工程结构脆性断裂事故分析

工程结构脆性断裂事故分析

工程结构脆性断裂事故分析

钢脆性和工程结构脆性断裂，周顺深编，上海科学技术出版社，1983

自本世纪初以来，桥梁、船舶、压力窗口、管道、球罐、热电站发电设备的汽轮机和发电机转子以及其他设备曾发生脆性断裂事故。近20年来，随着焊接结构的大型化、钢结构截面增厚以及高强度钢的采用，容易引起焊接结构的脆断。例如由于压力窗口的大型化、厚截面或超厚截面压力窗口增多以及化工、石油工业中低温压力容器的使用，使脆断事故迭有发生。这些事故引起世界各国的关注，推动了对脆性断裂问题的研究，英、日本等国家成立专门机构对脆断事故进行分析和研究，并提出了工程结构脆断防止措施。

（一）压力容器脆性断裂

压力容器断裂可能有塑性断裂、低应力脆性断裂和疲劳损坏等几种形式，特别是脆性断裂更引人注意。压力容器一旦发生脆性断裂，则将整个结构毁坏，其后果甚为严重。早基Shank曾对压力容器的破坏作了调查，在调查报告中收入压力容器脆性断裂事故18例，其中最典型的例子为：1919年美国马萨诸塞州糖浆贮罐脆性断裂事故。事故原因是由于整个贮罐强度不够，特别是对局部应力集中缺乏考虑，以致在糖浆的内压作用下产生脆性断裂。本世纪40年代球形贮罐的破坏事故更为突出，1943年美国纽约州有一个直径12米的大型贮气罐，当温度降到－12℃时发生脆断。1944年10月美国俄亥俄州煤气公司一台球形液态天然气贮罐（直径21.3米、高12.8米、工作压力5磅/平方英寸、工作温度－162℃）发生了一次严重的脆性断裂事故。1945年美国一台工作温度为－110℃的甲烷塔发生脆断。1947年冬苏联几个石油贮罐在气温－43℃时脆断。1965-1971年期间压力容器脆性断裂事故达10余次之多。下面介绍几个较典型的压力容器脆性断裂事故。

（1）化工氨合成容器脆断

1965年英国Imminghan合成氨厂使用的大型厚壁压力容器，在水压试验时发生脆性断裂。该容器全长18.3米、外径2米、壁厚150毫米。容器壳体材料是Mn-Cr-Mo-V钢。破坏是从锻造法兰和筒身的环向自动埋弧焊缝处开始的。锻件上有偏析区，在偏析区与熔合线交点附近产生边长约10毫米的三角形裂纹，此处是破裂的起始点。断裂原因是由于在法兰一侧的环向焊缝熔合线上碳和合金元素偏析，以致使该区具有高的强度和硬度，测定结果表明：偏析区的HV硬度为420-460，而热影响区的HV硬度为310-360;另外，再加上焊接后热处理不完善，其消除应力退火比原定温度偏低130℃左右，从而使焊缝金属脆化，20℃时该焊缝金属的却贝冲击能只有1.5公斤·米/平方厘米，而正常热处

理后的却贝冲击能值为6公斤·米/平方厘米。由此可知，

低合金钢焊缝金属对焊接后消除应力处理的温度是很敏感的，因之，我们必须重视焊后热处理。

（2）锅炉汽包脆断

1966年英国Cockenize电厂锅炉汽包在水压试验时发生脆性断裂。汽包是用Mn-Cr-Mo-V钢板制造的，筒体全长23米、内径1.7米、壁厚140毫米。该容器采用了以新的贯通形管接头代替旧的管接头。在沿该管接头的汽包筒身内侧靠近省煤器管接头处潜伏着一个长度为330毫米、深为90毫米的大裂纹，并且裂纹表面已发黑。破坏就是从这里开始的。裂纹呈人字形方向扩展。

经检查表明：在原始钢板中没有发现任何缺陷，而且在裂纹起始处材料的金相组织未发现异常的特征;汽包的设计、所用材料、制造方法、热处理以及检验均符合于英国标准1113-1958要求。而且焊接完毕后，在消除应力退火前用磁粉探伤并未发现任何裂纹。经研究确定：这条裂纹是在消除应力退火处理的初期阶段就已形成，但尚未扩展成脆性临界裂纹。而且认为这种裂纹产生原因是由于在较低温度时急剧加热所产生的热应力和焊接残余应力相迭加，以及氢的延迟破坏等因素综合作用的结果。

这个事故清楚地告诉我们，大型厚壁压力窗口刚性大的焊接部位氢的延迟破坏是危险的，在消除应力退火处理的过程中要注意加热速度，以免产生裂纹，并且在退火后应进行探伤检查，以防漏检。

1969年西德一台由MnNiMoV（BHW38）低合金钢制造的锅炉汽包，在水压试验时也发生脆性断裂。该汽包外径为1600毫米、筒体壁厚为75毫米、总长度为11.6米。这种钢的成分规定为：0.16C、1.33Mn、1.14Ni、0.22Mo、0.14V、P和S<0.015。水压试验时注入热水温度为65℃，在试验过程中没有测定汽包实际温度，当水压应力达到工作应力1.3倍时汽包突然发生破坏。刚爆破时汽包壁温度为35℃，这说明该汽包脆性断裂温度约为35℃。

对断裂后钢板进行化学成分的分析表明：钢中Mn含量为1.72％、Al含量为0.06%。其中，由于Mn含量值比标准规定的高，以致使钢板具有高强度和低冲击韧性，由此所得的屈服强度值比标准规定的下限值高20公斤/平方毫米，而在0℃时却贝冲击韧性值约为2.3-4.3公斤·米，比原来规定的指标低。

对该汽包破裂处断口观察表明：在第一个下降管管接头附近有一条长度为240毫米、深度为15毫米的裂纹。断口已经发黑，而裂纹边缘有氧化皮，这一事实证明：裂纹是在消除应力退火过程中产生的。脆性断裂是从第一个下降管缺陷位置处开始，向封头延伸的裂纹有三条。

由上述分析可知，西德的这个汽包脆性断裂事故主要原因是，由于下降管管接头

处产生消除应力退火裂纹，同时在水压试验时水的温度偏低以及钢中Mn含量偏高使钢的强度增高而韧性降低等因素所造成的。

通过上面两个例子，说明锅炉汽包用的低合金钢对消除应力退火处理的再热裂纹形成是敏感的。因之，对这类钢消除应力退火处理过程应严加控制，并且在处理后还要细致检查有无裂纹存在。

（3）多层圆筒容器脆裂

1970年日本一台多层压力窗口发生脆性断裂。该容器全长为6.02米、内径1.56米、壁厚144毫米，是用HT60钢制造的。容器焊完后未作消除应力退火处理就

进行水压试验，当试验压力达到1.5倍设计压力时突然破裂。断裂发生在筒体与锻造封头的环焊缝靠近锻件一侧的熔全线上。造成脆性断裂的原因：在焊接到30毫米深度部位时，由于焊缝中氢的影响引起断续裂纹及焊接残余应力的作用，在水压试验中裂纹继续扩展达到临界裂纹尺寸后才发生脆性断裂。

这个压力容器的断裂是由于焊接后未作消除应力处理所造成的。

（4）球形容器脆断

60年代球罐容器破坏事故率有所降低。近年来，在制造大型球罐中由于采用了高强度钢，又发生了球罐的破坏事故。日本高压气体安全协会对球罐破坏事故作了调查。日本用HT-60和HT-80钢制造的大型球罐，在45只球罐中就发现近2000条裂纹，其中长度超过10毫米的有600多条左右，1968年两只直径为10米以上球罐在水压试验时发生破裂。

1968年日本德山厂一台大型球罐在水压试验时发生脆性断裂。当时容器内水温为8.5℃。该球罐是用强度为80公斤级高强度钢制造的。裂纹发生在球罐下底部的焊缝处，造成这次事故原因：是由于焊接工艺操作不当，焊接规范所规定的输入热为48千焦/厘米，而实际上其平均值为50千焦/厘米，在脆性断裂附近的焊接输入热为80千焦/厘米，由于热量太大，以致使焊缝和热影响区的韧性显著降低，并且产生较大的焊接残余应力;另一个原因是在焊缝区由于氢的聚集而引起氢裂纹。

1968年日本千叶炼油厂一个大型球形容器水压试验时，当压力达到18.2公斤/平方厘米时，该容器下底部发生脆裂。该容器是用HT-60高强度钢制造的，底部钢板厚度为27毫米，裂纹全长为10米左右，破坏是沿焊接接头熔合线区发生的。在破断面上可找到近50个脆裂起源点。经检查表明：在装配过程中，将顶极板的月牙板和底极板的月牙板互相装错，顶极板的月牙板比底极板约小20毫米。造成了焊接困难。最后用嵌进金属进行焊接，造成较大焊接错边和角变形，这是引起脆性断裂的主要原因。

（二）船舶脆性断裂

在焊接结构断裂中，船舶的脆性断裂事故颇受人们注意。在第

二次世界大战期间，美国的焊接“自由轮”在使用过程中发生大量的破坏事故，其中238艘向完全报废、19艘船沉没。船舶损坏有完全断裂或部分断裂两种情况，据统计有24艘船舶脆断成两半的情况。

Shank等人对船舶的脆性断裂事故作了详细调查，并获得了大量数据。认为造成最主要的原因是钢的缺口敏感性。更值得注意的是：大部分船舶脆断是在气温较低的情况下发生的。当时美国船舶技术标准中没有列出对船舶钢板的缺口敏感性和低温韧性的性能要求。

第二次世界大战后船舶脆断最典型的例子是：1956年英国最大油轮“世界协和”号，在爱尔兰海的一次大风暴中轮船破裂成两段，当时海上温度为10.5℃。后经调查表明：裂纹发生在船腹中部，裂纹由船底开始沿船的两侧向上扩展，并穿过甲板。裂纹是不连续的，而是由若干单独的裂纹所组成。

总结船舶脆性断裂原因大致可归纳为：①钢板低温脆性所引起;②脆性断裂是由应力集中处开始;③钢板具有较大的缺口敏感性.