合成气／锅炉给水预热器管口裂纹原因与修复

合成气／锅炉给水预热器管口裂纹原因与修复 合成气,锅炉给水预热器管口裂纹原因与 修复 第6期 2009年11月 中氮肥 M—SizedNitrogenousFertilizerProgress No.6 NOV.2009 合成气/锅炉给水预热器管口裂纹原因与修复 侯 (川化股份有限公司, 军 四川成都610301) [摘要]合成气/锅炉给水预热器投用10月后,众多列管管口部位出现裂纹.经过分析,认为 问题出在设备方面:主要是制造焊接时受高温影响时间长,焊后金属组织晶粒大,应力大,且管口硬 度高.通过采取减小管板上管口倒角半径,重新制定焊接工艺并严格实施,焊后采取换热器管板整体 热处理工艺,解决了换热管与管板焊接后管口硬度高,应力大,易产生裂纹的问题.修复后的使用效 果证明,对问题症结的分析正确,修复 方案 气瓶 现场处置方案 .pdf气瓶 现场处置方案 .doc见习基地管理方案.doc关于群访事件的化解方案建筑工地扬尘治理专项方案下载 有效. [关键词]管口裂纹;金相分析;硬度高;修复;管板;整体热处理 [中图分类号]TQ113.264[文献标识码]B[文章编号]1004—9932(2009)06—0037—06 CracksCreatedReasonsatTubeEndofAmmoniaConverterEffluent BoilerFeedWaterPre.heaterandRestorationMethods HOUJun (SichuanChemicalCo.,Ltd,Chengdu610301,China) Abstract:TheCrackswerecreatedattubeendofammoniaconvertereffluentboilerfeedwaterpre—heaterafter itwasputonstreamforonlytenmonths.Therealreasonsarefoundoutthroughmetallographicexamination. Itisincorrectdesignofweldthroatthatmakesthetimeinfluencedbyhightemperatureduringwelding prolonged,makingmetalgrainovergrowthandhighresidualstressandhardnessexistedattubeend.The problemsaresuccessfullysolvedafterrestorationinwhichthemeasures,reducingtheradiusofexternalfillet weldthroatoftube,weldingbynewlymadeweldprocedure,andrelievingthestressbypostweldheat treatmentwithintegraltubeplate,areadopted. KeyWords:tubeendcrack;metallographicexamination;highhardness;restoration;tubeplate;integral heattreatment [收稿日期]2009-06—15 [作者简介]侯军(1971一),男,四川邛崃人,工程师. 0引言 川化股份有限公司化肥厂二合车间合成氨装 一】…】…,…】…】…'…】…,…1…,…】……】…】…,-0l】H (10)充分回收各种蒸汽冷凝液和工艺冷 凝液,基本达到了无废液排放. 4结语 山西省是焦化大省,焦炭年生产能力达1亿 t左右,副产焦炉气数百亿立方米.有资料显 示,每年约有150亿m焦炉气被直接排放燃烧, 既极大地浪费了宝贵的稀缺资源和能源,又严重 污染了环境.我公司240kt/a甲醇装置的建成投 运,有效解决了焦炉气的出路,为焦炉气制甲醇 的合理设计提供了可行的参考实例,特别是通过 补碳,可使较少量的焦炉气实现较大规模的甲醇 生产,同时为企业创造可观的经济效益,社会效 益和环保效益. ? 38?中氮肥第6期 置采用的是凯洛格工艺流程,原设计合成气/锅 炉给水预热器为1台(位号123.C),装置扩产 改造时新增了1台(位号123一C),和123?C串 联使用.其工艺流程如下:从合成塔出口来的氨 气,氢气和氮气的混合气(307,320oC)经 123.C(管程)降温至270,300后,再经 123.C降温;高压锅炉给水(走壳程)经123.C 预热后,再经123-C(走壳程)加热后送汽包 分离蒸汽. 123.C和123.C均为固定管板式换热器, 123.C投用10月后,于2005年大修对换热管进 行了着色检查,发现1267根换热管中有约70% 的换热管上端管口出现了深浅不一的裂纹,最深 达12mm,沿管内壁延伸.因大修时间较短,经 大修指挥部讨论决定,仅对有裂纹的管口进行了 打磨,补焊处理,但恢复开车后不久就发现系统 高压锅炉给水pH偏高,且随着时间的推移还在 不断增高,分段对给水管线取水分析后,认定是 123.C泄漏所致.123一C泄漏介质中有氨气, 氢气和氮气,氢气在高温条件下容易使金属 材料 关于××同志的政审材料调查表环保先进个人材料国家普通话测试材料农民专业合作社注销四查四问剖析材料 产生氢脆.为避免因此给高压蒸汽系统造成重大 安全隐患,在123.C锅炉给水出口管道高点设 置了气体排放点,以减小蒸汽系统中的氢气含 量.但在5个月后系统大修中对壳程水压试漏检 查时,还是查出了96处漏点;排水后采用着色 无损检测方法进行检查,又查出100余处未穿透 裂纹;与此同时,下管板的管端也发现有几十处 裂纹.由于该设备制造费用昂贵,制造周期较 长,经讨论后,决定依靠公司自己的技术力量对 其进行修复. 1设备概况 123一C的材料及规格参数见 表 关于同志近三年现实表现材料材料类招标技术评分表图表与交易pdf视力表打印pdf用图表说话 pdf 1,设计参数 见表2. 表1材料及规格参数 名称材料规格/mm数量 换热管SA-213T22西l9×2.51267 管板12Cr2MoIv/Inconel6004,1266×3152 管箱12Cr2MolIV-4,X050x1082 壳体16MnR4,1182×66×50061 上,下封头16MnR球形SR540×682 表2设计参数 123一C属三类压力容器,由川化股份有限 公司设计院设计,四川川化永鑫建设工程公司制 造.设备采用立式安装,容器内径为1050ITlm, 高10062mm,筒体厚度66mm,球形上封头厚 度68mm,球形下封头厚度68mm,上,下管箱 厚度108lnm,换热面积386In,合成气走管 程,锅炉给水走壳程. 2原因分析 修复前必须确定是什么原因导致管口产生裂 纹.为此公司召集了工艺,设备管理人员及制造 单位人员开会讨论.首先怀疑是否为工艺超温导 致氢腐蚀的产生?但工艺人员指出合成塔内的催 化剂是七八年前更换的,催化剂活性已很差,操 作温度要求350?,而实际只能勉强达到300oC 左右,已准备更换,所以出现超温的说法是不存 在的,这样也就排除了超温导致氢腐蚀的可能. 有人提出是否有开停车突然的升温,降温或升 压,降压导致管口因热胀冷缩而出现开裂?但从 开停车工艺管理,工艺报表上看,也没有突然急 速升温,降温的操作过程.因此只能从设备制造 方面查找原因. 由于换热管经过返修补焊加之使用工况较复 杂,要找出引起裂纹产生的因素难度较大,为此 先对裂纹性质进行金相试验分析和鉴定.首先在 上,下管板处将管子与管板之间的焊缝金属去 除,抽取3根换热管作为试验件.为了保证试验 件具有代表性,分别在3处抽取,试验件在管板 上的排列位置编号分别为14-25,22-26,27-21 的3根换热管的两端管段,长度约为1/3rll,共 第6期侯军:合成气/锅炉给水预热器管口裂纹原因与修复?39? 6件.为叙述方便,将上述3根管分别对应以 A,B,C表示.为了确认换热管是否有质量问 题,同时还找出当年制造时剩余的换热管进行 检查. 2.1裂纹宏观特征 通过1O,20倍放大镜观察换热管的上(入 口),下(出口)端端面,A下,B下,C下端面 与管子的内外交接处均未见到裂纹痕迹,而在 A,BE,CE的端15处均发现有明显的裂纹. 2.2金相试验分析 2.2.1取样与制样 在每段换热管的管口端面处切取2个相邻试 ,20mm,共12件,镶嵌后 样,试样长度为15 沿管口端面及第1切断面磨去约1mm后抛光, 每件金相试样与管段的代号一致,如14-25, 本文代号为A,对应金相试样也为A. 2.2.2金相观察与分析 金相试样检查结果为:A下,13下,C下端面 未见到裂纹,且低倍组织正常;AE,BE,cE端 面均有裂纹. 2.2.3裂纹金相特征与组织 对上述6个试样在晶粒度浸蚀前后及组织浸 蚀后进行金相观察分析,其结果如下. A试样管口端面的金相抛光面上可见到 1条裂纹,该裂纹起始于管内壁与端面交接处, 沿径向向外扩展及沿管内壁延伸,并终止在焊料 与管的熔合处(见图1和图2). 图1A上端裂纹终止处 图2终止处裂纹"张口" 终止特征表明,焊料重熔结晶组织韧塑性 好,可抑制裂纹扩展,且焊料重熔凝结体呈环状 分布在管端周围,对两侧金属的应力变化起着重 要的影响).该裂纹穿透到管外后,裂纹两匹配 面发生了相对位移,且组织较粗,晶粒度约6 级,在该裂纹附近外表面局部可见到熔弧特征, 表明该处焊接热对管壁局部组织变化及其应力大 小和分布产生了影响.但距裂纹端面约20mm 处组织较细,其晶粒度约9,10级. B试样在该管上端管口端面的金相磨面 上有1条裂纹,裂纹金相特征见图3;其他部位 还可见到小裂纹及沿晶网状显示特征;在该裂纹 的纵向磨面上,裂纹沿纵向延伸到焊料金属处终 止,进一步说明焊料金属的"止裂"作用.裂 纹附近组织较粗. 图3B上裂纹 C试样该管入口端有3条穿透性裂纹, 按从上至下顺序分别称l,2,3裂纹,其金相 观察结果分述如下. 1裂纹起始管端外壁交接处,见图4(a). 主裂纹中段还有1条与之近乎平行的次裂纹,见图 4(b).主裂纹侧的二次裂纹特征(见图5)进一 步说明应力较大. 图4(a)C上1裂纹 图4(b)1裂纹的侧裂与枝裂纹 ? 40?中氮肥第6期 图51裂纹侧的二次枝裂纹 2裂纹起始于管端内壁交接处,终止在焊 料金属处(见图6),且裂纹处晶粒较粗. 图62裂纹终止处特征 3裂纹裂纹尾端终止在焊料合金处,裂纹 处晶粒较粗(6级),且裂纹较宽,呈齿状,见 图7,有二次沿晶裂纹.未使用的新管与使用过 的旧管(未焊接部位)晶粒度均为9,10级. 图73裂纹处组织 2.2.4金相组织比较 对A下,B下,c下试样,在距端面约1,1.5 mm的磨面上进行晶粒度和组织观察;对A, B,C试样,在距端面约20mm的磨面上进行 金相检查;对A,BE,c}+试样,在距端面约 1,1.5mm的磨面检查;结果见表3. 表3金相组织比较 2.3化学成分和性能测定 对未使用过的新管及使用过的故障管进行化 学成分测定,结果见表4;钢管(19mmX2.5 Iilm)性能测定结果见表5. 表4钢管化学成分测定结果% 第6期侯军:合成气/锅炉给水预热器管1:7裂纹原因与修复?41? 测定部位 靠近外壁管壁中部 范围值平均值范围值平均值 靠近内壁 范围值平均值 Inconel600焊料显微硬度测定结果:HV. 为2310,3120N/mm,平均为2600N/mm; 焊料与T22熔合组织硬度HV0l2为4300,5001 N/mm,平均为4780N/mm; A裂纹端磨抛面在外壁附近测定硬度一圈, 共40点,测得HV0I2为3180,4070N/mm,平 均为3630N/mm;靠近内壁处测一圈26点的 硬度HV为3160—4240N/mm,平均为3820 N/mm. 上述硬度测定结果反映如下倾向性: (1)裂纹起始处与裂纹尾端及中部在硬度 上有差异; (2)裂纹端面的硬度差较大,与组织差异 变化一致; (3)硬度分布表明焊接热影响具有不均匀 性,并由此引起焊接残余应力增大. 2.5综合分析 (1)同一根管,上管口裂而下管口不裂, 说明与材质相关的可能性不大.表2,表3说 明,裂纹的产生与原材料成分,性能无关. (2)管内表面未见原始裂纹拉痕和沿拉痕 产生裂纹的状况,说明与管内表面质量相关的可 能性很小. (3)裂纹件焊接热影响引起重结晶部位的晶 粒长大,组织变粗及共析网的形成,表明经受的焊 接温度较高,时间较长.裂纹件端面的显微硬度不 均,差异大,说明焊接热影响较大,且不均匀. (4)焊接热的累积影响效应不仅导致组织 变粗,而且还引起残余应力增大. (5)管焊缝周围管板经受高热影响较大, 时间过长即会产生冷缩效应. 管板在焊接过程中的冷缩所引起的应力不平 衡是引起管端面产生裂纹的根本原因.焊料为 Inconel600合金,韧性好,阻止了裂纹在管外壁 形成,并将应力转移至管口内壁,导致内壁产生 裂纹并在扩展中遇到焊料合金层时终止.简而言 之,焊接中的板管,当处于温度高,范围大且不 均匀的状况下,晶粒易长大,组织变粗,产生较 大残余应力,容易引起裂纹形成并加速扩展. 2.6结论 (1)管端面裂纹的产生与焊接残余应力有 较大关系. (2)应力的来源与焊接热影响的累积有关. (3)残余拉应力的存在导致裂纹产生,裂 透至外表面(或内表面)时便出现泄漏现象. 3应对措施 (1)针对原焊接工艺焊接过程中管口处温 度急骤升高,而焊后采用空冷使管口金属组织因 骤冷而出现硬度增高问题,通过采取减小管板上 管口倒角半径[由原设计的R4改为R3(见图 8)]来减小焊缝金属熔池量,缩短管口金属组 织受高温影响的时间.对管板和管口进行整体热 处理,降低其焊后硬度,削除残余拉应力. 图8管板与换热管焊接示意图 ? 42?中氮肥第6期 (2)从焊接工艺及操作 规范 编程规范下载gsp规范下载钢格栅规范下载警徽规范下载建设厅规范下载 着手,尽可能 减小焊后残余应力,缩小拉应力区域,重点关注 焊缝各项参数和焊接工艺对焊接应力的影响.要 求焊工对每个管板与换热管的每道焊缝的焊接一 次收焊. 4修复 4.1修复依据 《压力容器安全技术监察规程》 GB15l一1999 4.2修复步骤及程序 4.2.1去除上,下端封头管箱处的主焊缝 123一C的修复采用整体更换换热管的办法. 因123.C上下为球形封头,和管箱直接焊接, 管箱又和管板上的筒体焊接,因此要全部抽出换 热管,必须去除封头管箱.用碳弧刨将原设备的 封头与管箱的主焊缝去除(使用这种方法对设 备筒壁影响较小).为了保证去除这2道焊缝及 反复2次焊接对筒壁无影响,切除前后和焊接后 对焊缝热影响区金属进行金相图对比.为了保证 123一C简体总长度与原尺寸一致,管板侧筒壁 坡口内侧采用堆焊处理.堆焊面(原气刨切割 面)采用人工打磨,亮出金属本色,打磨后进 行PT检查,消除表面缺陷.堆焊前管板采用双 管,双火头加热,预热温度为200oC.上,下管 箱筒壁坡口内侧堆焊后进行除应力热处理:升温 至700,720oC,保温3h. 4.2.2逐根钻,抽换热管 由于123一C管板和换热管连接采用的是强 度焊加贴胀形式,因此只有将上,下管板贴胀处 的换热管钻掉后才能将换热管抽出.钻管时,将 123一C置于镗床上,调整好钻头与管板的垂直 度,用4,18.9mm钻头钻管,钻管深度200mm. 4.2.3新管准备 新换热管材料为SA-213T22,为4,19.0mm X2.5mm×5650mm冷拨无缝管,外径偏差+ 0.1mm,壁厚偏差?10%.换热管逐根水压试 验并按JB47030--O4中8.4要求进行超声波 探伤. 4.2.4管板与管子焊接工艺评定 管板与管子焊接工艺评定做了3个试件,从 试验结果看出,焊前预热,焊后管子端面硬度都 在HRB200以上,焊后热处理加热到700?, 保温3h后,管口硬度为HB133,符合要求. 但由于试验中试件较小,热处理时试件整个在炉 内进行,而实际制作时大件设备多采用电加热进 行热处理,123.C管板和筒壁又都较厚,用电 热板加热达不到效果,故最终上管板焊后热处理 方式采用将上管板端面进热处理炉内消应热处 理,消应热处理完后再焊下管板和换热管;下管 板为避免管束和筒壁热胀系数不同,采用电热板 对管板端面加热的方式进行除应力处理. 4.2.5换热管与管板的焊接及焊后热处理 焊接前的准备工作:为了保证氩弧焊施工的 工作环境条件,设备制造厂在两端管板搭棚挡 风,下管板遮避,防止换热管内空气对流,管板 用电加热板加热至150oC保温施焊,焊接环境湿 度控制在60%,保证焊接质量. 上管板与换热管焊接完后,立即进行消氢热 处理,加热温度控制在350?.换热管焊接完毕 后,管板着色检查,对发现的浅表缺陷打磨消除. 对管口端面进行硬度测定,平均HB值为250,消 应热处理后再测HB值,两者可以参照对比. 换热管贴胀拉脱试验后胀接强度最终选择 1.2MPa,符合《钢制压力容器规范》第105条 贴胀的规定. 由于之前没有整个管板进炉进行热处理这方 面的经验,为避免出现意外,采取上管板端局部 进炉热处理,炉温控制在650?10cI=,时间2h, 后随炉降至400?后空冷,测换热管与管板焊缝 硬度HB值在250,260,无先前试件热处理后的 效果.为此对上管板端的热处理方案进行了修改 —— 改为整体热处理:管口端进炉热处理,炉外 简体用保温棉包扎,防止热损失,炉温控制在 700?10?,保温4h,随炉缓慢冷却,冷却后 管口处硬度值为HB189,210. 下管板与管子的焊接采用和上管板一样的施 焊工艺. 4.3焊后试验 水压试验按《压力容器定期检验规则》及 《压力容器安全技术监察规程》执行.水压试验 合格后进行渗漏试验. 5结语 123一C修复后于2008年5月投用,运行1a 后于2009年5月大修中打开人孔,对上,下管 板的管口进行着色检查,未发现裂纹出现,证明 分析结果正确,修复工艺正确.