燃发器系统异径管质量问题技术归零报告

王彦飞 刘 宇 田春雨

（中国航天空气动力技术研究院，北京 100074）

1 问题概述

2011 年11 月，该单位对预抽真空燃发器系统进行了改建和扩建，不仅对原有2#工位燃发器管路系统进行了改造，而且新增了3#工位燃发器管路系统。项目完成后，2012 年6 月成功进行了燃发器点火试验，并与蒸汽管路配合进行了2 台次的200s 长程点火试验，试验成功。之后预抽真空燃发器系统只进行过几次小单元测试，一直未进行过点火试验。

航天某所按照六院型号试验计划安排，XX-XXX 发动机将于2018 年6—7 月进行4 台次燃发器点火试验，对发动机进行性能考核。2018 年3 月10 日，航天某所试验事业部人员在进行B 套酒精系统气密性检查，当酒精容器增压至0.2MPa 时，现场操作人员听见有漏气声，随即停止增压，对酒精系统进行检查，确认漏点位于B 套酒精容器出液口处异径管，该异径管外壁存在长约12mm 的裂纹，由此引起漏气问题发现后，航天某所通知该单位，该单位技术人员到现场协同试验事业部人员进行了全面检查，发现系统中还存在相同问题：1）氧气源断流阀出口处异径管（Φ25mm×2.5mm/Φ14mm×2mm）存在宽约3mm 裂缝。2）B 套液氧容器放气阀入口法兰外表面点锈蚀。3）B 套氮气吹除主管路有一处异径管和酒精容器放气阀出口处异径管（Φ25mm×2.5mm/Φ14mm×2mm）外表面有点锈蚀。

2 故障定位

根据管路制作、安装流程，建立了异径管开裂故障树，通过对异径管开裂故障树的底事件一一进行排查，最终定位异径管开裂的原因为材料不合格。

异径管开裂故障树如图1 所示[2]。

图1 异径管开裂故障树

2.1 异径管设计图纸不合理排除

从设计角度来说，所有承压类管件的设计图纸都经过应力计算，必要时设计图纸配备详细的计算书。

对异径管，可采用下式计算理论壁厚，如公式（1）所示。

式中：S1t—异径管理论最小壁厚，mm；P—管道内压力，MPa。[σ]t—材料许用应力（t代表设计温度，即设计温度下的材料需用应力），MPa。φ—焊缝系数，无量纲单位。Dn—最小壁厚处内径，mm。θ—圆锥顶角的1/2。注：θ不得大于30°。

根据式（1），异径管的大头端要求壁厚更大，所以Dn=20mm。该例中，θ=8，P=5MPa，[σ]t=137MPa（06Cr19Ni10）[1]，不锈钢焊接焊缝系数φ=1；所以：

考虑腐蚀余量和负偏差，材料许用厚度[S]=1.143S1t=0.4213mm，远小于2.5mm。从管理层面来说，根据该单位的设计管理流程，工业管道工程相关设计图纸须经过设计、校核、审核三级签署。综合以上两点，异径管设计图纸不合理排除。

2.2 材料存在初始缺陷排除

预抽真空燃发器系统在建设时根据工业管道分级确定了各种管路的探伤比例。

在材料存在初始缺陷（如气孔、裂纹、夹渣等）情况下，异径管加工完成后，在初始缺陷和过大内应力的双重作用下易产生开裂现象，且开裂异径管大部分为100%探伤比例范畴，原材料在加工、焊接、射线探伤过程都都未发现任何缺陷，预抽真空所有射线探伤底片都已搜集到，具体可查（Ⅰ级底片85%，Ⅱ级底片15%）。材料初始缺陷排除。

2.3 材料成分超标确定

由于该单位的工作性质，很难实现全材料复检，所以只对一定批量的材料进行复检。由于项目工期紧，本开裂异径管原材料为临急小批量采购（φ40mm、φ50mm、φ60mm、φ70mm 棒料各2 件，已全部用于预抽真空燃发器供应系统，无余量），且材料从该单位的合格供方订货，所以未进行材料复验。异径管开裂后，对其进行了元素成分分析，除此之外，还对该项目所有异径管材料进行了光谱分析。通过以上分析得出，异径管材料中的C 含量超标50%（平均），Mn 含量超标20%（平均）。C 可因原子间隙强化而提高不锈钢的强度，同时是沃斯田铁相的安定元素，但因敏化的影响，而有局部腐蚀现象（晶间腐蚀），因此以腐蚀观点来看，宜降低含碳量（0.03%以下）。锰可以代替镍。锰是奥氏体形成的元素，它能抑制奥氏体的分解，使高温形成的奥氏体组织保持在室温。锰稳定奥氏体的作用为镍的1/2，2%的锰可以代替1%的镍。含锰钢具有冷加工硬化效应显著、耐磨性高的优点。缺点是对晶间腐蚀很敏感，并且不能通过加钛和铌来消除晶间腐蚀。因此，材料中的C 和Mn 含量超标导致较严重晶间腐蚀，是异径管开裂的主要原因。另外，材料中的C 和Mn 含量超标，在潮湿的环境下不锈钢表面易产生点蚀现象。

2.4 材料金相组织不合理（包括焊缝区及热影响区）排除

异径管原材料为奥氏体不锈钢固熔料，因此，母材为金相相对均一的奥氏体，其中的Cr、Ni 含量比较均一，裂纹敏感性相对较差。

众所周知， 焊缝区是焊接时在电弧的搅拌作用下， 填充金属与母材熔化后均匀混合而成的，焊缝区凝固时首先析出δ—铁素体， 然后通过占固态转变形成奥氏体，由于焊接的快速冷却过程，部分富Cr 贫Ni 的δ—铁素体晶核因来不及转变被留下来， 形成所谓的骨架状或蠕虫状δ—铁素体+柱状奥氏体双相组织，这样形成的δ—铁素体粗大且完整。

与焊缝区相反， 母材受热温度在1150℃以下的热影响区中， 除了少数晶界上以外， 没有δ—铁素体析出， 主要是通过过热长大和再结晶等使原奥氏体晶粒大小发生变化。

对于热影响区，它虽然窄小， 但组织和成分在该处发生了急骤变化，且由于结晶机理的原因，热影响区Cr、Ni 含量相对较少，是焊接中公认的最不均匀与最薄弱区。因此在其他条件一样的情况下，焊缝的热影响区更易产生晶间腐蚀。

焊接热影响区不可避免，其是导致异径管开裂诱因，但是不是主要原因。从其余焊缝热影响区未产生开裂也印证了这一点，且0Cr18Ni9 低碳不锈钢焊接无须热处理经过焊接工艺评定，材料金相组织不合理（包括焊缝区及热影响区）排除。

2.5 加工工艺不合理排除

异径管加工方法：缩径/扩径压制、冲压成型、切削加工三种。缩径/扩径压制、冲压成型效率高、成本低、金相组织纹理完整，但是加工偏差大，切削加工效率低、成本高、金相组织纹理不完整，但是加工灵活，加工偏差小。各有优缺点。以上三种加工方法都经过市场检验，加工工艺不合理排除。

2.6 焊接工艺不合理排除

所有承压类焊缝焊接前应进行焊接工艺评定，并经具有相关资质的单位评定合格，焊接工艺评定符合《钢制压力容器焊接工艺评定》JB4708-2000 的要求。施工前根据焊接工艺评定制定焊接工艺卡，施工中严格按焊接工艺卡进行焊接。

2.7 焊接环境不符合要求排除

焊接的环境温度必须保证焊件的焊接温度和焊工技能不受影响。环境温度低于0℃时，应符合《压力管道规范－工业管道》GB/T20801.4-2006 第8 章8.2.1 的规定采取保温措施。预抽真空燃发器系统施工时间为2011 年10 月—2013年5 月，施工地点为XX-XXX 燃发器系统东侧厂房，虽属冬季，但厂房能有暖气，保证焊接环境温度为0℃以上。

焊接时，焊接环境应符合《压力管道规范－工业管道》GB/T20801.4-2006 的规定，手工氩弧焊风速应不超过8m/s，相对湿度应不大于90%。预抽真空燃发器系统施工地点为某燃发器系统东侧厂房，因此，焊缝焊接环境的风速不会超过1m/s，冬季室内相对湿度不会大于60%。

2.8 清洗工艺不符合要求排除

焊接完成后，对管路进行酸洗钝化，酸液为5% 的HF，30%的HNO3，浸泡2h，无法浸泡的焊口涂抹不锈钢酸洗膏，钝化5h。酸洗钝化后用氯离子含量小于0.025‰的洁净水冲洗残留酸液。清洗后使用酒精拉膛清洗。该清洗工艺已经过试验验证，清洗工艺不符合要求排除。

2.9 安装应力过大排除

按照《压力管道规范－工业管道》GB20801-2006 标准要求，除设计有预拉伸或预压缩的要求外，管道装配和安装时，不能采用强力对接、加偏垫或加多层垫等方法来消除接头端面间的空隙、偏斜、错口或不同心等缺陷。由于禁止采用任何扭曲方法进行组对，因此由安装问题产生的异径管安装应力几乎为零。管路和电磁阀等阀件的自重产生的安装应力十分有限。安装应力为宏观应力，与焊接产生的残余微观应力比较，几乎可以忽略。

2.10 试验工况不合理排除

该试验台系统试验介质为酒精、水、液氧、氧气、氢气，工作压力为23MPa/5MPa，工作温度为常温。系统无恶劣的温度（除液氧系统工作温度：92K-常温）和压力工况，且开裂变径不全为液氧系统。

氧气作为强氧化剂，其是不锈钢腐蚀的诱因，但是不是主要原因。从其余管件未发生锈蚀也印证了这一点，试验工况不合理排除。

3 机理分析

3.1 材料来源

管件是使用棒料经机加工获得的，棒料由北京方圆益德不锈钢有限公司提供，当时厂家在送货时一并将材质单送到，材质单上有北京方圆益德不锈钢有限公司的公章，以及上海其昌不锈钢有限公司的质检专用章，经该室技术人员检查，材质单无问题。

3.2 异径管的破坏

通过材质分析报告、光谱检测报告和相关资料证明，C和Mn 元素超标增加了不锈钢材料的脆硬性，减少了晶间腐蚀和应力腐蚀对材料的影响，是此次质量问题的主要原因。

3.2.1 晶间腐蚀

晶间腐蚀是指在某些环境中，晶界的溶解速度远大于晶粒本身的溶解速度时，会产生沿晶界进行的选择性局部腐蚀。贫铬理论是奥氏体不锈钢晶间腐蚀主要理论。不锈钢中碳在奥氏体里的固溶度随着温度的升高而增加，当500℃～700℃时，1Cr18Ni9 钢中碳在奥氏体里的平均固溶度不超过0.01%。奥氏体不锈钢经固溶处理快速冷却后，奥氏体中的碳处于过饱和状态。当这种钢在敏华温度为427℃～816℃受热时，奥氏体中过饱和的碳会迅速地向晶界扩散，在晶界上，碳消耗了晶界周围的铬，与铬形成铬的碳化物，由于铬的扩散速度太慢而得不到及时补充，结果在晶界周围形成严重的贫铬区。贫铬区的含铬量低于9.28%，即低于钝化所需要的含铬量。贫铬区和晶粒本身的电化学性能的差异，使贫铬区（阳极）和处于钝化态的基体（阴极）之间建立起一个具有很大电位差的活化-钝化电池。贫铬区的小阳极和基体的大阴极构成腐蚀电池，使贫铬区受到晶间腐蚀。同样，由于晶界区析出σ 相而引起的晶界贫铬区，也可用贫铬理论来进行解释。由于焊缝的结晶机理可知，热影响区Cr、Ni 含量相对较少，是焊接中公认的最不均匀与最薄弱区。因此热影响区的晶间腐蚀也最严重。

3.2.2 应力腐蚀

材料静应力（主要是拉应力）和腐蚀的共同作用下产生的失效现象。就应力腐蚀的机理来说，目前尚处于研讨阶段。对于各种不锈钢-环境体系，目前就有许多应力腐蚀理论，其中，主要的解释学说有电化学阳极溶解理论、氢脆理论、钝化膜破理论、吸附理论等，这些理论带有不同的侧重点，只能解释特定环境介质下的应力腐蚀开裂。但对于应力腐蚀发生的机理，业内人士普遍认为：在较大的应力作用下，金属材料的原子处于不稳定的高能状态，在特定的腐蚀介质作用下，原子容易失去电子而使材料遭受腐蚀，进而发生脆裂，即产生微裂纹；由于微裂纹的应力集中效应，使材料的脆裂快速扩大，最终导致材料断裂。焊接时，焊缝区的温度是很高的，热胀的时候热影响区就对焊缝区有一个挤压的力。而当焊缝区冷却后，因为冷却后温差远远没有施焊时那么大，所以总的来说焊缝区是受压的。对一块板来说，其内力肯定是自相平衡的，所以热影响区是受拉的。由于应力腐蚀对拉应力最敏感，因此受拉应力的焊缝热影响区的应力腐蚀最严重。

3.2.3 异径管开裂位置分析

通过以上对晶间腐蚀和应力腐蚀的分析，受焊接的影响，焊缝热影响区的晶间腐蚀和应力腐蚀最严重，因此，异径管热影响区应首先产生裂纹。异径管实际开裂位置都发生在焊缝的热影响区，分析结论与实际情况完全吻合。

3.3 材料复检工艺缺陷

预抽真空燃发器系统项目材料和设备，供货方全部为该单位的合格供方。当时项目工期比较紧，在施工过程中，由于漏订、更改等原因，导致异径管数量不够。我方通过购买棒料，非标加工的方法补齐。在材料到货后，对材料进行了简单验收后，开始进行安装工作。这就出现了材质控制方面的薄弱环节。

4 采取的措施及验证

根据本次问题的分析和定位，为了解决问题，提高试验系统可靠性，采取如下整改措施：1）对存在损伤的管件进行统一更换，新购置的管件供货商必须提供合格证、相关质量证明材料。2）更换管件材料到货后，截取部分材料送到第三方检测机构（159 厂）进行材料材质检验，检测报告结果均符合GB1220—92 要求。3）由于该问题可能导致多余物污染试验系统，为了确保试验系统可靠，对预抽真空燃发器系统的工艺管路、容器等进行全面清洗，并通过航天某所人员检验合格后进行安装复位。4）管路、阀门安装复位后，进行严格的气密试验，保证不出现泄漏现象。5）2018 年5月，燃发器成功进行了单机点火试验调试和双机点火试验调试，这充分验证了我方采取的整改措施有效。

5 结论

预抽真空系统管路异径管因材质问题出现开裂现象，经过材质分析，确定材料材质不合格。对于试验台的所有不合格的异径管及有锈点的法兰进行了更换，新的材料采取了渠道控制、材料复检等手段，保证了新的材料无质量问题。该问题定位准确，采取措施有效，可以归零。