分享：再沸器管板开裂原因

装备在长时间使用后难免出现开裂的情况，理化检验已成为重要的失效分析手段[1-2]。某公司乙烯裂解装置稀释蒸汽发生器/急冷油再沸器（以下简称再沸器）中的壳程介质为稀释蒸汽，装置中工艺水的pH为8.5，管程介质为急冷油，其为重组分烃类。再沸器固定管板、浮动管板材料为16Mn钢，按JB/T 4726—2010 《压力容器用碳素钢和低合金钢锻件》Ⅲ级锻件进行制造检验和验收，管板规格为2 190 mm×135 mm（直径×厚度）。换热管管束的规格为19 mm×2.5 mm（直径×厚度），材料为Q345D钢，材料符合GB 6479—2013 《高压化肥设备用无缝钢管》的规定。 

管板与管束连接方式为强度焊+贴胀（前15 mm不胀），焊接方式为钨极氩弧焊，按照先点焊后施焊的顺序进行焊接，施焊时采用“十字对称”的方法，采用的焊丝牌号为TG-50（型号为ER50-6），规格为2.0 mm（直径）。焊接过程中将层间温度控制为低于250 ℃，焊接前管板没有预热。焊接层共2层，第一层不填丝自熔，电流为80~100 A，热输入不大于12 kJ/cm；第二层填丝，电流为120~140 A，热输入不大于16 kJ/cm。 

再沸器于2021年投入使用，其工艺参数如表1所示。2023年该再沸器出现内漏现象，在清除掉管束附着的急冷油后，对其进行试漏，发现再沸器下半部分换热管管头焊接处泄漏，对换热管表面进行无损检测，未发现明显缺陷。采用锥形内磨头将管头焊缝金属及部分管板金属去除4~6 mm厚度，在管板孔桥处发现宏观裂纹。再沸器管板开裂位置和管束外观如图1所示。笔者采用一系列理化检验方法分析了再沸器开裂的原因，以避免该类问题再次发生。 

图  1  再沸器管板开裂位置和管束外观

1.   理化检验

1.1   宏观观察

将管板沿管束直径纵向剖开，观察管板与管束胀焊情况，结果如图2所示。由图2可知：除了按规定前端15 mm未胀外，其余贴胀部分并不均匀，很多管束与管板之间存在一定的间隙，原因可能是管板上的孔径大小不一致或胀接压力不够。 

图  2  管板与管束胀焊位置的宏观形貌

图3为部分管板与管束焊接接头截面的宏观形貌。由图3可知：焊接接头内部存在较多的焊接缺陷，缺陷类型主要为未熔合；孔桥之间的焊缝仅有一条，而不是两条角焊缝相互搭接。 

图  3  管板和管束焊接接头截面宏观形貌

1.2   化学成分分析

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

1.3   硬度测试

在裂纹附近母材和焊缝区取样，对试样进行维氏硬度测试，管板母材、管束母材、焊缝的硬度分别为164，175，310 HV。焊缝区的硬度高于母材，超过了GB/T 27866—2011《控制钢制管道和设备焊缝硬度防止硫化物应力开裂技术规范》的要求（≤248 HV）。 

选择尚未发生开裂的管板接头进行硬度测试，测试位置如图4所示，测试结果如图5所示。由图5可知：孔桥之间焊缝的硬度和热影响区的硬度相近，为280~290 HV，但低于裂纹附近的焊缝硬度；随着与焊缝距离的逐渐增大，硬度逐渐降低至175 HV，最低点位于母材处。 

图  4  未开裂接头焊缝附近的硬度测试位置

图  5  未开裂接头焊缝附近的硬度测试结果

1.4   金相检验

在管板开裂处不同位置取样，利用光学显微镜观察试样，结果如图6所示。由图6可知：管板与管束缝隙间的焊缝根部附近可见长度不一致的微小裂纹，裂纹向焊接区或母材扩展，呈沿晶扩展特征。 

图  6  管板开裂处的微观形貌

分别在开裂接头的管板、管束、焊缝处截取金相试样，观察试样的显微组织，结果如图7所示。由图7可知；管板与管束焊缝处的组织为板条状马氏体，管板的组织为块状铁素体+珠光体，管束的组织为条带状铁素体+珠光体。 

图  7  开裂接头的显微组织形貌

1.5   扫描电镜（SEM）及能谱分析

在管板开裂处取样，对试样进行扫描电镜及能谱分析，结果如图8和表3所示。由图8和表3可知：接头开裂处的各元素含量基本正常，没有发现可以引起碱脆的Na离子，但是S、O元素的含量较高。S、O元素可能来源于工艺水中残存的酸性物质，个别裂纹扩展严重使焊缝裂透，导致管程中的介质进入壳程。 

图  8  管板开裂处的SEM形貌及能谱分析位置

2.   综合分析

根据再沸器的工作情况，判断管板与管束焊接接头产生裂纹的原因有：（腐蚀）疲劳开裂，应力腐蚀开裂和焊接裂纹。 

疲劳开裂是在外部动应力的作用下，通过循环加载且使材料形成一定的形变累积效应产生的。作用于管板接头的动应力主要来自温差应力、启动和停车、压力波动等，但是在2 a的服役周期内，该类应力作用较少。此外，材料要在疲劳振动下形成一定的形变累积效应，需要管束与管板之间存在一定的间隙，此时疲劳裂纹才可能发生在管束焊缝的附近，而不是管板焊缝附近。当然，在腐蚀介质的作用下，疲劳过程会加剧，产生腐蚀疲劳，但以上条件及其破坏情况与该设备的开裂状态并不相符。 

应力腐蚀开裂须满足3个条件：材料、介质和拉应力，只有这3个条件处在一定范围内，材料才可能发生应力腐蚀开裂。对于低碳钢和低合金钢，主要敏感介质包括NaOH、硝酸盐和H2S溶液等，同时还与该介质的温度和浓度密切相关。从再沸器的工作条件和能谱分析结果可以看出，管程或壳程里的介质几乎不含NaOH和硝酸盐，但是却存在较高含量的S和O强腐蚀性元素，对于16Mn钢和Q345D钢，在合适的温度条件下，材料具有一定的腐蚀敏感性[3-4]。在局部水环境下，工艺水的pH不会始终保持在8.5，而是存在一定的偏差。管板焊接接头在焊前没有进行预热，焊后也没有进行退火消除应力处理，在焊缝附近形成了较高的拉伸残余应力，该应力一般可以达到材料的屈服强度，给管板材料的应力腐蚀创造了条件。 

焊接裂纹被认为是所有设备焊接制造过程中最严重的缺陷，主要分为冷裂纹、热裂纹、再热裂纹和层状撕裂等。从管板与管束的焊接工艺条件和开裂位置来看，16Mn钢和Q345D钢中C元素含量较低，Mn元素含量较高，S、P元素含量控制较严格，Mn元素和S元素质量分数的比值能达到焊接要求，因此具有较好的抗热裂性能，正常情况下焊接时材料不会出现热裂纹。焊接大厚度16Mn钢板时易出现冷裂纹，淬硬组织是引起冷裂纹的决定性因素。因此，焊接过程中能否形成由淬硬组织引起的冷裂纹是评定16Mn钢板焊接性能的重要指标。16Mn钢的冷裂纹敏感性主要取决于其淬硬倾向，虽然16Mn钢中C元素含量并不高，但还含有少量的合金元素，其淬硬倾向比低碳钢要大。按照国际流行的碳当量计算公式和表2中的数据，计算管板材料的碳当量为0.437。研究表明，当材料的碳当量小于0.4时，其焊接性能较好；当材料的碳当量为0.4~0.6时，其焊接性能尚可；当材料的碳当量大于0.6时，其焊接性能较差。16Mn钢的焊接性能较好，但随着材料的厚度增大，其焊接性能显著变差。该再沸器管板厚度高达135 mm，焊接时并没有采用预热等措施，且热输入值较低，使得焊接过程中冷却速率加快，极易产生马氏体淬硬组织。 

16Mn钢的焊接热影响区性能变化也与合金元素含量有很大关系，主要表现为过热区的脆化问题。过热区的韧性与热输入和材料的化学成分有关[5-6]。当然，形成冷裂纹的外界因素离不开拉应力，包括焊接残余应力和厚板刚度较大造成的拘束应力。还需要说明的是，冷裂纹产生的原因还包括表面清洁不够等，使扩散氢含量偏高，在淬硬组织的联合作用下，形成了氢致冷裂纹。 

施焊大厚度管板时没有控制好焊接冷却速率，导致材料产生马氏体淬硬组织，在焊接残余应力和厚板拘束力的共同作用下，材料产生冷裂纹。冷却速率越快，产生的淬硬组织越多，材料开裂倾向越大。 

3.   结语

焊接工艺控制不当使材料产生马氏体淬硬组织，在应力和淬硬组织的共同作用下，管板与管束间隙处的焊缝区或热影响区产生焊接冷裂纹，裂纹向贯穿焊缝和母材的方向扩展；工艺水中含有一定量的残留酸性物质，导致裂纹处的材料发生应力腐蚀开裂，裂纹进一步扩展，直至孔桥和管束完全开裂。

文章来源——材料与测试网