 体侧热影响区的硬度远高于筒体母材和焊缝的.热 交换器内壁在工作过程中需要承受一定的蒸汽压 力,同时焊接热影响区存在残余拉应力,焊缝处的受 力情况为两者的叠加.拉应力和腐蚀性环境会导致 应力腐蚀裂纹的产生[１].氯离子的质量浓度越高, 产生应力腐蚀裂纹的时间越短,裂纹扩展的速度越 快[２Ｇ４],即使氯离子质量浓度较低,也会在短时间内 产生裂纹.温度的上升也加快了应力腐蚀裂纹的 产生. 

奥氏体不锈钢在氯离子环境下具有应力腐蚀敏 感性,当氯离子质量浓度大于２５mg??L－１时,容易发 生应力腐蚀开裂[５Ｇ８].从热交换器工作介质的氯离 子质量浓度检测结果可知,开裂筒体内表面接触的 蒸汽冷凝水中氯离子质量浓度达到１７２mg??L－１,加 之残余拉应力和工作应力的叠加作用,热交换器焊 缝处出现应力腐蚀裂纹,并最终导致该热交换器筒 体焊缝开裂. 

３ 结论及建议 

该热交换器焊缝及筒体附近母材的开裂模式为 应力腐蚀开裂.由于蒸汽冷凝水中氯离子质量浓度 过高,在焊接残余应力和工作应力的共同作用下,焊 缝发生应力腐蚀开裂.

建议筒体材料选用抗氯离子应力腐蚀性能更优 的３１６L 不锈钢或双相不锈钢;定期对染液和蒸汽 中的氯离子质量浓度进行检测,将其质量浓度严格 控制在２５mg??L－１之下;采用经评定合格的焊接工 艺,由熟练焊工进行焊接,并在焊后对应力集中部位 进行去应力处理,保证焊接质量. 

参考文献: 

[１] 水丽,庞红．分流塔套筒焊缝应力腐蚀开裂分析[J]． 金属热处理,２００４,２９(５):６８Ｇ７０． 

[２] 王建．焊缝应力腐蚀裂纹的原因分析及控制措施[J]． 金属加工(热加工),２０１０,５５(１０):６１Ｇ６３． 

[３] 熊立斌,孟若愚．０Cr１８Ni９不锈钢换热管应力腐蚀开 裂原因分析[J]．理化检验(物理分册),２０１７,５３(１２): ９１５Ｇ９１７． 

[４] 张乐,安浩,张瑶,等．P１１０S钢级油管断裂失效分析 [J]．理化检验(物理分册),２０１８,５４(１１):８３３Ｇ８３６． 

[５] 黄毓晖,轩福贞,涂善东．３０４奥氏体不锈钢在酸性氯 离子溶 液 中 应 力 腐 蚀 性 能 的 研 究 [J]．压 力 容 器, ２００９,２６(７):５Ｇ１０． 

[６] 闫康平,陈匡民．过程装备腐蚀与防护[M]．北京:化 学工业出版社,２００９． 

[７] RAO B S C, MADESWARAN R, CHANDRAMOHAN R．InＧfabrication and preＧ servicecareonstainlesssteelpressurevessels[J]． MetallurgicalPower,１９９７,７３(１):５３Ｇ５７． 

[８] KAUFMAN M J,FINKJL．Evidenceforlocalized ductilefractureinthe “brittle”transgranularstress corrosioncrackingofductileF．C．C．alloys[J]．Acta Metallurgica,１９８８,３６(８):２２１３Ｇ２２２８．

<文章来源 >材料与测试网 > 期刊论文 > 理化检验－物理分册 > 56卷 > 2期 (pp:55-57)>