Table 1. 再沸器運(yùn)行工藝參數(shù)
| 位置 | 介質(zhì) | 操作溫度 /℃ | 最高操作壓力 /MPa | 設(shè)計(jì)壓力 /MPa |
|---|---|---|---|---|
| 殼程 | 稀釋蒸汽 | 166.8（入口），173.5（出口） | 0.762 | 1.4（全真空） |
| 管程 | 急冷油 | 210.1（入口），180.2（出口） | 0.689 | 1.8 |
分享：再沸器管板開裂原因
裝備在長時間使用后難免出現(xiàn)開裂的情況，理化檢驗(yàn)已成為重要的失效分析手段[1-2]。某公司乙烯裂解裝置稀釋蒸汽發(fā)生器/急冷油再沸器（以下簡稱再沸器）中的殼程介質(zhì)為稀釋蒸汽，裝置中工藝水的pH為8.5，管程介質(zhì)為急冷油，其為重組分烴類。再沸器固定管板、浮動管板材料為16Mn鋼，按JB/T 4726—2010 《壓力容器用碳素鋼和低合金鋼鍛件》Ⅲ級鍛件進(jìn)行制造檢驗(yàn)和驗(yàn)收，管板規(guī)格為2 190 mm×135 mm（直徑×厚度）。換熱管管束的規(guī)格為19 mm×2.5 mm（直徑×厚度），材料為Q345D鋼，材料符合GB 6479—2013 《高壓化肥設(shè)備用無縫鋼管》的規(guī)定。
管板與管束連接方式為強(qiáng)度焊+貼脹（前15 mm不脹），焊接方式為鎢極氬弧焊，按照先點(diǎn)焊后施焊的順序進(jìn)行焊接，施焊時采用“十字對稱”的方法，采用的焊絲牌號為TG-50（型號為ER50-6），規(guī)格為2.0 mm（直徑）。焊接過程中將層間溫度控制為低于250 ℃，焊接前管板沒有預(yù)熱。焊接層共2層，第一層不填絲自熔，電流為80~100 A，熱輸入不大于12 kJ/cm；第二層填絲，電流為120~140 A，熱輸入不大于16 kJ/cm。
再沸器于2021年投入使用，其工藝參數(shù)如表1所示。2023年該再沸器出現(xiàn)內(nèi)漏現(xiàn)象，在清除掉管束附著的急冷油后，對其進(jìn)行試漏，發(fā)現(xiàn)再沸器下半部分換熱管管頭焊接處泄漏，對換熱管表面進(jìn)行無損檢測，未發(fā)現(xiàn)明顯缺陷。采用錐形內(nèi)磨頭將管頭焊縫金屬及部分管板金屬去除4~6 mm厚度，在管板孔橋處發(fā)現(xiàn)宏觀裂紋。再沸器管板開裂位置和管束外觀如圖1所示。筆者采用一系列理化檢驗(yàn)方法分析了再沸器開裂的原因，以避免該類問題再次發(fā)生。
圖 1 再沸器管板開裂位置和管束外觀
1. 理化檢驗(yàn)
1.1 宏觀觀察
將管板沿管束直徑縱向剖開，觀察管板與管束脹焊情況，結(jié)果如圖2所示。由圖2可知：除了按規(guī)定前端15 mm未脹外，其余貼脹部分并不均勻，很多管束與管板之間存在一定的間隙，原因可能是管板上的孔徑大小不一致或脹接壓力不夠。
圖 2 管板與管束脹焊位置的宏觀形貌
圖3為部分管板與管束焊接接頭截面的宏觀形貌。由圖3可知：焊接接頭內(nèi)部存在較多的焊接缺陷，缺陷類型主要為未熔合；孔橋之間的焊縫僅有一條，而不是兩條角焊縫相互搭接。
圖 3 管板和管束焊接接頭截面宏觀形貌
1.2 化學(xué)成分分析
管板和管束的化學(xué)成分分析結(jié)果如表2所示。由表2可知：管板和管束材料的化學(xué)成分符合JB/T 4726—2010和GB 6479—2013的要求。
Table 2. 管板和管束的化學(xué)成分分析結(jié)果
| 項(xiàng)目 | 質(zhì)量分?jǐn)?shù) | ||||||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| C | Si | Mn | P | S | Cr | Ni | Cu | V | Nb | Mo | |
| 管板實(shí)測值 | 0.18 | 0.35 | 1.28 | 0.001 | 0.009 | 0.15 | 0.07 | 0.14 | - | - | - |
| 管板標(biāo)準(zhǔn)值 | 0.13~0.20 | 0.20~0.60 | 1.20~1.60 | ≤0.030 | ≤0.020 | ≤0.30 | ≤0.30 | ≤0.25 | - | - | - |
| 管束實(shí)測值 | 0.14 | 0.37 | 1.46 | 0.015 | 0.003 | 0.02 | 0.008 | - | 0.002 | <0.001 | 0.01 |
| 管束標(biāo)準(zhǔn)值 | 0.12~0.18 | 0.20~0.50 | 1.20~1.70 | ≤0.025 | ≤0.015 | - | - | - | ≤0.15 | ≤0.07 | ≤0.10 |
1.3 硬度測試
在裂紋附近母材和焊縫區(qū)取樣，對試樣進(jìn)行維氏硬度測試，管板母材、管束母材、焊縫的硬度分別為164，175，310 HV。焊縫區(qū)的硬度高于母材，超過了GB/T 27866—2011《控制鋼制管道和設(shè)備焊縫硬度防止硫化物應(yīng)力開裂技術(shù)規(guī)范》的要求（≤248 HV）。
選擇尚未發(fā)生開裂的管板接頭進(jìn)行硬度測試，測試位置如圖4所示，測試結(jié)果如圖5所示。由圖5可知：孔橋之間焊縫的硬度和熱影響區(qū)的硬度相近，為280~290 HV，但低于裂紋附近的焊縫硬度；隨著與焊縫距離的逐漸增大，硬度逐漸降低至175 HV，最低點(diǎn)位于母材處。
圖 4 未開裂接頭焊縫附近的硬度測試位置
圖 5 未開裂接頭焊縫附近的硬度測試結(jié)果
1.4 金相檢驗(yàn)
在管板開裂處不同位置取樣，利用光學(xué)顯微鏡觀察試樣，結(jié)果如圖6所示。由圖6可知：管板與管束縫隙間的焊縫根部附近可見長度不一致的微小裂紋，裂紋向焊接區(qū)或母材擴(kuò)展，呈沿晶擴(kuò)展特征。
圖 6 管板開裂處的微觀形貌
分別在開裂接頭的管板、管束、焊縫處截取金相試樣，觀察試樣的顯微組織，結(jié)果如圖7所示。由圖7可知；管板與管束焊縫處的組織為板條狀馬氏體，管板的組織為塊狀鐵素體+珠光體，管束的組織為條帶狀鐵素體+珠光體。
圖 7 開裂接頭的顯微組織形貌
1.5 掃描電鏡（SEM）及能譜分析
在管板開裂處取樣，對試樣進(jìn)行掃描電鏡及能譜分析，結(jié)果如圖8和表3所示。由圖8和表3可知：接頭開裂處的各元素含量基本正常，沒有發(fā)現(xiàn)可以引起堿脆的Na離子，但是S、O元素的含量較高。S、O元素可能來源于工藝水中殘存的酸性物質(zhì)，個別裂紋擴(kuò)展嚴(yán)重使焊縫裂透，導(dǎo)致管程中的介質(zhì)進(jìn)入殼程。
圖 8 管板開裂處的SEM形貌及能譜分析位置
Table 3. 管板開裂處能譜分析結(jié)果
| 分析位置 | 質(zhì)量分?jǐn)?shù) | |||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| C | O | S | Si | Cr | Mn | Fe | P | |
| 位置1 | 10.71 | 5.06 | 29.16 | 55.07 | - | - | - | - |
| 位置2 | - | 27.75 | 1.02 | 12.17 | - | 0.90 | 54.42 | 3.49 |
| 位置3 | - | 24.10 | 0.51 | 1.42 | - | - | 73.39 | 0.58 |
| 位置4 | - | - | 2.96 | 1.51 | 0.37 | 0.94 | 94.22 | - |
| 位置5 | - | 9.71 | 30.37 | 0.55 | - | - | 58.12 | - |
2. 綜合分析
根據(jù)再沸器的工作情況，判斷管板與管束焊接接頭產(chǎn)生裂紋的原因有：（腐蝕）疲勞開裂，應(yīng)力腐蝕開裂和焊接裂紋。
疲勞開裂是在外部動應(yīng)力的作用下，通過循環(huán)加載且使材料形成一定的形變累積效應(yīng)產(chǎn)生的。作用于管板接頭的動應(yīng)力主要來自溫差應(yīng)力、啟動和停車、壓力波動等，但是在2 a的服役周期內(nèi)，該類應(yīng)力作用較少。此外，材料要在疲勞振動下形成一定的形變累積效應(yīng)，需要管束與管板之間存在一定的間隙，此時疲勞裂紋才可能發(fā)生在管束焊縫的附近，而不是管板焊縫附近。當(dāng)然，在腐蝕介質(zhì)的作用下，疲勞過程會加劇，產(chǎn)生腐蝕疲勞，但以上條件及其破壞情況與該設(shè)備的開裂狀態(tài)并不相符。
應(yīng)力腐蝕開裂須滿足3個條件：材料、介質(zhì)和拉應(yīng)力，只有這3個條件處在一定范圍內(nèi)，材料才可能發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂。對于低碳鋼和低合金鋼，主要敏感介質(zhì)包括NaOH、硝酸鹽和H2S溶液等，同時還與該介質(zhì)的溫度和濃度密切相關(guān)。從再沸器的工作條件和能譜分析結(jié)果可以看出，管程或殼程里的介質(zhì)幾乎不含NaOH和硝酸鹽，但是卻存在較高含量的S和O強(qiáng)腐蝕性元素，對于16Mn鋼和Q345D鋼，在合適的溫度條件下，材料具有一定的腐蝕敏感性[3-4]。在局部水環(huán)境下，工藝水的pH不會始終保持在8.5，而是存在一定的偏差。管板焊接接頭在焊前沒有進(jìn)行預(yù)熱，焊后也沒有進(jìn)行退火消除應(yīng)力處理，在焊縫附近形成了較高的拉伸殘余應(yīng)力，該應(yīng)力一般可以達(dá)到材料的屈服強(qiáng)度，給管板材料的應(yīng)力腐蝕創(chuàng)造了條件。
焊接裂紋被認(rèn)為是所有設(shè)備焊接制造過程中最嚴(yán)重的缺陷，主要分為冷裂紋、熱裂紋、再熱裂紋和層狀撕裂等。從管板與管束的焊接工藝條件和開裂位置來看，16Mn鋼和Q345D鋼中C元素含量較低，Mn元素含量較高，S、P元素含量控制較嚴(yán)格，Mn元素和S元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)的比值能達(dá)到焊接要求，因此具有較好的抗熱裂性能，正常情況下焊接時材料不會出現(xiàn)熱裂紋。焊接大厚度16Mn鋼板時易出現(xiàn)冷裂紋，淬硬組織是引起冷裂紋的決定性因素。因此，焊接過程中能否形成由淬硬組織引起的冷裂紋是評定16Mn鋼板焊接性能的重要指標(biāo)。16Mn鋼的冷裂紋敏感性主要取決于其淬硬傾向，雖然16Mn鋼中C元素含量并不高，但還含有少量的合金元素，其淬硬傾向比低碳鋼要大。按照國際流行的碳當(dāng)量計(jì)算公式和表2中的數(shù)據(jù)，計(jì)算管板材料的碳當(dāng)量為0.437。研究表明，當(dāng)材料的碳當(dāng)量小于0.4時，其焊接性能較好；當(dāng)材料的碳當(dāng)量為0.4~0.6時，其焊接性能尚可；當(dāng)材料的碳當(dāng)量大于0.6時，其焊接性能較差。16Mn鋼的焊接性能較好，但隨著材料的厚度增大，其焊接性能顯著變差。該再沸器管板厚度高達(dá)135 mm，焊接時并沒有采用預(yù)熱等措施，且熱輸入值較低，使得焊接過程中冷卻速率加快，極易產(chǎn)生馬氏體淬硬組織。
16Mn鋼的焊接熱影響區(qū)性能變化也與合金元素含量有很大關(guān)系，主要表現(xiàn)為過熱區(qū)的脆化問題。過熱區(qū)的韌性與熱輸入和材料的化學(xué)成分有關(guān)[5-6]。當(dāng)然，形成冷裂紋的外界因素離不開拉應(yīng)力，包括焊接殘余應(yīng)力和厚板剛度較大造成的拘束應(yīng)力。還需要說明的是，冷裂紋產(chǎn)生的原因還包括表面清潔不夠等，使擴(kuò)散氫含量偏高，在淬硬組織的聯(lián)合作用下，形成了氫致冷裂紋。
施焊大厚度管板時沒有控制好焊接冷卻速率，導(dǎo)致材料產(chǎn)生馬氏體淬硬組織，在焊接殘余應(yīng)力和厚板拘束力的共同作用下，材料產(chǎn)生冷裂紋。冷卻速率越快，產(chǎn)生的淬硬組織越多，材料開裂傾向越大。
3. 結(jié)語
焊接工藝控制不當(dāng)使材料產(chǎn)生馬氏體淬硬組織，在應(yīng)力和淬硬組織的共同作用下，管板與管束間隙處的焊縫區(qū)或熱影響區(qū)產(chǎn)生焊接冷裂紋，裂紋向貫穿焊縫和母材的方向擴(kuò)展；工藝水中含有一定量的殘留酸性物質(zhì)，導(dǎo)致裂紋處的材料發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂，裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展，直至孔橋和管束完全開裂。
文章來源——材料與測試網(wǎng)
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