浙江至德鋼業(yè)有限公司以水煤氣廢熱鍋爐在不銹鋼換熱管和管板連接處的失效分析為例，說明失效分析的過程和意義。管殼式換熱器廣泛應用于化工、石油、醫(yī)藥和核行業(yè)。管板和換熱管連接處是一個關鍵部位，它們之間的連接一般采用焊接、脹接或者兩者結合的方法。從文獻報道和實際使用情況來看，管子和管板連接處的腐蝕是引起換熱器失效的主要原因。因此，常采用奧氏體不銹鋼管子預防腐蝕的發(fā)生。然而，在特定的介質和一定的拉應力下，奧氏體不銹鋼會發(fā)生應力腐蝕開裂。拉應力來源于操作壓力、熱應力或者制造的殘余應力。近年來，人們通過失效案例分析，對脹接或焊接殘余應力情況進行了大量研究，并認為它們在應力腐蝕中起到了重要作用。一些換熱器失效案例中，雖然介質中氯離子的濃度非常小，但是奧氏體不銹鋼管應力腐蝕還會發(fā)生。眾多分析認為，應力腐蝕的發(fā)生是由氯離子在縫隙中的富集引起的。
現(xiàn)當介質中氯離子濃度僅有5.8mg/kg時，縫隙處的濃度值可高達2410mg/kg.但管子的應力腐蝕和縫隙腐蝕仍不能避免。目前，對于脹接之后還存在縫隙的原因不清楚，因此，這個問題將在本章中進行重點討論。
一、失效案例介紹
某甲醇廠一臺水煤氣廢熱鍋爐（以下簡稱“廢鍋”）管程的介質是由H2、CO、CO2、H2S、NH3、H2O等組成的水煤氣，水從鍋爐補水口進人廢鍋殼程，并在其內變成蒸汽后，再由蒸汽出口排出，廢熱鍋爐技術特性見表7-1。殼程的最高工作壓力和溫度分別為3.4MPa、242℃,管程的最高工作壓力和溫度分別為6.28 MPa、241℃.管子采用321不銹鋼材料，廠家提供的321不銹鋼材料的化學成分見表7-2,管板采用20MnMo材料。換熱管和管板管孔的連接方式采用強度焊十密封脹。
設備在使用兩年左右后，發(fā)現(xiàn)出口蒸汽中一氧化碳含量明顯增高，判斷水煤氣出現(xiàn)泄漏。設備停車檢修時，并未發(fā)現(xiàn)宏觀缺陷。但水壓試驗時，發(fā)現(xiàn)管板堆焊層11處漏點；后經堵漏處理，漏點反而增加到20多處。第二次水壓試驗時，又出現(xiàn)新的漏點，同時，在管子內壁發(fā)現(xiàn)一些黑色附著物，泄漏點位置和管內附著物如圖7-1所示。
二、失效分析過程和結果
1. 現(xiàn)場勘查
首先對不銹鋼管板進行著色探傷，未發(fā)現(xiàn)裂紋，如圖7-2(a)所示。其次，對筒體進行了檢查，未發(fā)現(xiàn)裂紋、腐蝕等現(xiàn)象，如圖7-2(b)所示。經仔細觀察，泄漏水珠是從換熱管內流出的，因此，基本可以確定裂紋出現(xiàn)在換熱管上。經滲透檢測和打磨，開始在管內壁未發(fā)現(xiàn)裂紋，但經過滲透和打磨之后，出現(xiàn)樹枝狀裂紋；隨著打磨的進行，裂紋越來越清晰，并且裂紋寬度由管內向外逐漸增加，如圖7-2(c)所示。因此，可以初步判斷裂紋起源于管外壁，向內部擴展。
2. 現(xiàn)場取樣
分別取含有漏點的一段進氣管以及對應的出氣管，同時收集了管束內壁附著物，如圖7-3所示。
3. 換熱管材料分析
采用光譜儀對失效換熱管材料化學成分進行了檢測分析，表明換熱管材料化學成分基本符合GB 13296-2007《鍋爐、熱交換器用不銹鋼無縫鋼管》標準中對321不銹鋼的成分要求，結果見表7-3.
4. 裂紋檢查
如圖7-4所示，把兩取樣管打磨后，在進氣管外壁1、2區(qū)域內用肉眼可以觀察到微小裂紋，同時還發(fā)現(xiàn)在較粗裂紋處有一些小凹坑。在取樣區(qū)1取試樣1。觀測取樣管橫截面的裂紋和金相組織；在取樣區(qū)2取試樣2,用以觀察取樣管表面裂紋、裂紋內腐蝕產物化學成分和金相組織；在取樣區(qū)3取試樣3,用以觀測取樣管縱截面的裂紋和金相組織。同時，在出氣管的取樣區(qū)4、5取試樣4和試樣5,分別觀測橫、縱截面裂紋和金相組織。
試樣1: 經過打磨、拋光、王水腐蝕，在試樣1橫截面中發(fā)現(xiàn)一條穿透性裂紋及其他細小裂紋。裂紋呈樹枝狀，分叉較多，沿橫截面從管外壁向內發(fā)展，具有典型不銹鋼應力腐蝕形貌，如圖7-5所示。組織為單相奧氏體，有孿晶分布，晶粒均勻，符合321不銹鋼固溶處理的組織要求，但觀察到一些顆粒較大的夾雜物，如圖7-6所示。
試樣2: 顯微鏡下觀察到換熱管表面裂紋平行于軸向擴展，有主干和分支之分，為明顯的穿晶型裂紋。金相組織為單相奧氏體，有孿晶分布，晶粒較均勻，符合321不銹鋼固溶處理的組織要求。同時，也觀察到一些顆粒較大的夾雜物，如圖7-7所示。
試樣3~5: 顯微鏡下，試樣3(進氣管縱截面）以及試樣4、5(出氣管縱、橫截面）均未發(fā)現(xiàn)裂紋。金相組織為單相奧氏體，有孿晶分布，晶粒較均勻，符合321不銹鋼固溶處理的組織要求，如圖7-8和圖7-9。在試樣3顯微組織中發(fā)現(xiàn)有TiN夾雜物，但量很少，屬正?，F(xiàn)象。
5. 裂紋縫隙內雜質成分分析
為了分析裂紋縫隙內腐蝕產物的化學成分，取試樣2外壁裂紋區(qū)域進行了電子探針檢測。掃描區(qū)域的顯微形貌見圖7-10(a),裂紋有主次之分，并平行于軸向發(fā)展。掃描波譜結果見圖7-10(b),表7-4列出了裂紋內腐蝕產物部分成分的半定量分析結果。在檢測中發(fā)現(xiàn)，腐蝕產物的主要金屬成分為鐵和鉻,非金屬元素為氯、硫和氧，在波譜上能看到明顯的Cl峰和S峰，說明該廢鍋的運行環(huán)境中殼程介質含有的氯、硫可能是介質中的也可能是材質本身的。
6. 管壁附著物的化學成分分析
為了確定換熱管內壁黑色附著物的成分，在附著物較厚處取下一些樣品。為全面分析附著物的化學成分，采用電感耦合等離子體－發(fā)射光譜法檢測金屬元素、元素分析法檢測碳和硫元素、離子色譜法檢測氯元素。檢測結果顯示，主要金屬元素是鐵,質量分數為30%,另外還有少量的鎳、砷、氯等；非金屬硫元素的含量非常高，達到34%,當硫元素以濕硫化氫存在時，也會引起奧氏體不銹鋼應力腐蝕。
7. 廢熱鍋爐進出水水質分析
為了分析廢熱鍋爐管束失效的原因，需對其所使用水的水質和操作情況進行調查。根據公司檢測中心的分析結果，廢熱鍋爐進水中氯離子含量是4.08mg/kg,排污水中的氯離子含量未進行檢測；水煤氣冷凝液中氯離子含量為14.53mg/kg,見表7-5.廢熱鍋爐連排水、間排水以及水煤氣出口冷凝水樣檢測分析結果見表7-6。從檢驗結果來看，取樣水中的氯離子元素含量較少，說明在生產中鍋爐用水軟化處理的質量較高。
通過以上綜合分析可以判斷，不銹鋼管子的裂紋是由應力腐蝕引起的。管子脹接后會產生殘余應力，管板和管子焊接后也會產生殘余應力。很多文獻已經證明脹接和焊接殘余應力的存在。在設備檢修時，換熱管貼脹部位的管子在去除強度焊焊縫后很容易從管板中取出，說明管子與管板之間存在微小的縫隙。介質中微量的氯離子可以在縫隙內濃縮，使其濃度升高。
三、最小脹緊壓力計算
管子和管板之間貼脹是否緊密主要取決于脹接壓力的大小。貼脹壓力過小，換熱管和管板孔間會存在縫隙；脹接壓力過大，管板和管子之間產生較大的接觸應力，使管外壁因受管板孔的擠壓而產生額外的應力。因此，有必要對貼脹的最小壓力進行討論。下面通過理論計算和有限元數值模擬來分析本失效案例中所需的最小貼脹壓力。
1. 換熱管力學性能測試
為獲得準確的換熱管材料特性，特從廢熱鍋爐制造廠家獲取管材，采用萬能拉伸試驗設備進行材料的拉伸試驗。材料試樣的制造及拉伸試驗過程按照GB/T228.1-2010《金屬材料拉伸試驗第1部分；室溫試驗方法》標準進行試驗。試樣圖紙以及加工試樣如圖7-11所示，拉伸試驗的應力－應變曲線如圖7-12所示。
2. 脹接力的理論計算
液壓脹接是一種柔性脹接技術，壓力均勻地作用于不銹鋼管子內壁，管子的變形在幾秒鐘內完成。由于管子沒有受到反復碾壓，這種脹接過程難以達到對管子與管板之問粗糙表而的“填平”效果。為保證脹接質量，管板孔的加工粗糙度應控制在Ra6.3μm以內。
根據液壓脹管機廠家提供的資料，可按下列方法計算脹接力：
不銹鋼換熱管和管板之間采用貼脹時，可根據式（7-2)計算所需脹接力。從式（7-2)可以看出，脹接力與脹接件的尺寸和材料的屈服強度密切相關。換熱管材料321不銹鋼的保證屈服強度ReLt ≥205MPa;從廠家提供的“壓力容器產品主要受壓元件使用材料一覽表”中查得，換熱管材料ReLt的供應值是240MPa,廠家復驗值為297MPa,本次分析的試驗值為292MPa。
在實際的制造中，管板孔徑D和換熱管的壁厚都允許存在偏差。根據換熱器制造相關標準的規(guī)定，一級管束管板孔直徑是625.25mm時，允許偏差為0~+0.15.根據GB/T 17395-2008《無縫鋼管尺寸、外形、重量及允許偏差》標準的規(guī)定、管子外徑偏差分為標準化外徑允許偏差四級和非標準化外徑允許偏差四級。根據管孔公差，能與管板孔配合的管子公差范圍為D4級士0.10、ND4級士0.20兩種。由于管板孔直徑和換熱管外徑和壁厚制造尺寸偏差的存在，會影響換熱管和管板孔之間空隙的大小。在不考慮偏差時，換熱管和管板孔之間間隙為Δr=0.125mm;考慮偏差時，即對D4級管子和管板孔配合的最大間隙為Δrmax=0.250mm,最小間隙為Δrmin=0.075mm;對ND4級管子和管板孔配合的最大間隙為Δrmax=0.300mm,最小間隙為Δrmin=0.025mm.根據GB/T 17395-2008《無縫鋼管尺寸、外形、重量及允許偏差》標準的規(guī)定，管子壁厚偏差分為標準化壁厚允許偏差九級（含亞級）和非標準化壁厚允許偏差四級。按換熱管強度要求，可供選擇的換熱管壁厚偏差有：S3A級±0.20、S4A級±0.15、S5級±0.10、NS1級－0.25~+0.30、NS2級＋0.30~-0.20、NS3級＋0.25~-0.20、NS4級－0.15~+0.25.表7-7列出了兩種公差配合下，NS3級－0.20~+0.25的壁厚偏差下，根據式（7-2)計算出的脹接力Pmin的數值。
從表7-7來看，Δr=0.125mm時，ReLt＝205MPa 計算出的脹接力為142MPa，ReLt＝292MPa時的脹接力為202MPa,兩者差距較大。在脹接件的尺寸確定的條件下，脹接力Pmin，隨屈服強度的增加而增大；在同一屈服強度下，脹接力隨著管板之間空隙的減小而增大，這顯然是與實際情況不符的。這說明武（7-2)沒有考慮脹接件的尺寸偏差，因此在使用式（7-2)時不能把尺寸偏差帶入其中。
不考慮尺寸偏差，管板的Rep=370MPa時，換熱管不同屈服強度下根據式（7-3)計算出的最大脹接力P max見表7-8。
貼脹時，脹接力取Pmin，但是Pmin是使換熱管和管板開始產生殘余應力的最小脹接力，在實際脹接中脹接力的取值要大于Pmin;對密封要求高的強度脹接，脹接力取最大值Pmax。
脹接件的加工尺寸偏差除了影響脹接力的大小，還直接影響液袋式液壓脹管成本。在超高壓的脹接壓力作用下，管子向外膨脹，間隙越大，管子的形變越大，因而液袋脹頭與管子內壁之間的間隙將隨著尺寸偏差加大而增大。液袋在超高壓作用下，具有向間隙中流動的趨勢，使液袋受到損傷。在同樣的脹接壓力下，脹頭頭部的尺寸與管子變形后的間隙越大，液袋越易損壞，這種損傷隨著間隙的增大成幾何級數加劇。
3. 脹接壓力有限元分析
為了解在多大的脹接力下?lián)Q熱管和管板能有效貼合，現(xiàn)對換熱管-管板焊脹連接處進行有限元分析。根據脹管和管板的實際尺寸建立模型圖，施加不同的脹接力，觀察脹接效果。在分析時，考慮7.3.2節(jié)分析的制造尺寸偏差情況和材料的力學性能對脹接力的影響。
A. 基本參數
換熱管的規(guī)格為Φ25mm×2mm,換熱管在管板上以等邊三角形的形狀排列，孔中心距為32mm,管板孔徑為25.25mm+0.15mm.換熱管和管板的連接方式采用強度焊＋液壓脹，脹接力為142MPa.管程工作壓力為6.28MPa;換熱管的一端伸出堆焊層的長度為2.5mm,脹接從距離換熱管口17.5mm處開始脹接部分共長268mm,管板與換熱管連接的結構圖如圖7-13所示，根據實際結構尺寸簡畫出的幾何圖如圖7-14所示。
B. 有限元模型
總體坐標采用柱坐標系，以換熱管軸線為Z軸，徑向為R,建立二維模型。管板和換熱管均采用軸對稱 plane182單元，TARGE169目標面單元和CONTA172接觸面單元建立換熱管與管板間的柔性面－面接觸對，網格采用四面體網格，整個模型的單元總數為10650個。在建立模型的過程中，根據7.3.2節(jié)分析的間隙值情況，考慮四種管孔與管子外徑間隙值：對管子D4級±0.10,最大間隙為Δrmax=0.250mm,最小間隙為Δr min=0.075mm;對管子ND4級±0.20,最大間隙為Δrmax=0.300mm,最小間隙為Δrmin＝0.025mm;不考慮制造尺寸偏差時的Δr=0.125mm.不考慮尺寸偏差時的模型圖和網格的劃分如圖7-15。
采用貼脹時，換熱管在脹接過程中會發(fā)生微小的塑性形變，管板只產生彈性形變。因此，在ANSYS分析過程中，采用塑性模型中隨動強化Mises率不相關的多線性模型作為換熱管的材料本構關系模型，數據取自321不銹鋼實測應力-應變曲線；管板采用各向同性的彈性模型。脹接過程是在換熱管的內表面施加不同的壓力值，使傳熱管發(fā)生塑性變形而管板發(fā)生彈性變形，卸掉載荷后管板緊緊地壓緊傳熱管，達到連接的目的。根據模型的對稱性，管板的表面是固定不動的，在模型中設置為完全約束。換熱管在脹接的過程中軸是沒有位移的，所以在傳熱管的軸向設定約束。
C. 脹接過程模擬
通過載荷增量法將脹接壓力施加到管子內表面施脹部位的單元上，并分三個階段模擬脹接過程：第一階段為脹接壓力由零增加至規(guī)定的壓力，即脹接壓力加載段；第二階段為脹接力停留一段時間；第三階段為脹接壓力由規(guī)定值減少至零，即脹接壓力卸載段。考慮到接觸和材料非線性的計算收斂速度和計算精度，每個階段劃分為幾個載荷步，每個載荷步中增加若干個子載荷步。為提高求解過程的收斂速度。使用完全的Newton-Raphson迭代，以保證每次平衡迭代使用正切剛度矩陣，使用線性搜索使計算穩(wěn)定化。整個脹接過程所用時間為2~3s.
D. 模擬結果及分析
有限元模擬時，分別考慮制造尺寸偏差和材料力學性能的影響。首先，在ReLt=292MPa時，計算間隙為0.125mm、0.325mm和0.05mm時所需的貼合脹接力；其次，分析ReLt為292MPa和205MPa時的脹接力。
①. ReLt=292MPa時。
a. 無制造尺寸偏差、間隙Δr=0.125mm時，換熱管的規(guī)格為Φ25mm×2mm,管板孔徑為25.25mm,模型如圖7-15所示。分析時，選取脹管中間位置換熱管外壁的單元A進行有限元分析，位置如圖 7-16。
分別施加100MPa、142MPa、180MPa、210MPa、240MPa等的脹接力，經過多次計算發(fā)現(xiàn)，在230MPa時單元A沿R方向的絕對位移量u=0.125005，如圖7-17所示。表明此時換熱管和管板能有效貼合。
b. 考慮制造尺寸偏差、間隙Δrmax=0.325mm時，當考慮管板的上偏差十0.15和換熱管下偏差－0.25時，最大間隙為0.325mm,換熱管壁厚1.75mm,模型如圖7-18.分析方法同Δr=0.125mm時的分析方法，經過多個脹接力的計算，在240MPa時單元A沿R方向的絕對位移量u=0.325002,如圖7-19所示。
c. 考慮制造尺寸偏差，間隙Δrmin=0.05mm時，當考慮管板的上偏差＋0.15和換熱管最大上偏差＋0.25時，最小間隙為0.05mm,換熱管壁厚為2.125mm,模型如圖7-20所示。經過多個脹接力的計算，在195MPa時，單元A沿R方向的絕對位移量u=0.05001,如圖7-21所示。
從模擬結果看出，間隙越大，需要的脹接力越大，0.05~0.325mm的間隙在142MPa的脹接力下不能保證換熱管和管板之間緊密貼合。
②. 為了解材料力學性能對脹接力的影響，在相同的間隙Δr=0.125mm的情況下取ReLt=205MPa和ReLt=292MPa,對脹接力進行分析。ReLt=292MPa的脹接力為230MPa,下面對ReLt=205MPa的脹接力進行分析，模型圖如圖7-22所示。分析方法同上，結果表明脹接力在180MPa時，單元A沿R方向的絕對位移量 υ=0.125002，換熱管和管板能有效貼合，結果見圖 7-23。
結果表明，換熱管屈服強度大時所需的脹接力也大。模擬的結果與式（7-2)計算結果比較：不考慮偏差時大約相等；間隙大時，模擬結果比計算結果大；間隙小時，模擬結果比計算值小。
E. 換熱管脹接后殘余應力
經過脹接后換熱管發(fā)生微小的塑性形變，管壁各處會存在殘余脹接應力，在管外壁取一單元分析其等效殘余應力情況，不同情況下等效殘余應力隨時間的變化結果如圖7-24所示。
分析發(fā)現(xiàn)、換熱管外壁的等效殘余應力處在20~40MPa之間。
四、分析結果討論
不銹鋼管子的應力腐蝕由拉應力和腐蝕介質共同引起。裂紋起源于管子外表面，并穿透壁面引起泄漏。通過公式計算和有限元分析發(fā)現(xiàn)，管子和管板所需的最小脹接壓力約為200MPa。在142MPa脹接壓力下，管子和管板之間貼合不緊密，存在縫隙。一旦換熱管與換熱管孔之間現(xiàn)間隙，就為氯離子的富集創(chuàng)造了條件。
首先，攜帶微量氯離子的高溫鍋爐進入縫隙，水在縫隙內變成蒸汽后排出。由于縫隙內流體緩慢，進入縫隙內的氯離子因擴散系數變小而不易排出，特別是在近壁面，氯離子擴散系數很小，氯離子將在壁面沉積，如圖7-25所示。
其次，狹長的縫隙容易造成縫隙腐蝕，縫隙內陽極反應是金屬的溶解反應M→M++e,陰極的還原反應是O2+2H2O+4e→4OH-,縫隙內溶液中的O2逐漸消耗，且不能及時補充，使陰極反應逐漸終止?？p隙內的陽極反應主要依靠縫隙外表的陰極反應來平衡，形成“大陰極”和“小陽極”。為了保持電荷平衡，氯離子向縫隙內遷移。隨著遷移的進行，縫隙內氯離子濃度逐漸升高，越接近縫隙底部濃度越高?？p隙內氯離子濃度增加的同時，會使溶液的pH值降低，增加了不銹鋼換熱管應力腐蝕開裂的風險。
在高溫環(huán)境中，少量的氯離子就能引起奧氏體不銹鋼應力腐蝕。試驗表明，溫度在94~268℃時，CI-濃度大于11mg/kg時，應力腐蝕敏感性為高度。
五、分析結論
①. 通過對換熱管的化學成分分析，說明材料是0Cr18Ni10Ti,滿足GB/T13296-2007《鍋爐、熱交換器用不銹鋼無縫鋼管》標準規(guī)定要求，鎳成分稍偏低，可能會降低耐蝕性能，但該換熱管表面沒有發(fā)生均勻腐蝕，而只是個別區(qū)域出現(xiàn)了裂紋，說明鎳成分偏低和裂紋沒有直接關系。
②. 通過電子探針和顯微鏡對裂紋的觀察，可看出裂紋源存在于換熱管的外表面（點蝕），并平行于軸向和管徑向發(fā)展；裂紋的一個（或多個）分支在沿徑向發(fā)展時遇到材料基體中的缺陷，加劇了腐蝕的程度，繼續(xù)向前發(fā)展成為穿透性裂紋，引起管內介質泄漏。兩種觀測方法的結果都顯示，裂紋具有典型的應力腐蝕形貌。
③. 電子探針的掃描結果顯示，裂紋縫隙的腐蝕產物中含氯、硫和氧元素，表明殼程廢鍋水中含有氯離子,為換熱管的應力腐蝕創(chuàng)造了腐蝕介質環(huán)境。
④. 管束內壁黑色附著物中的S元素含量較高，來源于原料煤；鐵和鎳是水煤氣介質腐蝕設備形成的。這種換熱管的失效與管內的介質無關。
⑤. 在使用脹接力計算式（7-2)時注意兩點：
a. 不用考慮尺寸偏差。
b. 使用材料實測屈服應力值。Pmin是使換熱管和管板開始產生殘余應力的最小脹接力，因此為保證密封性，實際脹接力在Pmin和Pmax平均值上下較好。
根據換熱管和管板材料性質確定不準確或尺寸偏差較大的換熱器，建議先進行脹接工藝試驗，以獲得脹接的可靠性。為了降低脹接成本，應選用尺寸精度等級較高的換熱管，盡量減小管子和管板之間的間隙。
⑥. 有限元模擬和理論計算結果都顯示，142MPa的脹接力不能滿足換熱管和管板密封要求。
通過以上分析，可以判定設備泄漏的原因是換熱管和管板之間存在縫隙，殼程介質中含有氯離子，氯離子在縫隙內富集引起不銹鋼換熱管應力腐蝕開裂。
六、建議
①. 應嚴格控制耐壓試驗用水和生產用水中氯離子和硫的含量，定期檢測廢熱鍋爐的進水和排污水中氯離子和硫的含量。
②. 盡量減少停車。裝置停車時，要排凈鍋爐水，保證設備處在干燥狀態(tài)。避免出現(xiàn)干濕交替狀態(tài)。
③. 設備在進行修復時或制造下一臺設備時，適當增加脹接力，保證貼脹質量，消除間隙。
④. 對于新造廢熱鍋爐，建議將現(xiàn)用的321不銹鋼更換為2205雙相不銹鋼。該類型不銹鋼比18-8型不銹鋼有更強的耐少量氯化物應力腐蝕的能力。
⑤. 建議修復方案：對新投用廢鍋的管子-管板連接處進行補脹；對已泄漏廢鍋的管子-管板連接處進行鉆取管束，然后將管束前移，重新焊脹。
