摘 要:某反應(yīng)釜的自吸式攪拌軸在運行過程中發(fā)生斷裂,采用宏觀觀察、化學(xué)成分分析、剪應(yīng) 力校核、金相檢驗、掃描電鏡分析、能譜分析及有限元模擬等方法對斷裂原因進行研究。結(jié)果表明: 螺孔變形、角焊縫處材料敏化,以及結(jié)構(gòu)上的應(yīng)力集中是該攪拌軸發(fā)生疲勞斷裂的主要原因。 

關(guān)鍵詞:反應(yīng)釜;攪拌軸;疲勞斷裂;敏化;有限元模擬 

中圖分類號:TG115.5                                           文獻標(biāo)志碼:B                                            文章編號:1001-4012(2022)08-0065-04

攪拌設(shè)備在石油、化工、食品、醫(yī)藥等行業(yè)中應(yīng) 用廣泛,反應(yīng)釜是化工生產(chǎn)中應(yīng)用最廣泛的反應(yīng)器 之一。攪拌軸是反應(yīng)釜中的核心部件,其在使用中 經(jīng)常發(fā)生斷裂,不僅會造成經(jīng)濟損失,還會導(dǎo)致安全 事故[1-2]。

某反應(yīng)釜的攪拌軸在使用過程中突發(fā)斷裂,該 反應(yīng)釜為三類壓力容器,屬于高風(fēng)險特種設(shè)備。反 應(yīng)釜的整 體 結(jié) 構(gòu) 如 圖 1 所 示,釜 體 的 工 作 壓 力 為 1.6MPa,工作 溫 度 為 120 ℃,罐 體 材 料 為 Q345R 鋼,服役時間為6a。該攪拌軸的局部結(jié)構(gòu)如圖2所 示,攪拌軸長度為2.6 m,為懸臂軸,下方為彎葉圓 盤渦輪槳。

攪拌軸與聯(lián)軸器由均勻分布的8個螺栓剛性連接,電機功率為50kW,轉(zhuǎn)速為400r·min -1;軸的材 料為06Cr19Ni10 鋼,軸 的 外 徑 為 96 mm,內(nèi) 徑 為 76mm,壁厚為10mm,進氣孔直徑為12mm,為雙 排孔,每排均勻分布6個進氣孔;攪拌軸的服役時間 為20個月。斷裂發(fā)生在攪拌軸與角焊縫交界處及第一排進氣孔處。筆者采用理化檢驗和有限元分析 等方法對該反應(yīng)釜攪拌軸的斷裂原因進行了研究。 

1 理化檢驗 

1.1 宏觀觀察

現(xiàn)場發(fā)現(xiàn)攪拌軸和攪拌槳無變形,斷裂發(fā)生在 攪拌軸上,呈臺階狀斷裂。攪拌軸斷口宏觀形貌如 圖3所示,由圖3可知,在裂紋源1處可見典型的疲 勞貝紋。軸與斷口吻合較好,斷口平整,無明顯塑性 變形,2/3斷口在角焊縫與軸的交界處,1/3斷口在 第一排進氣孔處,瞬斷區(qū)位于角焊縫與管孔過渡區(qū), 面積較小。進氣孔外壁有45°倒角,進氣孔內(nèi)壁未 進行倒角處理,在進氣孔內(nèi)壁有肉眼可見的水平方 向裂紋,并由內(nèi)壁向外壁擴展。

將法蘭拆卸清洗后,發(fā)現(xiàn)8個螺孔均已變形,呈 橢圓形,法蘭孔及法蘭截面宏觀形貌如圖4a)所示, 單孔直徑的最大值和最小值平均差為1.4mm,這樣 同軸度誤差增大,會導(dǎo)致轉(zhuǎn)動過程中產(chǎn)生振動和附 加彎曲載荷。法蘭的剖面如圖4b)所示,連接方式 為攪拌軸插入法蘭后封底焊,法蘭上開坡口,利用多道焊的方式將攪拌軸與角焊縫連接,焊后進行機 械加工,角焊縫與攪拌軸呈135°。

1.2 化學(xué)成分分析

依據(jù) GB/T11170-2008《不銹鋼 多元素含量 的測定 火花放電原子發(fā)射光譜法(常規(guī)法)》,用直 讀光譜儀對攪拌軸、角焊縫、法蘭的材料進行化學(xué)成 分分析,結(jié)果如表1所示,其化學(xué)成分均符合 GB/T 20878-2007《不銹鋼和耐熱鋼 牌號及化學(xué)成分》 對06Cr19Ni10鋼的要求。

1.3 剪應(yīng)力校核 

假設(shè)攪拌軸轉(zhuǎn)動時不存在彎矩,純扭轉(zhuǎn)運行,對 攪拌軸的進氣孔處進行剪應(yīng)力校核[3]。 

按 最 大 攪 拌 軸 的 功 率 計 算 扭 矩 Mmax 為 1194N·m,攪拌軸內(nèi)、外徑之比α 為0.792,則最大 剪應(yīng)力τmax 為11.336 MPa。考慮攪拌軸上有6個直徑為12mm 的進氣孔,乘以修正值1.36,則開孔 截面的實際最大剪應(yīng)力τmax 約為15.42MPa。該材 料的許用剪應(yīng)力為30 MPa,最大剪應(yīng)力τmax 小于 許用剪應(yīng)力,因此攪拌軸的剪應(yīng)力校核滿足要求。

1.4 金相檢驗 

依據(jù) GB/T4334-2020 《金 屬 和 合 金 的 腐 蝕奧氏體及鐵素體-奧氏體(雙相)不銹鋼晶間腐蝕試 驗方法》中的10%(質(zhì)量分數(shù))草酸浸蝕法進行金相 檢驗,對離焊縫19mm 處攪拌軸的內(nèi)外壁進行金相 檢驗,其顯微組織如圖5所示,均為奧氏體組織,未 發(fā)生腐蝕。

對攪拌軸 角 焊 縫 處 進 行 金 相 檢 驗,攪 拌 軸 角 焊縫處微觀形貌如圖6所示,由圖6可知,角焊縫 與攪拌軸交 界 處 存 在 微 裂 紋,裂 紋 方 向 與 斷 口 方 向一致。 

角焊縫處攪拌軸內(nèi)、外壁的顯微組織如圖7所 示,由圖7可知,攪拌軸焊縫側(cè)2/3壁厚發(fā)生敏化, 外壁晶粒明顯增大,則其力學(xué)性能下降。

1 .5 掃描電鏡 SEM 分析 

用 SEM 分 析 攪 拌 軸 斷 口,結(jié) 果 如 圖 8 所 示。 角焊縫處攪 拌 軸 斷 口 貝 紋 源 區(qū) 附 近、擴 展 區(qū) 均 觀 察到疲勞條帶[4][見圖8a),8b)];進氣孔斷裂源區(qū) 表面較光滑,可見 較 多 的 二 次 裂 紋[見 圖 8c)];進 氣孔斷面的壓痕較多,擴展區(qū)可見疲勞條帶[見圖 8d)];瞬斷區(qū)可見韌窩密集分布[見圖8e)]。

由上述分析可知,攪拌軸的斷裂過程為:疲勞 起源于攪拌 軸 與 角 焊 縫 交 接 突 變 處,并 沿 角 焊 縫 擴展,第一排進氣孔內(nèi)壁產(chǎn)生徑向裂紋并擴展,直 到相鄰兩孔 應(yīng) 力 釋 放 停 止 擴 展,最 終 在 臺 階 處 形 成瞬斷區(qū)。 

1.6 能譜分析 

對攪拌軸的材料敏化區(qū)域進行能譜分析,分析 位置如圖9a)所示,分析結(jié)果如圖9b),9c)所示。

2 有限元模擬 

對攪拌軸的斷裂部位進行有限元模擬,其應(yīng)力 分布如圖10所示,模擬結(jié)果與實際斷裂部位應(yīng)力分 析結(jié)果吻合,攪拌軸在結(jié)構(gòu)上表現(xiàn)為進氣孔與角焊 縫處應(yīng)力較大,在循環(huán)附加載荷的作用下最先出現(xiàn) 疲勞裂紋,降低這兩處的應(yīng)力集中可延長攪拌軸的 使用壽命。不同切向力和扭矩對各部位的應(yīng)力影響 如圖11所示。近焊縫第一排進氣孔處的應(yīng)力較第 二排進氣孔處的應(yīng)力大。有限元模擬時假設(shè)材料各 向同性,從有限元模擬結(jié)果看,雖然角焊縫處應(yīng)力和 進氣孔處應(yīng)力相比相對較小,但疲勞起源于該角焊 縫處,這與材料敏化、角焊縫處的晶粒增大、敏化部 位承載能力下降有關(guān)。 

3 綜合分析 

綜合上述理化檢驗、剪應(yīng)力校核及有限元模擬 結(jié)果可知:螺孔變形使同軸度誤差增大,從而產(chǎn)生附 加彎矩;法蘭與攪拌軸的角焊縫填充量較大,角焊縫 處材料敏化,敏化深度達到壁厚的2/3,敏化部位晶 粒粗大,該部位承載能力下降;焊縫和攪拌軸交界處 形狀突變,機械加工后進氣孔的內(nèi)壁和外壁未倒圓 角,導(dǎo)致應(yīng)力集中。在循環(huán)附加載荷的作用下,局部 永久性累積損傷導(dǎo)致裂紋萌生并擴展,直至發(fā)生疲 勞斷裂。 

4 結(jié)論與建議

螺孔變形、角焊縫處材料敏化,及角焊縫處形狀 突變導(dǎo)致應(yīng)力集中是攪拌軸最終發(fā)生疲勞斷裂的主 要原因。建議加裝振動監(jiān)測裝置,便于及時發(fā)現(xiàn)異常 振動;改進焊接工藝可減小角焊縫部位的敏化影響; 并將角焊縫加工成凹形角焊縫,可以減小應(yīng)力集中。

參考文獻: 

[1] 王榮.機械裝備的失效分析(續(xù)前)第8講 失效診斷 與預(yù)防技術(shù)(6)[J].理化檢驗(物理 分 冊),2018,54 (10):716-725.

[2] 王榮.機械裝備的失效分析(續(xù)前)第8講 失效診斷 與預(yù)防技術(shù)(1)[J].理化檢驗(物理 分 冊),2017,53 (12):849-858.

[3] 陳志平,章序文,林興華.攪拌與混合設(shè)備設(shè)計選用手 冊[M].北京:化學(xué)工業(yè)出版社,2004. 

[4] 鐘群鵬,趙子 華.斷 口 學(xué) [M].北 京:高 等 教 育 出 版 社,2006.

<文章來源  >材料與測試網(wǎng) > 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 58卷 > 8期 (pp:65-68)>