反應釜攪拌軸斷裂原因

陳仙鳳，徐澤勇，廖 立，任緒凱,余煥偉,杜錫勇,2

(1.紹興市特種設備檢測院， 紹興 312700；2.紹興市特種設備智能檢測與評價重點實驗室， 紹興 312071；3.浙江鴻盛化工有限公司， 紹興 312300)

攪拌設備在石油、化工、食品、醫藥等行業中應用廣泛，反應釜是化工生產中應用最廣泛的反應器之一。攪拌軸是反應釜中的核心部件，其在使用中經常發生斷裂，不僅會造成經濟損失，還會導致安全事故[1-2]。

某反應釜的攪拌軸在使用過程中突發斷裂，該反應釜為三類壓力容器，屬于高風險特種設備。反應釜的整體結構如圖1所示，釜體的工作壓力為1.6 MPa，工作溫度為120 ℃，罐體材料為Q345R鋼，服役時間為6 a。該攪拌軸的局部結構如圖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。

圖1 反應釜的整體結構示意

圖2 攪拌軸局部結構示意

攪拌軸與聯軸器由均勻分布的8個螺栓剛性連接，電機功率為50 kW，轉速為400 r·min-1；軸的材料為06Cr19Ni10鋼，軸的外徑為96 mm，內徑為76 mm，壁厚為10 mm，進氣孔直徑為12 mm，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

現場發現攪拌軸和攪拌槳無變形，斷裂發生在攪拌軸上，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，瞬斷區位于角焊縫與管孔過渡區，面積較小。進氣孔外壁有45°倒角，進氣孔內壁未進行倒角處理，在進氣孔內壁有肉眼可見的水平方向裂紋，并由內壁向外壁擴展。

圖3 攪拌軸斷口宏觀形貌

將法蘭拆卸清洗后，發現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1.4 mm，這樣同軸度誤差增大，會導致轉動過程中產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°。

圖4 法蘭孔、法蘭截面及其剖面宏觀形貌

1.2 化學成分分析

依據GB/T 11170-2008 《不銹鋼 多元素含量的測定 火花放電原子發射光譜法(常規法)》，用直讀光譜儀對攪拌軸、角焊縫、法蘭的材料進行化學成分分析，結果如表1所示，其化學成分均符合GB/T 20878-2007 《不銹鋼和耐熱鋼 牌號及化學成分》對06Cr19Ni10鋼的要求。

表1 攪拌軸、角焊縫、法蘭的化學成分 %

1.3 剪應力校核

假設攪拌軸轉動時不存在彎矩，純扭轉運行，對攪拌軸的進氣孔處進行剪應力校核[3]。

按最大攪拌軸的功率計算扭矩Mmax為1 194 N·m，攪拌軸內、外徑之比α為0.792，則最大剪應力τmax為11.336 MPa。考慮攪拌軸上有6個直徑為12 mm的進氣孔，乘以修正值1.36，則開孔截面的實際最大剪應力τmax約為15.42 MPa。該材料的許用剪應力為30 MPa，最大剪應力τmax小于許用剪應力，因此攪拌軸的剪應力校核滿足要求。

1.4 金相檢驗

依據GB/T 4334-2020 《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%(質量分數)草酸浸蝕法進行金相檢驗，對離焊縫19 mm處攪拌軸的內外壁進行金相檢驗，其顯微組織如圖5所示，均為奧氏體組織，未發生腐蝕。

圖5 攪拌軸內、外壁的顯微組織

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。

圖6 攪拌軸角焊縫處微觀形貌

角焊縫處攪拌軸內、外壁的顯微組織如圖7所示，由圖7可知，攪拌軸焊縫側2/3壁厚發生敏化，外壁晶粒明顯增大，則其力學性能下降。

圖7 角焊縫處攪拌軸內、外壁的顯微組織

1.5 掃描電鏡(SEM)分析

用SEM分析攪拌軸斷口，結果如圖8所示。角焊縫處攪拌軸斷口貝紋源區附近、擴展區均觀察到疲勞條帶[4][見圖8a)，8b)]；進氣孔斷裂源區表面較光滑，可見較多的二次裂紋[見圖8c)]；進氣孔斷面的壓痕較多，擴展區可見疲勞條帶[見圖8d)]；瞬斷區可見韌窩密集分布[見圖8e)]。

圖8 攪拌軸斷口SEM形貌

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，第一排進氣孔內壁產生徑向裂紋并擴展，直到相鄰兩孔應力釋放停止擴展，最終在臺階處形成瞬斷區。

1.6 能譜分析

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

圖9 材料敏化區域能譜分析位置及其能譜圖

2 有限元模擬

對攪拌軸的斷裂部位進行有限元模擬，其應力分布如圖10所示，模擬結果與實際斷裂部位應力分析結果吻合，攪拌軸在結構上表現為進氣孔與角焊縫處應力較大，在循環附加載荷的作用下最先出現疲勞裂紋，降低這兩處的應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力影響如圖11所示。近焊縫第一排進氣孔處的應力較第二排進氣孔處的應力大。有限元模擬時假設材料各向同性，從有限元模擬結果看，雖然角焊縫處應力和進氣孔處應力相比相對較小，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。

圖10 攪拌軸斷裂部位的應力分布

圖11 不同切向力和扭矩對各部位的應力影響

3 綜合分析

綜合上述理化檢驗、剪應力校核及有限元模擬結果可知：螺孔變形使同軸度誤差增大，從而產生附加彎矩；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壁和外壁未倒圓角，導致應力集中。在循環附加載荷的作用下，局部永久性累積損傷導致裂紋萌生并擴展，直至發生疲勞斷裂。

4 結論與建議

螺孔變形、角焊縫處材料敏化，及角焊縫處形狀突變導致應力集中是攪拌軸最終發生疲勞斷裂的主要原因。建議加裝振動監測裝置，便于及時發現異常振動；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，可以減小應力集中。