焊缝开裂（共3篇）
焊缝开裂 篇1
摘要：介绍了安钢第二炼钢厂转炉改造后炉壳焊缝开裂的情况, 指出炉衬镁碳砖热膨胀力及炉壳热应力是造成炉壳焊缝开裂的主要原因。通过合理设置镁碳砖膨胀缝、减少热量传导和制定合理的焊接工艺可大幅度降低炉壳焊缝开裂次数。
关键词：转炉炉壳,镁碳砖,热应力,膨胀间隙
安阳钢铁公司第二炼钢厂三座转炉炉衬于2003年由焦油白云石砖改为镁碳砖, 改后转炉炉龄大幅度提高, 由原来的5000炉左右提高到2万炉以上, 最高炉龄达到30 300炉。2007年对转炉进行了扩容改造, 将倒凹形水冷炉口改为平板式水冷炉口, 悬挂式活动炉底改为螺栓联接的小炉底。在2007年的使用中, 转炉炉壳频繁发生焊缝开裂事故, 造成炉衬粉化及空洞, 极易发生漏钢事故, 严重威胁到转炉的安全生产。为此对炉壳焊缝开裂的原因进行了调查分析, 制定了相应措施, 炉壳在2008年的使用过程中, 焊缝开裂现象大幅度减少, 确保了炼钢生产的顺利进行。
1 转炉炉壳焊缝开裂原因分析
1.1 开裂部位及形貌
炉壳开裂主要集中在各部位焊缝连接处, 见图1。
1.2 焊缝开裂原因分析
炉壳在工作中主要承受机械应力和温度应力这两类应力的综合作用。机械应力是由炉体自重、钢液等重量产生的静负荷以及炉体在倾动、吹炼等过程中的动负荷所产生的。温度应力包括了两个方面:一是由于炉壳结构、耐火材料的厚度及导热系数的影响, 炉壳在纵向和径向均存在温度梯度, 由此形成很大的温度梯度应力;二是由于耐火材料和炉壳间的温度、热膨胀系数存在差异, 炉衬和炉壳的热膨胀不同, 炉衬对炉壳产生较大的热膨胀压力, 由此在炉壳上引起的热膨胀应力。
1.2.1 镁碳砖膨胀力对炉壳的影响
安钢第二炼钢厂转炉炉壳未改变炉口及炉底连接方式以前也使用镁碳砖作为转炉内衬, 并未频繁发生焊缝开裂事故。原炉壳结构见图2。
炉口及炉底改造后, 炉壳焊缝开裂现象明显增多, 改造后炉壳连接结构见图3。
镁碳砖热膨胀系数在1.0%～1.8%之间[1], 安钢第二炼钢厂转炉炉衬总高为5000mm, 镁碳砖总体膨胀量大于50mm。2007年以前更换炉衬时都只在炉口下部预留大于35mm的总膨胀缝, 且使用镁碳砖楔子揳紧, 炉壳发生焊缝开裂现象并不明显。分析其主要原因是因为炉口、炉身、炉底连接处存在的缝隙吸收了该部分膨胀力, 未对炉壳造成较大的热膨胀压力, 见图4。
炉口及炉底改造后, 炉身与炉口连接处增加了连接法兰, 同时炉底处也增加了连接法兰, 镁碳砖产生的膨胀力都直接作用于炉身上, 炉身承受的机械力大幅增加。巨大的膨胀应力作用在炉壳上, 导致炉壳在焊缝薄弱处开裂。停炉后炉身下部镁碳砖从中间裂开 (见图5) , 也证明了此巨大膨胀应力的存在。
出钢口部位钢板焊缝开裂的主要原因是:炉壳改造后出钢口砖设计为大块整体出钢口, 其与炉壳钢板间缝隙使用小块切分镁碳砖填充, 未留置膨胀缝, 大块镁碳砖产生的较大的膨胀力作用于出钢口四壁, 造成出钢口部位钢板焊缝开裂。
1.2.2 温度应力的影响
由于镁碳砖具有好的抗蚀性能、抗热震性能以及不易剥落等优点, 使其在转炉内衬上得到了广泛的应用。但镁碳砖导热系数增加了3～4倍, 经试验得出含碳量为20%的镁碳砖热导率为26W/ (m·K) [2]。热导率大导致炉壳的工作温度升高, 使炉壳一直在较大的热负荷下工作, 炉壳变形急剧增加。现场测量的炉壳温度见表1。
转炉炉帽及炉身直段部位镁碳砖厚度都为500mm, 但直段部位设有115mm厚镁砖永久层及10mm厚石棉板保温层。此修砌差异使得外部炉壳温度差别较大, 加之炉帽受高温炉气、钢液钢渣、烟罩反射的辐射热及炉口喷溅物的热作用, 炉帽与炉身部位炉壳温度差值达到40℃ (见表1) 。由于在锥体和筒体间存在温差会产生反向的旋转应力[2], 作用于焊缝部位, 造成应力集中, 导致炉壳焊缝开裂。
1.2.3 焊接工艺的影响
安钢第二炼钢厂转炉炉壳所用材质为30mm厚的16Mn钢板, 其化学成分见表2。筒节间对接焊缝为坡口角度等于60°的双面V形坡口, 钝边为2mm。
16Mn钢含碳量较低, 因含有少量合金元素, 其淬硬倾向比低碳钢稍大, 快冷时可能出现淬硬的马氏体组织。高温热强性能以及抗蠕变性能较差。同时炉壳壁厚、体积大、结构复杂, 在组装焊接中往往产生较大的焊后残余应力, 且又是在极冷极热温差变化较大的环境条件下使用。以前对炉壳未进行焊后残余应力处理, 焊缝经常产生裂纹而影响生产[3]。
2 防止炉壳焊缝开裂采取的措施
2.1 设置合适的镁碳砖膨胀余量
合理留设膨胀量非常重要。炉衬膨胀间隙设置小或不设置, 炉衬结构稳定, 但炉衬受的热应力就大。镁碳砖膨胀间隙设置大, 炉衬受的热应力小, 但炉衬结构不稳定, 易出现塌砖和掉砖事故。
参考公式1计算炉衬的线膨胀率, 针对炉衬不同部位, 设置不同的膨胀缝, 减轻镁碳砖膨胀力对炉壳的影响。
ρ= α (t-t0) ×100 (1) [4]
式中 ρ—— 材料的线膨胀率, % ;
α—— 材料的线膨胀系数, 10-6/℃ ;
t——工作温度, ℃ ;
t0 ——室温, ℃ 。
炉底下锥体在炉底法兰垫一层镁砖后铺10mm厚石棉板, 然后再进行镁碳砖修砌。镁碳砖间平缝每隔四层砖使用一层1mm厚黄板纸作为垂直膨胀缝。
炉身直段部位镁碳砖每3层使用一层1mm厚黄板纸作为垂直膨胀缝。
炉帽、炉口法兰下留大于30mm的空隙 (具体视实际修砌情况而定) , 并且用木锲塞紧, 防止摇炉时砖松动, 用镁质火泥与镁沙封死。严禁用镁砖顶死, 防止膨胀导致炉壳变形。炉帽镁碳砖每隔4层使用一层1mm厚黄板纸作为垂直膨胀缝。
2.2 优化焊接工艺, 减轻焊后残余应力
在炉壳制作过程中, 制定合理的焊接工艺, 规范操作, 提高炉壳焊缝力学性能。
2008年炉壳焊接时正值北方寒冷的冬季。因此在炉壳周围设置挡风围墙, 保证焊接作业正常进行。焊前进行预热, 自制简易预热装置, 喷嘴平行于焊缝沿圆周均匀分布, 分别在炉壳内部坡口上方和外部坡口下方距坡口中心约50 mm处小火缓慢加热, 以降低焊接冷却速度, 尽量避免焊缝产生马氏体组织。预热还可以降低焊接应力, 并有助于氢从焊接接头逸出, 有效防止氢致裂纹的产生。施焊采用焊条电弧焊与半自动气体保护焊相结合的方法。焊条类型选用低氢型, 以获得良好的熔敷金属抗裂性能。焊后进行消除应力处理是必需的。根据炉壳大小及现场条件, 采用振动消除应力的方法使焊接应力得到松弛。焊接完成后进行超声波探伤, 检测焊接质量。
2.3 安装防护板和隔热层, 改善炉壳工作条件
在转炉炉帽圆周部位安装焊接防护裙板, 阻隔炉口喷溅钢渣、钢液对炉帽的传热。同时在炉帽内部设置10mm厚石棉板隔热层, 减少炉内向炉壳的传热。相关资料表明, 设置石棉板后炉壳所受到的热膨胀应力仅为没加石棉板时的50%[5]。
3 应用效果
采取以上措施后, 安钢第二炼钢厂三座转炉炉壳在2008年的使用中只发生过一次焊缝开裂, 有效地延长了炉壳的使用寿命, 减少了检修费用, 降低了生产成本, 提高了经济效益。
4 结语
炉衬镁碳砖热膨胀力及炉壳热应力是造成炉壳焊缝开裂的主要原因。通过合理设置镁碳砖膨胀缝、减少热量传导和制定合理的焊接工艺可大幅度降低炉壳焊缝开裂次数, 延长炉壳使用寿命。
参考文献
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[5]朱光俊, 等.中小型转炉炉壳变形的数值模拟.北京科技大学学报, 29 (3) .
焊缝开裂 篇2
1 检查结果与分析
1.1 外观检查
1) 现场检查发现, 1号锅炉后管板多处管端焊缝出现径向裂纹, 多数裂纹穿过焊缝分别扩展到炉管及管板母材, 严重者穿过两根相邻炉管间管板引起相邻炉管管端焊缝及炉管开裂。
2) 较轻裂纹恰好与收弧部位焊缝前沿重合, 且该处收弧焊缝熔敷金属明显高出。
3) 从切取的炉管裂纹试样还可看出, 炉管与管板之间存在很大间隙 (约1 mm) , 只有管端焊缝相连, 相连处熔敷金属厚度很小, 约2～4.0 mm。
4) 对1号炉锅筒内部的目视观察并辅以内窥镜检查, 发现该炉的炉胆外壁及第二回程 (高温区) 的烟管和管板处结满了水垢.厚度约2.0 mm。
1.2 硬度测量
对锅炉后管板高温区处的管板母材、焊缝及热影响区的硬度测试 (HB) 结果, 见表1。
1.3 炉管化学成分分析
锅炉炉管化学成分分析结果, 见表2。
1.4 金相检查
1.4.1 未开裂部位管板管端焊缝及其热影响区显微组织
采用复膜金相技术检查了未开裂部位管板管端焊缝及其热影响区显微组织, 检查结果, 如图1所示。可以看出, 未开裂部位管板管端焊缝及其热影响区显微组织正常, 焊缝组织为先共析F+ (B +针状F) (a) ;热影响区为B (b) ;母材为F+P (c) 。
(a) 焊缝 (b) 热影响区 (c) 母材
1.4.2 开裂部位管板管端焊缝及其热影响区显微组织检查
现场切取的两个不同程度开裂试样, 金相检查结果表明, 其焊缝及其热影响区显微组织均属正常。图2示出了严重开裂试样不同部位显微组织。焊缝组织为先共析F+B (a) ;热影响区为B (b) ;母材为F+P (c) 。
(a) 焊缝 (b) 热影响区 (c) 母材
1.4.3 裂纹所在部位金相检查
沿焊缝中心线纵向剖开, 磨制纵截面金相试样, 检查了裂纹向纵深方向发展情况。检查结果表明, 裂纹起始于收弧焊缝焊趾根部变截面部位, 收弧焊缝内发现有裂纹源, 如图3所示。该型锅炉管端焊缝质量较差, 焊缝内普遍存在气孔等焊接缺陷, 切取的两个裂纹试样均发现气孔。
1.5 断口分析
断口处除黄褐色锈蚀痕迹及残存粉红色着色剂外, 很大一部分断口表面被一层很厚的白色物质所覆盖, 采用丙酮、三氯甲烷、醋酸异戊脂等溶剂均不能清除。能谱分析结果表明, 该覆盖物含有很高的Ca、Mg等元素。在2%柠檬酸+10%柠檬酸氨水溶液中煮沸, 白色覆盖物基本被清除。分析认为, 该覆盖物系运行过程中沉积的水垢, 即CaO、MgO等碱性氧化物。
从清洗后的断口表面可以看出:
1) 在一侧管端焊缝内有一长度大于2.5mm的气孔, 气孔长度方向的一端与炉管和管板之间缝隙相连通, 在气孔长度方向的另一端, 其剩余焊肉厚度只有0.5mm。
2) 断口表面存在几组宏观疲劳条纹, 其中两组指向焊缝气孔所在部位, 一组指向相邻炉管管端焊缝表面。
3) 炉管与管板存在较大间隙, 管端焊缝熔敷金属厚度很小。
2 裂纹产生的原因分析
2.1 后管板处炉管与管板焊接的质量分析
通过对现场切取的炉管裂纹试样进行检查后看出, 炉管与管板之间存在很大间隙 (约1 mm) , 只有管端焊缝相连, 相连处熔敷金属厚度很小, 约2～4.0 mm。该炉随机资料表明, 炉管与管板采用前胀后焊的方式, ASME-Ⅰ1998 (2000增补版) 要求:焊接炉管在焊前要预胀, 焊后还要进行补胀以消除炉管与管孔之间的间隙。但检查的结果表明, 间隙未被消除。间隙处的位置正好靠近管端, 间隙处的炉水温度要高于管板水侧的平均温度而产生过冷沸腾, 近间隙处的热应力更大, 与间隙处相连的是炉管、炉管焊缝和孔桥, 三者相比焊缝的强度最弱, 所以最先产生裂纹;而管孔壁除跟部与炉管经焊接熔合为一体外, 其余大部分都处于自由暴露状态, 在这些自由面, 由于加工原因, 存在无数个微裂纹, 这些微裂纹受温差应力的影响, 极易产生应力集中, 在“过冷沸腾”的恶劣环境下, 又会在较短的时间内产生疲劳应力微裂纹, 在这种情况下, 应力将全部集中在薄弱的焊缝处。由此上述因素相互作用的结果:致使应力的集中而产生的微裂纹逐步形成实质性的裂纹。
2.2 断口表面存在疲劳条纹的原因分析
该型热水锅炉为卧式三回程烟火管干背锅炉, 高温烟气经炉胆进入到锅炉的回烟室再经后管板处折返进入二回程烟管, 在后管板处烟气温度高达1100～1300℃左右。而该炉型在结构上也存在一些不合理之处, 如锅炉水强制循为上进下出, 且进出口又都设在锅炉的中前部, 造成锅内水循环不合理, 出现热偏差, 使得锅炉后管板内侧的炉水滞留, 出现过冷沸腾, 即在锅炉运行时在管板水侧产生的小气泡经受热很快聚集成较大气泡, 使管板失去冷却、导致壁温迅速升高, 而当管板附近的气泡长到一定大小, 就会离开管板上升破裂, 锅水又会迅速补充到气泡离开的管板部位, 使管板快速冷却, 导致壁温又急剧下降, 因而产生较大的温差应力。在后管板处如此反复高温-快速冷却-再高温最终导致管板的热疲劳, 这就是产生疲劳裂纹的重要原因之一。
2.3 锅炉内部炉胆及第二回程炉管外侧结垢所引起的后果分析
该锅炉运行仅20多天, 即开始出现裂纹, 裂纹断口表面即覆盖有较厚的水垢, 说明炉水质量较差。经查该锅炉房和外网供热管线由于年久失修, 每天都要对锅炉大量补水, 而制水设备能力有限, 迫使所补炉水大部分为生水, 从而导致锅炉在运行中快速结垢。锅炉炉管表面结垢使炉管导热能力明显降低, 除降低了锅炉的热效率外, 还使得管端部位的热应力增加。
2.4 裂纹最终产生的综合分析
该型锅炉管端焊缝质量较差, 焊缝内普遍存在气孔等焊接缺陷, 切取的两个裂纹试样均发现气孔。其中, 严重裂纹试样管端焊缝气孔长度大于2.5mm, 且一端与炉管与管板之间的缝隙相连通, 另一端熔敷金属剩余厚度只有0.5 mm。有的焊缝收弧部位衔接不好, 收弧焊缝余高明显高出。由于收弧处焊缝余高明显高出, 在由此形成的变截面部位将使热应力进一步集中。在锅炉运行过程中, 在热应力作用下, 首先在焊接缺陷部位、焊缝变截面部位产生微裂纹, 随后, 在交变热应力作用下, 进一步以疲劳方式迅速扩展, 最终形成穿透性裂纹。
对切取的炉管试样所进行的化学成分分析结果和对锅炉后管板所进行的硬度测量经换算成材料的抗拉强度值均在标准值范围内, 表明材料的因素、管板的过热影响对此裂纹的产生不是重要原因。
3 结论
1) 该型热水锅炉的结构形式的不合理是导致后管板管端焊缝的开裂的重要原因。
2) 后管板与炉管端部焊后补胀质量和焊接质量欠佳是发生疲劳开裂的主要原因。
3) 大量补充生水导致锅炉炉水质量变坏是造成锅炉后管板管端焊缝的开裂的又一原因。
摘要：针对国外进口热水锅炉后管板处的管端焊缝上出现裂纹这一情况, 对锅炉进行了内部检验、对裂纹形成的原因进行了深入的分析。
关键词：热水锅炉,后管板裂纹,过冷沸腾
参考文献
[1]林宗虎, 张永照.锅炉手册[Z].
[2]庄军.WNS型燃油热水锅炉管板和烟管裂纹原因分析[J].中国锅炉压力容器安全, 2004, 10 (6) 42-48.
[3]永裕.对进口8.2MW燃油气热水锅炉后管板等处裂纹事故的分析[J].工业锅炉, 2005, 1 (89) :54-56.
焊缝开裂 篇3
某火电厂21号机组是单元母管制热电联产机组,其汽轮机为阿尔斯通公司设计制造的高温、高压、双缸双抽双排汽凝汽式汽轮机,型号为DKEH-1ND31。21号和22号炉是由东方锅炉厂有限公司制造的CFB锅炉,高温高压、单汽包、自然循环,采用了循环流化床燃烧、高温分离物料、固态排渣、干式输送、平衡通风、半露天布置等设计,于2003年投入运行。
2012年10月25日,运行人员发现21号机组北侧主汽疏水管(距离汽轮机3 m)座角焊缝(大小头与主汽连接管座角焊缝)存在漏气现象,由于接近检修期限,仅对其进行了带压堵漏处理。主汽管道及主汽疏水管道结构如图1所示。2012年10月31日,21号机停机检修。通过宏观检验发现,主汽疏水管座角焊缝的开裂部位位于座角焊缝上缘,近主汽管道侧,开裂长度为15 mm,对其进行磁粉检验表明,座角焊缝1/3圈存在缺陷磁痕显示,长约50 mm。主蒸汽管道材质为10CrMo910,规格为φ406.4 mm×45 mm;主汽疏水管材质为12Cr1MoVG,规格为φ76 mm×8 mm;连接处大小头材质为12Cr1MoVG;主汽管道入口温度为540℃,压力为9.81 MPa。
2 实验分析
为了分析缺陷产生的原因,对管道的大小头进行化学成分分析、金相组织检查、硬度检验,同时检查了焊接工艺。
2.1 化学成分分析
对连接处大小头(12Cr1MoVG)进行化学成分分析,结果如表1所示,其成分符合GB5310—2008标准要求(C:0.08%～0.15%;Si:0.17%～0.37%;Mn:0.40%～0.70%;Cr:0.90%～1.20%;Mo:0.25%～0.35%;V:0.15%～0.30%;S≤0 010%;P≤0.025%)。
2.2 金相组织检查
对大小头进行金相组织检查,金相组织照片如图2所示,大小头的金相组织为铁素体+贝氏体,贝氏体花纹清晰,在晶界处有少量碳化物聚集,发生轻度老化。
2.3 硬度检验
对大小头进行布氏硬度检验,结果如表2所示。布氏硬度检验结果显示,其硬度值符合DL/T438—2012标准要求。
2.4 焊接工艺检查
经查阅,此管座角焊缝为原始安装焊口。其焊接工艺为:焊前预热至250℃,采用R407焊条,焊条直径3.2 mm,焊接电流区间为90～120 A,焊接电压控制在22～28 V,应采用多层多道焊,层间温度应小于300℃。焊接完成后,用加热绳将其加热至700～740℃,保温2 h。经确认,此焊接工艺合格。
3 原因分析
通过实验分析可以看出,此大小头的化学成分和硬度符合标准要求,金相组织没有异常,焊接工艺合格。
经调查发现,此主汽疏水管道结构为改动后结构,而非原始设计结构,原始结构如图3所示。由于生产需要,将原始设计更改为现用结构(图1),但是没有设计固定装置。从结构稳定性上看,疏水管道改动后,由于没有固定装置,更易引起振动。此电厂22号机组与21号机组参数、型号、结构完全一致,而22号机组主汽疏水管道为原始结构,一直运行良好。同时,运行人员在21号机组主汽疏水管座角焊缝开裂之前发现,在机组运行中,主汽疏水管存在振动现象,但并未加以重视。由此可见,此次21号机组主汽疏水管座角焊缝开裂的主要原因是疏水管结构改动后引起管道振动。将开裂焊缝进行重新焊接,并将管道恢复为原始设计结构,至今运行良好。
4 结语
该电厂21号机组主汽疏水管座角焊缝的开裂与水管结构的改动有关。主汽疏水管的振动导致座角焊缝产生应力集中现象,从而造成焊缝开裂。此次缺陷的分析与处理,对电厂机炉外管的改造具有借鉴意义。在附属管道的改造过程中,考虑工艺、材质的同时,还应考虑其结构因素,以防结构不合理而引起强烈振动,最终导致产生缺陷。
参考文献
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