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    法兰与异径管环焊接接头开裂原因分析.pdf

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    法兰与异径管环焊接接头开裂原因分析.pdf

    第43卷增刊1 2014年8月 石油化工设备 PETR0 CHEMICAL EQUIPMENT Vo1.43 Supplement l Aug.2O14 文章编号100074662014增刊1-0064 05 法兰与异径管环焊接接头开裂原因分析 毅 ,王高峰。 , 记科 ,李光锋 , 曹 胜 , 王耀光 ~, 刘迎来。~, 赵金兰。 1.宝鸡钢管资阳钢管厂,四川I资阳 641300; 2.中国石油集团石油管工程技术研究院,陕西西安 710065; 3.北京隆盛泰科石油管科技有限公司,北京 100101; 4.中国石油化工股份有限公司管道储运分公司,江苏徐州 221008 摘要通过化学分析、力学性能试验、扫描电镜及X射线能谱、金相分析等方法对某管道工程法兰 与异径管对接焊缝的打底环焊缝开裂的原因进行分析。分析认为,此次开裂的原因是焊接时焊缝 中存在S低熔点共晶杂质元素而造成的热裂纹以及焊接产生的淬硬组织、较大的焊接拘束力造成 的冷裂纹共同作用所致。 关键词法兰;异径管;热裂纹;冷裂纹 中图分类号TQO5O.6 文献标志码B doi10.3969/j.issn.10007466.2014.s1.020 Cracking Reason Analysis on Circumferential Weld Joints of Flange and Diameter Pipe ZHANG Yi ,WANG Gao-feng ~,CAO Sheng4,LIU Yinglai , LI Jike ,LI Guang-feng ,WANG Yao-guang ,ZHAO Jinlan ’ 1.Ziyang Branch,Baoji Petroleum Steel Pipe Co.Ltd.,Ziyang 641300,China; 2.Tubular Goods Research Institute,CNPC,Xi’an 710065,China; 3.Beijing Longshine Oil Tubular Technology Co.Ltd.,Beijing 100101,China; 4.Pipeline Transportation Company,China Petroleum Chemical Co.,Xuzhou 22 1008,China AbstractThe chemical composition analysis,mechanical testing,metallographic,scanning e lectron microscope and EDS analysis were used to analyze the reasons of the cracking of the back ing weld of flange and diameter pipe cracked in a pipe proj ect construction.Through the analysis, the cracking reason is the hot cracking caused by the existence of S eutectic point impurities in weld and the cold cracking caused by quenched structure and large welding restraint stress.In or der tO avoid the similar situation,the author proposes recommendations. Key wordsflange;diameter pipe;hot cracking;cold cracking 某管道工程现场施工时,将DN400 mm材质为 F60的法兰与DN600 mm400 mm、材质为X60的 异径管间的对接环焊缝打底焊接完成后,再进行焊 接之前第一道打底环焊缝产生裂纹图1,该裂纹 环向长度约为210 mm,最大宽度约为2 ram图2。 DN400 mm、材质为F60的法兰生产执行标准 收稿日期20140414 作者简介张毅1973,男,四川资阳人,工程师,学士,长期从事螺旋埋弧焊管制造工艺与检测技术工作。 张李 增ru 1 张 毅,等法兰与异径管环焊接接头开裂原 分析 l利1 虾焊接头宏观彤貌 为ASTM A694高压传输用管法兰、管件、阀门和 零件用碳钢和合金钢锻件标准规范 ,DN600 1Tim 400 mm、材质为X60的异径管生产执行标准为 Q/SY GIX 1 06 2009油气输送管道工程用 IN,Ioo及以I管件技术条件【2 。 为探讨该打底环焊缝产生裂纹的原因,笔者通 过材料化学成分分析、硬度试验、扫描电镜及X射 线能游以及金卡【j纰织分析等对其进行分析,具体情 况介 如下。 1 原因分析 1.1 材料化学成分 依据ASTM A751 207a Standard Test Meth ods,Pr“’t it “a nd Term inology.,_r】r Chem i cal Analysis o/‘Steel Products 。采用ARI 4460 滇光谱仪对法 及异径管进行化学成分分析。结 h J l皋J 2环焊缝裂缝宏观彤貌 果分别见表l和丧2。将分析结果分别与文献[1。 2]比较可知,法 、异径管材料的化学成分符合相应 标准要求。 表1 法兰材料化学成分分析结果质量分数 表2 异径管材料化学成分分析结果质量分数 1.2 硬度 依据ASTM E92 1 982 Etandard Test Meth od fOr Vic ke, Hardless o,’MP,“ f Materials , 采川KB 301jVZFA维氏硬度仪对环焊接头两侧的 法、 及对接井径管母材进行维氏硬度测定。法兰及 对接异径管的维氏硬度测定位踅见图3,法兰与异 僻硬度测定佗 测点分布示意见图4,测定结果 太3。 1.3 扫描电镜及x射线能谱分析 清洗裂纹扩展 向的断口后用扫描电镜观察。 结果 示该断l1 有多源特征,图5为起源于异径 管侧焊根处的A裂纹源形貌,裂纹源区为沿晶形 貌,扩展区呈沿 JJIJ解理形貌。图6为起源于异径 管f{Il焊根处的I3裂纹源形貌,裂纹源区 沿晶加解 理形貌,扩展区呈解理加韧窝形貌。 馁瞍取样f Ii I1锌径僻 3法兰与异径管硬度测定位置 石 油 化工设备 2014年第43卷 表3 法兰与异径管维氏硬度HV 测定结果 部件 -警 2O9 肄径管 l 65 标准要求 4 法、 j芹 话硬度测定化 测点分布尔意 I1 醚 ;源 5环 缝 竹侧A裂纹断f 1描1U镜肜貌 对环 缝抖 管侧A裂纹断【J源区进干亍X射 线能谱分析。结 永其主要Fe、、Mn、Si、S、、a 等厄素组成, 能谇孚曲线见 7。埘环焊缝 管 flIJ B裂纹断f 1源f进行X射线能讲分析,结果 ,J 主要【n Fe、、Mn等 亡索 成.其能谱lfll线 隆I 8。 ~ 兰 _ a烬缝根部宏脱彤貌 ” ”. 】 Il缝袄那源f 图6环焊缝异径管侧B裂纹断 描电镜形貌 1.4金相分析 从分析的环焊缝上截取含有开裂断口的试样 作为金棚分析试样.依据;B/T 1 3298l991金 属显微组织检验办法、;B/T 1 056l2005钢中 非金属夹杂物含艟的测定标准评级图显微检验 法以及 、6394 2002金属平均晶粒度测 量{ ,经4 的硝酸酒精腐蚀之后,在MEF4M 金相显微镜及 像分析系统下观察,结果显示,法 兰基体显微组织为铁素体加珠光体,晶粒度评定 结果为1 0.0级,见图9。 所取试样断口位于熔合区,断口处组织有明显 变形流线图10,断口处焊缝 熔合区交界处有裂 纹图11,断口周围组织为马氏体与贝氏体图 增川1 }I】{. 车法、 僻环焊接接头 裂 分析 67 1 2。使JI J Tukon 2 l00l I 故馊度汁埘 进行硬度 测量, flJf为486 HV1、44l HV1、454 HV1。 0 } }’r l Fc l一 ≥~. M .八 . . 4 6 8 l0 l 2 14 /kfJV 7 }i缝异径毹侧A裂纹断u源 X射线能谱分析 }’ j1 h- L』\ . 2 4 6 8 l0 1 2 l4 tkP} 8 缝件 镑侧B裂纹断l_】源I式X射线能谱分析 冬1 9法兰颁部远离裂纹处金卡日组织形貌 图10断组织变形形貌 11 断处 缝‘j熔合线交 处裂纹 l 2 f】川『同组 {彤貌 石油化工设备 2014年第43卷 2分析与讨论 根据上述分析,法兰和异径管原材料成分符合 文献[1,2]的要求,维氏硬度测量结果显示,其中异 径管硬度结果符合文献[2]的要求。 裂纹断口试样扫描电镜观察显示,A裂纹源区 呈沿晶断口形貌,其扩展区呈沿晶与解理断口形貌, 裂纹源x射线能谱分析结果表明,该处除了Fe、 Mn、O、Si等元素外,还存在S元素,S元素为低熔点 共晶杂质元素,由此可知该裂纹源为热裂纹,且应该 为凝固裂纹,凝固裂纹一般产生在焊缝金属凝固过 程后期的脆性温度区间,此时焊缝金属结晶完成,但 晶粒间尚存在着很薄的液相层,塑性很低,当冷却不 均匀收缩而产生的拉伸变形超过临界值时,即沿晶 界液相层开裂。这种裂纹常出现在含S、P较多的碳 钢焊缝中,而对文中所分析的法兰及异径管而言,其 S质量分数非常低,因此焊缝熔敷金属中的S元素 可能来自焊材或在焊接时的外来污染 。 。 通过扫描电镜观察发现,B裂纹源区呈沿晶加 解理形貌,扩展区呈解理加韧窝形貌,属于冷裂纹 形貌。 金相分析表明,断口周围组织中存在淬硬马氏 体,显微硬度值较高,这可能因法兰及异径管壁厚较 大,焊接预热不充分或焊接时冷却速度较快而产生 淬硬马氏体组织。 此外,断口处组织有明显变形流线,说明焊接时 接头承受较大的拘束应力,导致焊缝局部产生明显 形变。因为现场多采用拉板定位焊及坡口内直接定 位焊的方法,结构拘束度大时,焊接接头内的拘束应 力和残余应力也大,不利于抗裂。在大壁厚钢管组 对时,其刚性也大,强力组装定位焊或增设拉承附件 等也会导致拘束应力和残余应力增加,使抗裂性能 降低。 综上所述,该打底环焊缝断口具有多个裂纹源 区的特征,断裂的原因是由于焊接时焊缝中存在低 熔点共晶杂质s元素而造成的热裂纹以及焊接产生 的淬硬组织、较大的焊接拘束力造成的冷裂纹共同 作用所致。 3 结语 焊接裂纹是一种非常严重的焊接缺陷,它对焊 件的质量具有致命的影响。 为了避免在管道工程建设中出现该类现象,应 注意以下几点。 1焊接时应严格控制焊缝中的低熔点共晶杂 质元素,以避免焊缝出现热脆而产生热裂纹。 2对需要预热的焊接件,施焊前应按相关规定 对焊件进行充分预热,避免焊接后出现淬硬组织,尤 其是对厚度较大、散热较快的构件。 3合理设计组对方式,避免产生较大的焊接拘 束应力。 参考文献 [1] ASTM A694 2000,高压传输用管法兰、管件、阀门和 零件用碳钢和合金钢锻件标准规范[s]. ASTM A694 2000。Standard Specification for Carbon and Alloy Steel Forgings for Pipe Flanges,Fittings Valves,and Parts for Highpressure Transmission Service[S]. [2]Q/SY GIX 106 2009,油气输送管道工程用DN400 及以上管件技术条件[s]. Q/SY G1X 1O62OO9,Technical Specification of Fittings with DN400 and Larger for Oil and Gas Pipe line Project[S]. r3] ASTM A75127a,Standard Test s,Prac tices,and Terminology for Chemical Analysis of Steel Products[S]. r4] ASTM E921982,Standard Test for Vickers Hardness of Metallic MaterialsES]. [5] GB/T 13298199l,金属显微组织检验方法[s]. GB/T 13298 1991,Metalinspection of Mi crostructure[s]. [6]GB/T 10561--2005,钢中非金属夹杂物含量的测定标 准评级图显微检验法Is]. GB/T 105612OO5。Steel Determination of Content of Nonmetallic Inclusions Micrographic Using Standards Diagrams[S. [7]GB/T 6394--2002,金属平均晶粒度测量Es]. GB/T 6394 2OO2.Metals for Estimating the Average Grain Size[S]. [8] 李亚江.焊接组织性能与质量控制[M].北京石化工 业出版社,2005. I I Yaj iang.The Welding Perance and Quality Control[M].BeijingChemical Industry Press,2005. 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