本文對柴油加氫裝置往復機一次出口緩沖罐底部導閥在運行過程中出現(xiàn)的故障進行了分析。采用原位觀察、宏觀斷口分析、金相分析、顯微斷口觀察、材料成分分析、硬度測試等多種方法來調(diào)查失效原因。調(diào)查結果表明，該故障是由于導流噴淋閥在制造和焊接過程中閥體與法蘭未熔合造成的。這種未熔合導致操作過程中焊縫疲勞失效，最終導致閥門破裂和脫落。鑒于設備暴露在交替的工作條件和振動下，疲勞失效的存在很普遍，并對石化工廠及其周圍環(huán)境構成重大威脅。該故障分析對于今后石化設備零部件的質(zhì)量檢驗具有重要參考價值。此外，還可以幫助企業(yè)降低整個設計、安裝和維護過程中的風險，從而減少發(fā)生類似事故的可能性。
介紹
在工程中，80% 以上的斷裂失效是由疲勞造成的，使其成為最常見的失效模式之一?！捌凇钡母拍钣刹祭姿鬼f特于1854年首次提出，這一領域的研究已經(jīng)跨越了一個多世紀。通過研究機械結構的疲勞行為并開發(fā)相關技術，該領域已從經(jīng)驗設計發(fā)展到安全設計。這提高了設備的疲勞可靠性并降低了工程應用中發(fā)生事故的可能性。
疲勞失效通常是由于承受循環(huán)載荷的機械部件中裂紋的萌生和擴展而引起的。當這些裂紋達到臨界尺寸時，剩余的橫截面積無法再支撐載荷，材料就會破裂。疲勞裂紋通常形成于焊接接頭處，焊縫處的缺陷（幾何不連續(xù)性）是此類裂紋的常見來源。與焊接相關的疲勞缺陷包括非金屬夾雜物、孔隙、材料缺陷、幾何缺陷（例如，表面粗糙度和制造過程產(chǎn)生的二次凹口），以及由機械沖擊、接觸疲勞或其他因素引起的表面損傷。
疲勞在石化廠中也很普遍，疲勞斷裂是設備和管道失效的重要形式。與泵和壓縮機連接的設備和管道，以及在交替條件下運行的設備和管道（例如吸附塔和焦炭塔）特別容易疲勞。因此，這些區(qū)域和設備被認為是疲勞失效的高風險區(qū)域。疲勞損傷通常發(fā)生在三個階段：微裂紋萌生、宏觀裂紋擴展和瞬時斷裂。盡管起始階段經(jīng)歷的時間是最長的，但檢測起來卻很困難。相比之下，導致瞬時斷裂的宏觀裂紋的擴展發(fā)生得相對較快。因此，疲勞失效往往難以被提前發(fā)現(xiàn)，使得企業(yè)遭受經(jīng)濟損失，甚至造成人員傷亡等嚴重后果。因此，分析易疲勞部件的失效情況至關重要，通過失效分析找出失效原因，從設計、制造和安裝的早期階段減輕疲勞損傷是預防疲勞失效的最有效手段。
2023年1月，某石化公司柴油加氫裝置往復式壓縮機C101B一次出口緩沖罐（圖1）底部導閥突然脫落，此次事故導致儲罐氫氣泄漏。
出口緩沖罐位于壓縮機排氣端，主要作用是緩沖壓縮機運行時產(chǎn)生的管道壓力波動。由于出口緩沖罐靠近壓縮機并受到振動，因此會受到疲勞操作條件的影響。圖1展示了出口緩沖罐位的布置，圖中紅色圓圈表示發(fā)生故障的導閥。
導閥為出口緩沖罐下排氣截止閥，材質(zhì)為SA-105。整個閥門采用鑄造，兩端法蘭采用手工電弧焊組裝而成。藥皮焊條為PP.J507低鈉氫藥皮低碳鋼藥皮焊條。閥門型號：J41H/DN25 300LB/RF/A105，2012年2月制造，2013年10月隨壓縮機組調(diào)試，期間分別于2016年10月、2018年10月、2021年10月停機檢修。停機時間為45天，直到2023年1月才出現(xiàn)故障、斷裂。在此期間，總共運行了106.5個月。所連接的出口緩沖罐的工作參數(shù)為工作壓力2.0MPa、工作溫度110℃、內(nèi)部介質(zhì)為氫氣。由于導閥振動疲勞，我們還檢查了所連接壓縮機的相關參數(shù)。壓縮機工作頻率為10Hz，機體機械振動為2.8mm/s。
失效導閥的整體宏觀圖如圖2所示。導淋閥的斷裂處清晰可見，位于導淋閥左側(cè)與法蘭之間的焊縫處。內(nèi)部介質(zhì)從導淋閥左側(cè)流向右側(cè)，如圖中藍色箭頭所示。因此，斷裂發(fā)生在上游位置。為了確定導閥斷裂的原因，對失效部件進行了宏觀斷口觀察、微觀斷口分析、金相檢驗、硬度測試和材料分析，對測試結果的綜合分析，并得出結論。本次故障分析旨在查明故障原因，并提供適當?shù)慕ㄗh和措施，防止今后發(fā)生類似事故，從而降低相關設備的運行風險。
實驗方法與儀器
為了方便宏觀觀察和實驗，對失效導閥進行劃區(qū)和編號，如圖2所示。上游法蘭位置為 1 號，上游斷裂位置為 2 號，下游斷裂位置為3 號，閥體為 4 號，下游焊縫位置為 5 號，下游法蘭位置為 6 號。斷裂位置 2 和 3作為關鍵觀察點尤為重要，進行宏觀斷口觀察、微觀斷口觀察、斷口分析和金相分析。位置 1、4 和 6 將進行材料化學成分分析，以確定是否符合所需規(guī)格。位置5對應閥門另一側(cè)的焊縫，將利用金相分析和硬度分析進行對比研究。
使用低倍體式顯微鏡（Stemi 508，ZEISS，德國）進行宏觀觀察和目視檢查。采用掃描電子顯微鏡（EVO 10/AZteLiveOne30，ZEISS，德國）進行顯微觀察。使用 AXIO Imager A2 m 金相顯微鏡（ZEISS，德國）進行金相分析?；瘜W成分分析采用SPECTROMAX X光電直讀光譜儀(德國Spike Analytical Instrument Co.)進行光譜分析。最后，使用FALCON 600維氏硬度計（INNOVATEST Co.，荷蘭）進行硬度分析。
實驗結果
1.宏觀觀察
將含有斷口的樣品切片后，進行宏觀觀察，斷口的表面形貌如圖3所示。斷口表面外觀表明，整個斷口發(fā)生在焊縫區(qū)域內(nèi)，且偏向于閥體側(cè)。斷口呈現(xiàn)光滑、均勻的裂紋，無任何分支。表面焊縫特征明顯，閥體側(cè)和法蘭側(cè)光滑，沒有任何腐蝕坑。
俯視觀察樣品No.2和No.3的斷裂面。為了便于描述，將斷裂面靠近閥門操作桿指側(cè)定為0點鐘方向，如圖4所示。使用低倍立體顯微鏡（Stemi 508，蔡司，德國）檢查斷裂面。0 點鐘位置的斷口外觀顯示為斷裂面光滑且平坦，表現(xiàn)出疲勞裂紋擴展區(qū)域的普遍特征。6點鐘位置的斷口外觀顯示為許多疲勞臺階和從斷口內(nèi)側(cè)向外側(cè)發(fā)散的放射狀條紋，這些特征主要源于疲勞裂紋延伸至該點時發(fā)生的應力變化，導致疲勞裂紋擴展并形成多個疲勞臺階，直觀地表現(xiàn)為多個徑向條紋。這種宏觀外觀特征是疲勞裂紋發(fā)源區(qū)域的典型特征。
從圖4左側(cè)斷口可以看出，發(fā)散的放射狀條紋主要集中在圖中4點鐘至7點鐘和11點鐘至2點鐘方向，由此可以推斷，斷裂起源于這兩個部位的多源疲勞裂紋，進而擴展至整個閥門斷裂。閥門直徑為50mm，因此可以計算出4點鐘到7點鐘的裂紋長度約為39.27mm，11點鐘到2點鐘的裂紋長度約為39.27mm 。
根據(jù)斷面的整體宏觀形態(tài)，懷疑的斷裂起始點大概在 2 點鐘位置。圖 5展示了對該區(qū)域的進一步檢查。該圖像顯示出閥體表面上的機加工痕跡，為坡口加工痕跡，這表明該處存在未熔合缺陷。此外，在斷裂表面上發(fā)現(xiàn)了許多疲勞臺階，表明疲勞裂紋起源于內(nèi)壁并向外壁擴展。焊縫中未熔合缺陷的深度約為 3.7 毫米。
2.顯微鏡觀察
使用掃描電子顯微鏡（EVO 10/AZteLiveOne30，ZEISS，德國）檢查圖 5中所示的裂紋萌生位置。該檢查的觀察結果如圖 6所示。圖 6顯示了一個微裂紋，其中可以看到疲勞臺階，從右向左延伸。此外，在右下位置，多個平行條紋特征很明顯，對應于樣品加工過程中留下的加工刀痕。圖中，放大后的斷口表面光滑，不存在任何其他裂紋。
對裂紋擴展位置的仔細檢查如圖 7所示。在圖中，很明顯裂紋擴展位置處的斷裂表面的表面形態(tài)是光滑的并且沒有任何可辨別的晶粒特征。在圖7中，局部斷裂面表現(xiàn)出與其他物體接觸的跡象。
3.金相分析
對閥體非裂紋側(cè)的焊縫樣品進行金相分析。使用AXIO Imager A2 m金相顯微鏡（ZEISS，德國）進行觀察和分析。圖8顯示了5號樣品的金相檢查位置。選擇兩個關鍵位置進行觀察，即位置1（0點鐘）和位置2（6點鐘）。位置1的金相照片如圖9所示。從圖中可以明顯看出，該位置對應于連接法蘭和閥體的焊縫。然而，該焊縫的根部并未在法蘭和閥體之間形成完整的連接，表明焊縫未焊透。閥體與焊縫之間的熔合線進一步放大，沿焊縫與閥體之間的熔合線顯露出未熔合的缺陷，與斷口宏觀照片圖5所示的形貌一致。可以觀察到，法蘭側(cè)也存在未熔合的缺陷，盡管這些缺陷的長度比閥體側(cè)的缺陷要小。
圖10為位置2的金相圖像。從宏觀形貌來看，該位置對應于焊接收弧點和起弧點?？梢钥吹蕉鄠€焊接特征以及焊縫內(nèi)未熔合的夾層特征。通過放大閥體和法蘭之間的區(qū)域，可以明顯看出存在未焊透缺陷。而且，這種未焊透缺陷表現(xiàn)出向焊接位置延伸的特征。
將破裂的斷口重新組裝，并對截面進行金相檢查。圖 11給出了裂紋萌生點截面的金相試樣。選擇關鍵區(qū)域3進行放大觀察，如圖12所示。該圖顯示該區(qū)域內(nèi)的法蘭側(cè)存在未熔合的凹槽缺陷。裂紋從未熔合的凹槽缺陷向外壁擴展，沿著沒有任何分叉的直線路徑。對失效焊縫的 0 點鐘和 6 點鐘位置進行了橫截面金相分析（采樣位置見圖13）。圖14為0點鐘位置的放大圖。可以看出，該區(qū)域焊縫內(nèi)側(cè)存在未焊透缺陷。裂紋總體平坦、平直，無分叉或二次裂紋。另外，閥體側(cè)的槽內(nèi)不存在熔合缺陷。裂紋特征與內(nèi)壁位置多點萌生的疲勞特性相符。
4.硬度測試
使用維氏硬度計（FALCON 600，INNOVATEST Co.，荷蘭）評估5號樣品的維氏硬度。測試結果如表1所示。結果表明，焊縫平均硬度為203HV，未觀察到異?，F(xiàn)象。閥體硬度為150HV，法蘭硬度為172HV。這些硬度測試結果都在正常范圍內(nèi)。
5.化學成分測試
采用SPECTROMAX X光電直讀光譜儀（德國斯派克分析儀器公司）對閥體進行化學成分分析。測試結果如表2所示。測試結果表明，閥體的化學成分符合ASME SA105/SA105M-2014的成分要求。
分析討論
從斷口形貌來看，裂紋起源于焊接過程中未熔合和未焊透造成的應力集中部位。隨后，裂紋沿焊縫向外壁擴展，直至發(fā)生泄漏和脫落。裂紋萌生位置偏向焊縫的閥體一側(cè)，這與閥體坡口未熔合缺陷有關。斷口的宏觀和微觀檢查都顯示出齊平、非分叉的形態(tài)，沒有二次裂紋。這些斷裂面特征與氫脆特征并不相符。而且焊縫硬度正常，初步排除氫脆造成的焊縫損傷。另外，通過宏觀和微觀觀察，可以看到明顯的疲勞臺階和放射狀條紋，表明存在疲勞裂紋。這些發(fā)現(xiàn)與疲勞裂紋的表面特征相符。
壓縮機工作時，往復運動引起緩沖罐振動，引起內(nèi)部壓力波動，產(chǎn)生疲勞工作狀態(tài)。與緩沖罐連接的導淋閥與法蘭的焊縫根部存在一整圈未焊透缺陷。此外，閥體局部位置發(fā)現(xiàn)有未熔合缺陷的凹槽，表明存在明顯的焊接缺陷。這些未焊透和未熔合缺陷具有尖銳的幾何形狀，導致這些幾何不連續(xù)處出現(xiàn)嚴重的應力集中。因此，在循環(huán)外部載荷作用下，形成了導閥疲勞裂紋的來源。金相觀察表明，在疲勞條件下，未焊透缺陷會擴散到焊縫中。另外，閥體與兩側(cè)法蘭之間的焊縫為單道焊，大大降低了整個部件的疲勞壽命。
一般來說，對于結構的疲勞壽命來說，裂紋萌生階段所需的時間占整個疲勞裂紋壽命的90%以上。因此，在疲勞分析中，重點在于裂紋萌生，閥門疲勞失效時，裂紋萌生位置位于焊縫未焊透、未熔合等焊接缺陷區(qū)域內(nèi)，表現(xiàn)為多源疲勞裂紋。焊接缺陷的存在會導致結構過早疲勞失效。
結論和建議
通過宏觀觀察，可以看出斷口有明顯的疲勞臺階和放射性條紋，同時可以觀察到閥體焊接坡口機加工痕跡和明顯的未熔合缺陷。經(jīng)測量，未熔合缺陷高度為3.7mm，結合金相檢驗結果可見，閥門與法蘭連接的焊接接頭均存在未熔合缺陷。根據(jù)檢測結果，閥體與上游法蘭焊縫的失效原因為疲勞失效，疲勞裂紋起始于靠近內(nèi)壁的未熔合缺陷。導致焊縫疲勞失效的載荷源是壓縮機運行引起的振動和閥門一側(cè)介質(zhì)的壓力波動。
閥門焊縫的焊接質(zhì)量不合格是導致閥門過早疲勞失效的重要因素。閥體與兩側(cè)法蘭的焊縫均為單道焊縫，常出現(xiàn)未焊透、未熔合等缺陷。這些缺陷具有尖銳的幾何形狀，導致明顯的應力集中和嚴重的損壞。
建議定期檢查壓縮機周圍的所有焊縫和幾何不連續(xù)性，及時解決發(fā)現(xiàn)的任何裂紋。此外，使用超聲檢測和 X 射線檢測對同一制造商的閥門焊縫進行了徹底調(diào)查，證實不存在嚴重的焊接缺陷。
對于石化裝置及其外圍部件遭受交變工況和振動疲勞的情況，宜在設計文件中明確規(guī)定疲勞工況的相關設計要求。在制造和安裝過程中，加強對暴露于疲勞條件下的設備和零件的檢查和測試要求至關重要，從而防止相關焊接缺陷的發(fā)生。停工檢查期間，對出現(xiàn)疲勞情況的設備可適當增加表面檢查，降低運行安全風險。
本文轉(zhuǎn)載自：Du C, Liu C, Li X, Lu J, Yuan J and Liu B (2023) Fatigue fracture failure analysis of guide valve based on welding defects. Front. Mater. 10:1298138. doi: 10.3389/fmats.2023.1298138原文作者：Chenyang Du、Chang Liu 、Xiaowei Li、Jianyu Lu、Jun Yuan 、Baolin Liu
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