合成气／锅炉给水预热器管口裂纹原因与修复.pdf

2 8 川 化 2 0 o 9年 第 3期 合成气 锅炉给水预热器 管 口裂纹原 因与修 复 生产部 侯 军 摘要合成气 锅炉给水预热器投用 1 O个月后， 众多列管管口部位出现裂纹。经过分析， 认为设 备出问题的原因： 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 R值， 重新制定焊接工艺并严格实施， 焊后采取换热管板整体热处理工 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， 修复方案有效。 关键词管口裂纹； 管板； 金相分析； 焊后硬度高； 修复； 整体热处理 0 引 言 川化股份公司化肥厂二合车间合成氨装置采 用的是凯洛格流程工艺， 原设计气 锅炉给水预热 器为 l台( 位号 1 2 3一C) ， 后来装置在技改时 ， 在 l 2 3一C前增加 了 1台( 位号 l 2 3一C ， 由川化股 份有 限公 司设计 院设计 ， 永 鑫建设工程 公司制 造) 和 l 2 3一C串联使用。其工艺流程如下 ： 从合 成塔出 口来 的氨气、 氢气 、 氮气 的 昆合气 ( 3 0 7 3 2 0 ) 经过l 2 3一c ( 管程) ， 降温至2 7 O 3 o o ( 温度根据 系统 负荷情况而不 同) ， 再经 l 2 3一C 降温 ； 高压锅炉给水在 l 2 3一c壳程加热 ， 再经过 l 2 3一C 壳程 ， 送汽包分离蒸汽。 l 2 3一 C 和 1 2 3一C都为固定管板式换热器 ， 1 2 3一C 投用 l 0个月后在大修 中开人孔进行着 色检查时， 发现 l 2 6 7根换热管 中约有 7 0 的换 热管上端管 口出现 了深浅不一 的裂纹 ， 最深的达 1 2 m m， 其沿管内壁延伸。由于大修时间较短， 仅 对其管口进行了打磨、 补焊处理投用， 不久后发现 系统高压锅炉给水指标中 p H偏高， 且随着时间 的推移还在不断增加 ， 分段对给水管线取水进行 分析 ， 认定是 l 2 3一c 泄漏所致。该处泄漏介质 为氨气、 氢气 、 氮气 ， 氢气在高温条件下容易使金 属材料产生氢脆 ， 为避免给高压蒸汽系统造成重 大安全隐患， 在 1 2 3一 c 锅炉给水出口管道高点 位置设置 了气体排放点 ， 以减小蒸汽系统 的氢气 含量。但在 5个月后大修开人孔对壳程注入高压 水检查 ， 还是查 出了 9 6处漏点； 排水后采用着色 无损检测方法检查， 又查出 1 0 o余处未穿透裂纹 ； 与此 同时 ， 下管板 的管端也发现 了几十处裂纹 。 由于该设备制造费用昂贵 ， 重新制作周期较长 ， 经 讨论公司决定依靠 自己的技术力量修复处理。 1 设备概况 1 1 设备主要技术参数 容器类别三类 ； 投用 日期2 o o 5年 3月 ； 安装方式立式 ； 容器内径 l 0 5 0 mm； 高 度1 O 0 6 2 mm； 简体厚度6 6 m m； 球形上、 下封头厚度6 8 n l I l 1 ； 上 、 下管箱厚度1 0 8 H u n ； 换热面积3 8 6 m 。 ( 预热器 l 2 3一C 结构示意见图 1 ， 管 口情况 见表 1 ) 2 o o 9年第 3期 川 化 2 9 表 l 管口表 1 2 设备设计参数( 见表 2 ) 表 2 设备设计参数 参数 壳程 管程 设计压力 MP a 工作压力 MP a 设计温度 工作温度( 进 出) 壁温 腐蚀裕量 m m 焊接接头系数 程数 介质 全容积 m 1 2 5 2 5 7 3 1 O 4 21 5 3 2 7 3 8 5 2 7 4 3 1 2 3 7 o ， O 1 2 9 3 3 o 3 3 3 1 1 l 1 锅炉给水合成气( H 2 、 N 2 、 N H 3 ) 4 4 2 2 8 2 图l 1 2 3 一 c 结构示意 1 3 设备主体材质 ( 见表 3 ) 表 3 1 2 3一C A主体材质 2裂纹产生的原因分析 在对设备修复之前必须确定管 口产生裂纹的 原因。经过公司工艺、 设备管理人员及制造单位 开会讨论 ， 首先疑为工艺超温产生的氢腐蚀 。合 成塔内的催化剂是在 7 、 8 a前更换 的， 现在 活性 很差 ， 操作温度要求 3 5 0， 现只能勉强维持 3 0 0 左右， 已准备更换催化剂以保证生产高负荷运 行 ， 所以在工艺方面出现超温的说法是不存在 的， 这样排除了超温导致氢腐蚀的可能性 。开停车突 然的升温、 降温或升压、 降压的热胀冷缩是否会导 致管 口开裂?从开停车工艺管理和工艺报表上分 析 ， 没有发现突然急速升温 、 降温的操作记录。因 此只能从设备的制造方面查找原因。 由于换热管经过返修、 补焊后以及使用工况 较为复杂 ， 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 了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， 分别在管板的3 处抽取， 试验件 是管板上排列位置分别为 1 42 5 、 2 22 6 、 2 7 2 1的 3根换热管的两端管段， 长度约为 l 3 m， 共 6件。为了叙 述方便 ， 特将上述 3根管件分别对 应以“ A、 B、 c ” 代号表示 ， A即 1 42 5 ， B即 2 2 2 6 ， C即 2 72 1 。为 了排除换热管是否有质量问 题 ， 从制造时剩余 的换热管进行检查 。 2 1 裂纹宏观特征 在 1 O一 2 0倍放大镜下， 对换热管的上 ( 人 口) 和下 ( 出 口) 端 的端 面进行 观察 ， A 下、 B 下、 C 下 端面与管子的内外交接处未见到裂纹痕迹 ， 而在 A 下、 B 下、 C 下的端 口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 样 ， 试样长度 为 1 5 2 O n 瑚 ， 共 1 2个试样 ， 镶嵌 3 0 川 化 2 o o 9年第 3期 后沿管 口端面及第一切断面磨去约 l m m后进行 抛光 。每件金相试样与管段的代号一致 ， 如 1 4 2 5 E ， 文 中代号为 A ， 对应金相试样也为 A 试 样 ， 其他类同。 2 2 2 金相观察 沿端面磨去约 l m m 的金相试样进行检 查， 结果为 A 下、 B 下、 C 下的端 面处均未见到裂纹且低 倍组织正常； A B E 、 C E 3个试样端面均有裂纹。 2 2 3 裂纹金相特征与组织特征 对上述 6个上端面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。 ( 1 ) A 上试样 该换热管上端管 口端面的金相抛光面上 ， 只 见到 l 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 ， 张口较宽， 见图 2 ( 该特征表明 ： 焊料重熔结 晶后 ， 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有重要的影响) 。 图 2 A上端终止处裂纹张口 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 ， 见图3 。 图3 裂纹错位、 晶粒和组织图 在该裂纹附近 的外表面局部可见 到熔 弧特 征 ， 见图 4 。这种熔弧特征 表明该处焊接热对管 壁局部组织变化及其应力和分布会产生影响， 但 距裂纹端面约 2 O m m 处组织较细 ， 晶粒度约 9 1 O级 。 图 4 局部熔池较深 的重结晶弧状特征 ( 2 ) B 上试样 在该管端管 口端面 的金相磨 面上有 l条裂 纹 ， 裂纹金相特征见 图 5 。其他部位还可见到小 裂纹及沿晶 网状特征 ， 见图 6 。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 ， 见图 7 ， 进一步说明焊料金属的止裂作用。裂纹附近组 织较粗及沿晶短裂纹显示见图 8 。 图 5 B 端 裂纹 图 6 B 上小裂纹与沿晶网状分布特征 2 o 0 9年第 3期 川 化 3 1 图 7 B 上裂纹沿纵 向扩展 的终止 特征 图 8 B 上组织及短 裂纹 ( 3 ) C 试样 该管入 口端有 3条穿透性裂纹， 按箭头从 上 至下的顺序 ， 分别称为 1 、 2 、 3 裂纹 ， 对其金相观 察结果如下 。 1 裂纹起始管端外壁交接处 的主裂纹 中段侧 还有 1条近平行的次裂纹 ， 见图 9 。 图9 C 上1 裂纹侧的二次支裂 双裂纹特征是应力较大 的表征现象 ， 主裂纹 侧的二次支裂纹特征进一步说明该处的应力较 大。 2 裂纹起始于管端内壁交接处， 终止在焊料 金属处 ， 且裂纹处晶粒较粗 ， 见图 l O 。 图 1 O c 上2 裂纹处晶粒及终止处特征 3 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 ， 见图 l l 。裂纹较宽 与 应力较大有关 。裂纹呈齿状 ， 有二次沿晶裂纹 ， 见 图 l 2 。新管晶粒度均为 9一l 0级。 图 1 1 C 上3 裂纹处 组织及 晶粒 状况 图1 2 C 上3 二次裂纹 2 2 4 试样金相组织 比较 对 A 下 、 B 下 、 C 下试样， 在距端面约 1 1 5 m m 的磨面上进行晶粒度和组织观察 ； 对 A E 、 B C 试样在距端面约 2 O m m 的磨 面上进行 金相检查 及在距端 面约 1一1 5 m m 的磨面检查 ， 其结果见 表 4 。 3 2 川 化 2 0 o 9年第3期 表 4 试样金相组织检查结果对 比 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成 分测定和性能测试对比， 结果使用过的故障管未 见异常变化 ， 证明管子在使用后化学成份 和性能 没有变化。 2 4裂纹管的显微硬度测定 对 A E 、 C E的裂纹试 样进 行 了显微 硬 度测 定 ， 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部位的硬 度有差异 ； ( 2 ) 裂纹 端面的硬度值 差异较 大， 与组织 的 变化是一致的； ( 3 ) 硬度分布表 明焊接热 的影响具有不均匀 性 ， 并 由此引起焊套残余应力增大。 2 5综合 分析 ( 1 ) 同一根裂纹管 ， 上管 口有裂纹而下管 口 无裂纹 ， 说明裂纹 的产生与材质相关 的可能性不 大 ， 即与原材料成分性能无关 。 ( 2 ) 管内表面未见原始的裂纹拉痕和沿拉痕 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 ) 管焊缝周围板经受高热影响较大， 时间 较长时， 产生如下效应： 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。焊料采用 I I 1 c o n e l 6 0 0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 ， 晶粒易长大使 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较大 有关 。 ( 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 3 1 减小焊缝金属熔池量 针对焊后原焊接工艺在焊接过程中管 口处的 温度急剧升高， 而焊后采用空冷使管口金属组织 因骤冷而出现硬度增高的问题， 通过采取减小管 板倒角 R值 ， 将 原设计 中的 R 4改为 R 3( 见 图 l 3 ) ， 减小焊缝金属熔池量 ， 缩短温度升高影 响管 口的时间， 从而降低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 的硬度 ， 消除残余拉应力。 图 1 3 管板与换热管焊接示意图 3 2 规 范焊接操作 从规范焊接工艺及操作步骤着手， 尽可能减 小焊后残余应力 ， 缩小拉应力区域 ， 重点关注一下 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焊接 1 次收焊， 不 2 0 o 9年第 3期 川 化 3 3 允许焊接有 2次及出现 2个以上接头。 4修复 4 1 修 复依 据 压力容器安全技术监察规程 ； GB l 5 l一1 9 9 9。 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 1 2 3一 C 的修复采 用整体 更换换 热 管的办 法 ， 因 1 2 3一C 上下球形 封头 是直 接和 管箱焊 接 ， 管箱和管板上的筒体焊接需要全部 抽出换热 管， 所 以必须去除封头管箱 ， 才能方便 旧管取出和 新管更换。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 的影响 ， 对切除前 和焊接后的焊缝热影 响区金属 进行 了金相 图对 比。为 了保证 I 2 3一C 筒体 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。堆焊面打磨后进行 P rr 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 2 0 o。上 、 下管箱筒壁坡 口的内侧堆焊后 ， 再进行除应力 热处理： 升温至 7 o 07 2 O c I = ， 保温 3 h。 4 2 2 逐根钻、 抽取换热管 因 1 2 3一C 管板 和换 热管连接形式采用 的 是强度焊加贴胀 ， 因此只有将上 、 下管板贴胀处的 换热管钻掉 ， 才能将换热管逐根抽 出。钻管时将 1 2 3 一 c 放置在镗床上， 调整好钻头与管板的垂 直度 ， 用 l 8 9 mm 钻头逐根钻管 ， 钻管深度为 2 o 0 m m， 对管孔采用 R 3打坡 口。 4 2 3 新换热管的检验 新换 热 管 的钢 号 为 s A一2 l 3 2 ， 规 格 为 1 9 0姗 2 5 m m 5 6 5 O m m 冷拔无缝管 ， 外 径偏差为 + 0 1 m m， 其壁厚偏差为 1 O 。将换 热管逐根进行水压试验( 试验压力为3 6 M P a ) ， 合 格后按 J B 4 7 0 3 O 9 4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 对管板与管子焊接工艺做了 3组试件评定 ( 即试件 A、 试件 B 、 试件 C采取 不同的热处理方 法 ) 。 从试验结果得出： 焊前预热 ， 焊后管子端面硬 度都在 H R B 2 o 0以上； 焊后热处理加热到 7 0 o， 保温 3 h ， 管 口硬度为 H B 1 3 3 ， 符 合要求。但 由于 试验 中， 因试件较小 ， 热处理时整个试件在炉内进 行 ， 而实际制作时 ， 大件设备都是用电加热设备进 行加热热处理。而 l 2 3 一c 管板和筒壁都较厚， 用电热板加热时散热 比较大 ， 达不到试验效果 ， 故 最终决定采用上管板端面进人炉 内热处理消除应 力 ， 消除应力热处理后再对下管板 和换热管进行 焊接。而下管板为了避免管束和筒壁热胀系数的 不同， 采用 电热板对管板端面加热消除应力处理 。 4 2 5 换热管与管板焊接及热处理 焊接前的准备工作： 为了保证氩弧焊施工的 工作环境条件， 制造厂在管板两端搭棚挡风； 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 l 5 0保温施焊 ， 焊接环境 湿度为 6 0 ， 保证 了焊接质量。 上管板与换热管焊接完后 ， 立即进行消氢热 处理， 热处理温度控制在 3 5 0。换热管焊接完 毕后管板作色检查， 发现的浅表缺陷， 进行打磨消 除。对管 口端面进 行硬度 测定， 平均值约 为 H B 2 5 0 。消应热处理后再 测 H B值 ， 两者 可以参 照对 比。 随后根据热处理方案 ， 将 l 2 3一C 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 7 0 o1 O ， 保温时间 4 h ， 之后随炉温 下降缓慢 冷却 ， 冷 却 后管 口硬 度 值在 HB 1 9 O H B 2 0 0 ， 说明整体热处理后， 管 口硬度值下降了 H B 5 0一H B 6 o， 达到了修前 的预计值 。 下管板与管子 的焊接采用与上管板一样的施 焊工艺 ， 同一个焊工焊接 ， 焊后采用电加热板热处 理 ， 最后管箱再与筒体焊接。 5 耐压试验和渗漏试验 耐压试验均按 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， 保压足够时 间进行检查， 合格。 按 H B 2 o 5 8 4 1 9 9 8 进行渗漏试验， 安装按标 准 B法图示接好 试验的管路、 压力表、 阀门等试 压装置 ， 充压后将酚酞液试纸均匀贴在上 、 下管板 上 ， 让其始终保持湿润状态 ， ( 下转第 3 6页) 3 6 川 化 2 0 0 9年第 3期 ( ，) ： 譬： ： o 0 o 2 6 ( 其 中 c 为 L ， 丁 1 u w z o 共 甲 刀 极差系数， 取 1 6 4 ) = = 一o o s s 3 4 测定废水样 品中铜浓度 的相对合成不确定 度 M ( ) 3 4 1 重复测定引起 的相对不确定度 “ ( ， ， ) 用原子吸收分光光度计对同一个废水样品重 复测定 5次 ， 测定得到的吸光度及计算出的铜质 量浓度见表 3 。 表 3 同一个样 品重复测定 5次结果 从表3 得5 次测 定 吸光度 的平 均值y = O o o 2 8 8 ， 质量浓度平均值 =O 0 1 0 6 m g L。 单次 测 量 的不 确 定 度 ( ， ， )=s ( y )= ( ) ， 一 )， = 0 - 8 4 l 0 一 算术 平均 值 的不确 定 度 u( ， ， )=s ( y )= ： ：o 3 7 1 o一 0 5 ( ) ， ， )： ：1 3 0 y 3 4 2 样品体积引起的相对不确定度 M ( ) 用容量瓶 ( 5 0 m L) 定 容 ， 容量瓶 的容量允差 为 O 1 O m L ， 按均 匀 分布 换算 成标 准 偏差 为 ：0- 0 5 8 mL。 3 容 量瓶 的容量 误 差 引起 的相 对 不确 定 度 )= 1 l 6 3 4 3 测定废水样品中铜浓度的相对合成不确 定度 u ( ) H 。 ( ) = 丽= 1 3 l 3 5 相对合成标准不确定度 z 。 ， ， = 石 丽= 1 3 9 3 6 扩展不确定度( u ) 分析 包 含 因子 =2 ， 相对 扩展 不确定 度 = 2 。 ， =2 7 8 扩展不确定度 = 。 ， l = O 0 o o 2 9 m g L 4结论 通过对原子吸收分光光度计测定废水中铜含 量扩展不确定度的评定 可以看出， 扩展不确定度 = 0 0 o 0 2 9 m g L ， 而所测的生产废水的铜含量 O 5 m g L， 值远远小于所测的生产废水铜 的 含量 ， 因此采用原子吸收分光光度计的测量方法 完全能满足生产废水中铜含量的测定要求。 ( 收稿 日期 2 o 0 9一 o 42 2 ) ( 上接 第3 3页) 保压 6 h期间 ， 未发现试纸有红色 斑点及其它异常现象 ， 渗漏试验合格。 6结论 该设备修复后， 于 2 0 o 8年 5月投用， 运行了 l a 后于2 o o 9年5 月大修开人孔检查， 对上、 下管 板的管 口进行着 色无 损检测 ， 未发现裂纹 ， 证 明 1 2 3 一C 裂纹产生原因的分析结果正确， 修复措 施正确。公司在无参考文献的情况下， 大胆对换 热器管板进行了整体热处理， 在国内大氮肥装置 属首例 ， 解决 了生产装置上 的重大隐患 ， 修复 了 1 2 3一 C 预热器， 有力地保证了化肥装置的“ 安、 稳 、 长 、 满、 优” 运行。 ( 收稿 日期 2 o o 9一 o 61 5)