合成氣裝置中變一段換熱器膨脹節斷裂分析

安全分析合成氣裝置中變一段換熱器膨脹節斷裂分析張維波張洪軍王東1鄭啟文1.中國石油吉林石化公司吉林吉林1320222.哈爾濱焊接研究所黑龍江哈爾濱150080)摘要某廠(chǎng)中變一段換熱器新?lián)Q上的0Crl8Ni9不銹鋼制U形膨脹節僅運行2個(gè)月即發(fā)生突然斷裂。檢驗表明斷裂起始于膨脹節波峰外壁屬高應力下應力腐蝕開(kāi)裂。外保溫材料中含Cˉ、S№a等組份并較長(cháng)時(shí)間被水浸漬膨脹節材料已整體嚴重脆化,顯微組織中馬氏體所占比例達到50%顯微硬度達到H√400左右焊接質(zhì)量差膨脹節波峰處應力較高質(zhì)中含氪等是引起破壞的主要原因。本文還提岀防止和控制上述問(wèn)題的技術(shù)措施。關(guān)鍵詞U形膨脹節應力腐蝕開(kāi)裂泐治措施中圖分類(lèi)號:Q050.9文獻標識碼3B章編號001-483X2007)5-0036-05Fracture Analysis of Expansion Joint for Middle Transform First-sectionHeat Exchanger of Synthesis Gas PlantZHANG Wei-bo' ZHANG Hong-jun, WANG Dong, ZHENG Qi-wen?'(1.Jilin Petrochemical Co. PetroChina Co. Ltd. Jilin 132022, China 2. Harbin Research Institute of Weldg, Harbin 150080 ChinaAbstract The fracture accident of a new U - type expansion joint of middle transform first-section heat ex-changer occurred suddenly in service for only two months it was made ofOCrl8Ni9 austenitic stainlesssteel. Test showed that above fracture originated from out-wall of the expansion joint and was stress corsion cracking at high stress level. Causes of the accident were out-insulating - materials contained CI sNa tc vand were soaked by water for longer time ' expansion joint materials whole were embrittle seriously andits martensite content was about 50% and micro- hardness were about Hv400 i welding quality was inferiorStress on wave crest was higher there was hydrogen in medium and so on. The corresponding prevention measures were put forwardKey words: U- type expansion joint ;stress corrosion cracking prevention measures某廠(chǎng)合成氣車(chē)間中變一段換熱器新?lián)Q上的Umm和16mm材料為16MnR。筒體上原裝置的是圓形膨脹節運行時(shí)間僅2個(gè)月即發(fā)生突然斷裂并引環(huán)狀g形補償器其外徑為D10=900mm截面Dy發(fā)閃爆導致合成氣裝置停車(chē)。為弄清膨脹節斷裂中國煤化工N9T斷裂的、新?lián)Q上性質(zhì)和原因開(kāi)展了下述分析試驗工作的是CNMHG其波高h=105m波該換熱器已運行22年為直立固定管板、管殼長(cháng)W=16m波假外倥DD=616mm圓弧半徑r式換熱器內徑D,=600mm高H=7117mm,兩管=35mm厚度δ=8mm材料0Crl8N9。換熱器運板間距H=5994mm,筒體和封頭厚度分別為12行參數見(jiàn)表1第24卷第5期壓力容器總第174期表1換熱器運行參數為斜斷囗與表面之間呈大約45°夾角(見(jiàn)圖2)從項自殼程管程波峰斷裂處到波根壁厚測量值見(jiàn)表2。設計壓力(MPa)2,65設計溫度(℃操作壓力(MPa)2.5操作溫度(℃)250~350介質(zhì)合成氣中變氣有小裂紋的縱焊縫未開(kāi)裂的縱焊縫圖1斷裂的膨脹節(局部)檢測與試驗1.1宏觀(guān)檢查U形膨脹節在波峰處沿環(huán)向幾乎整圈斷開(kāi),僅?？v縫相連見(jiàn)圖1。宏觀(guān)看斷口外壁側沿壁厚約3.5mm范圍內較平坦且大致與表面垂直;內壁側圖2膨脹節斷囗表2膨脹節壁厚測量?jì)啅牟ǚ濉ǜ?位置縱縫附近6.766.75676.886.957147147.327387.367417417.8遠離縱縫6.686.756.816856486947.007.197.397.427.657.807.52遠離縱縫6,7446.997.107.217.417.477.617.707.87.837.85斷口上覆蓋一層較厚的附著(zhù)物,局部區域表面較窄的、未斷開(kāi)的縱縫區未發(fā)現裂紋。和裂紋間隙內還有薄的白色物膜。斷口上有一處宏膨脹節采用現場(chǎng)分瓣組裝,瓣間對接采用手工觀(guān)劈裂。在較寬的、未斷開(kāi)的縱縫區波峰及其兩側電弧焊焊接質(zhì)量較差對接縱縫存在錯邊、未焊透40mm范圍內內壁焊縫表面存在多條與縱縫大致和咬邊等缺陷。垂直的裂紋最長(cháng)的約40mm波峰區表面裂紋張囗1.2膨脹節材料成分見(jiàn)表3)較大(約1mm)波峰兩側裂紋張口較小。在另一條1.3膨脹節材料金相分析表3膨脹節材料化學(xué)成分分析結果(%)元素cM樣1/試樣20.050.050.500.591.71.880.016/0.0160.041/0.03218.18/18.188.25/8.39從膨脹節斷口處和遠離斷囗處分別取多個(gè)試樣進(jìn)行顯微觀(guān)察另外還從8mm厚鋼板上取樣進(jìn)行對比分析檢驗表明斷囗區材料組織為:A(奧氏體)+M(馬氏體)+(鐵素體),其中馬氏體組織所占比例約50%見(jiàn)圖3;遠離斷口的材料組織同斷口處相似,馬氏體組織約50%,見(jiàn)圖4新板材組織為:(奧氏體)+(鐵素體Ⅹ少量),其中沒(méi)有馬氏體組織,見(jiàn)圖5。1.4膨脹節材料顯微硬度測定斷冂區得材組織350×膨脹節(Hv):366366A38386A56A47A15硬T中國煤化工穿晶、穿晶+沿晶混新鋼板(Hv)約200CNMHG1.5膨脹節裂紋金相分析縱向接頭區內壁小裂紋均分布于焊縫金屬中觀(guān)察顯示膨脹節波峰環(huán)向斷裂及其附近裂紋(包括焊縫邊緣局部補焊打磨平滑區)較大的裂紋均處于母材區其材質(zhì)已嚴重脆倀M約50%,顯微深度已達壁厚之半;焊縫金屬顯微組織為:A(奧氏CPVT合成氣裝置中變一段換熱器膨脹節斷裂分析Vol24.No52007圖7斷口區裂紋尖端175圖4遠離斷口區母材組織350×圖8焊縫金屬組織350×1.7膨脹節斷口表面覆蓋物分析圖5新鋼板(母材)組織350取樣對斷口不同區域及裂紋間隙附著(zhù)物(見(jiàn)圖9進(jìn)行微區成分分析,其結果見(jiàn)表4。應指出在斷裂過(guò)程中和斷裂后斷口表面會(huì )受到一定干擾檢驗結果可能受到一定影響。體)+(鐵素體Ⅹ少量);裂紋為網(wǎng)狀沿晶開(kāi)裂,見(jiàn)圖8。1.6膨脹節斷裂面掃描電鏡分析對膨脹節斷裂面取樣進(jìn)行掃描電鏡觀(guān)察,斷口4115e22V氵每喜“i5酯表面和裂紋間隙中有很厚的覆蓋物層,斷裂細節很難看清。圖9裂紋試樣表4表面覆蓋物成分分析結果(%)i Na al si ps ci k ca cr fe Ni cu zn mr斷裂面外側區(起裂區)0.800.621.750.112.821.129262.126.6963.197.041.161.911.18斷裂面外側下部1.410.451.160.190.860.705.043.185.0869.839.71斷裂面中部2390.820.9605.670.3515.071.7249758926820.320斷裂面內側區(剪切擴展區)0.730.721.3503.990.68小裂紋縫隙中白色物9.670.983.410.152.750.38中國煤化工17,080430.40小裂紋縫隙中白色物14.620.631.810.0521.540.39CNMHG1.00.550.720.782.1應力計算2膨脹節應力計算和應力校校12按換熱器原圖要求制造時(shí)其溫度補償器預壓第24卷第5期壓力容器總第174期縮量為7mm,另?yè)O計參數,圓簡(jiǎn)和管子膨脹變形部分以撕裂形式至完全斷開(kāi)差粗略計算為17設U形波紋管軸向位移為縱向接頭區內壁小裂紋是在膨脹節撕裂、斷δ=7mm,此時(shí),內壓引起的周向薄膜應力、經(jīng)向薄裂、事故處理過(guò)程中形成并發(fā)展的,是在高應力、深膜應力、經(jīng)向彎曲應力分別為:1=6743MPa2=度塑性變形、受到外界因素影響的條件下產(chǎn)生的因18.83MPa,o3=128.39MPa位移引起的經(jīng)向薄膜此在開(kāi)裂形式和表面附著(zhù)物成分上都與主斷囗有應力、經(jīng)向彎曲應力分別為74 MP較大差別。62588MP:組合應力on=2+03=147.22MPa,3.2斷裂原因0.70p=103.05MPa,=649.62MPa,σ(1斷裂起始于膨脹節外表面,顯然換熱器殼0.7a+a4=725.67MPa剛度K=52429.61N體(250~350℃)外表面保溫材料中含有能誘發(fā)8型奧氏體不銹鋼應力腐蝕開(kāi)裂的組份(C1-、S、mma2.2應力校核NaOH)且較長(cháng)時(shí)間被水浸漬是導致應力腐蝕開(kāi)裂根據膨脹節各項應力應滿(mǎn)足以下條件的關(guān)鍵因素。a1=67.43MPa、a2=1883MPa≤[a]=111(2)膨脹節斷口區以及遠離斷口部位的材料顯微組織中脆硬馬氏體所占比例均已達50%顯微硬Pa,該式成立σn=147.22MPa≤1.5σs3=151.5MPa,該式成度達到H400左右,說(shuō)明膨脹節材料已整體嚴重硬化。已知對18-8型奧氏體不銹鋼冷加工和氫侵入會(huì )導致奧氏體轉變成馬氏體3,盡管換熱器運行GR=0.7ap+=725.67MPa≤2介質(zhì)中含氬,會(huì )促進(jìn)馬氏體轉變但膨脹節縱焊縫組MPa,該式不成立織中幾乎未發(fā)現馬氏體,說(shuō)明馬氏體組織主要不是2.3疲勞壽命校核運行過(guò)程中形成而是選用硬態(tài)材料或制造過(guò)程中N=93299~144534形成的且歸根結底是深度冷變形造成的[N]=93299~144534/15=6219~9635由于奧氏體不銹鋼中馬氏體組織的腐蝕電位明顯比奧氏體低冷變形形成的滑移帶腐蝕電位也較3討論低它們會(huì )在腐蝕介質(zhì)中優(yōu)先溶解因此,膨脹節材料中大量馬氏體組織的存在將嚴重削弱其對應力3.1斷裂性質(zhì)腐蝕開(kāi)裂的抗力加劇材料對SCC的敏感性并促進(jìn)從宏觀(guān)斷口形貌看,膨脹節斷裂起始于波峰外scC裂紋擴展37。這也是為什么不含馬氏體組織表面起裂并擴展至波峰整圈壁厚約一半范圍斷裂的縱焊縫不是引起斷裂的起源并在膨脹節整圈斷裂面平直有淺的臺階與外表面基本垂直屬脆性開(kāi)的情況下唯其不斷甚至不裂的原因之所在。裂口的另一半為撕裂形式的剪切斷囗剪切撕膨脹節材料中含P量偏高(0.032%裂過(guò)程中波紋管、特別是波峰區壁厚明顯減薄。0.041%)也將增加其對SCC的敏感性58]。從膨脹節使用材料(鉻鎳奧氏體不銹鋼),使用運行介質(zhì)中的氫也將促進(jìn)馬氏體進(jìn)一步脆化溫度(350℃)以及上述斷口特征看膨脹節的斷裂(氫脆j°。處于硬化態(tài)和脆性態(tài)的材料變形能力不是一次性超載引發(fā)的也不可能是疲滎參考疲勞受到很大削弱,導致波紋管膨脹節調整(松弛和降壽命校核數據使用時(shí)間僅2個(gè)月)引發(fā)的。低痖應力集中和峰值應力的能力大為下降使膨脹節從裂紋宏觀(guān)、微觀(guān)形態(tài)及斷裂面上附著(zhù)物成分波峰區處于更高的應力水平下?？戳鸭y起始于表面多源、有分枝、呈穿晶、穿晶+顯然材質(zhì)因素是導致膨脹節過(guò)早失效的內在沿晶形式開(kāi)裂斷口表面和裂紋縫隙附著(zhù)物中含有因素較多C1(0.29%~1.12%)S0.86%~5.67%入Na中國煤化士質(zhì)量差也是造成破壞(0.73%-14.62%)等組份用材為18-80奧氏體不的原HCNMHG嚴重的錯邊強行組銹鋼且含P量較高介質(zhì)中還含有H因此可認定裝未焊透、咬邊等缺陷造成嚴重的應力集中、拘束膨脹節斷裂由應力腐蝕(高應力條件下的SC)所引應力和殘余應力,加劇缺囗效應。在膨脹節材料嚴發(fā)應力腐蝕裂紋擴展至整圈約壁厚的一半后剩余重脆化的條件下,上述因素的影響更加突出。相關(guān)CPVT合成氣裝置中變一段換熱器膨脹節斷裂分析Vol24.No52007標準(GB16749-1997《壓力容器波形膨脹節》)指8型奧氏體不銹鋼應力腐蝕開(kāi)裂的組份(Cl岀與奧氏體不銹鋼波紋管相關(guān)的焊接均應采用氬Na)且較長(cháng)時(shí)間被水漫漬是導致應力腐蝕開(kāi)裂的弧焊接或等離子弧焊接均應全焊透嚴控縱焊縫數關(guān)鍵因素量且不允許返修不得有裂紋、咬邊、氣孔、弧坑和夾3)波紋管材料組織中馬氏體比例普遍達到渣等缺陷縱焊縫不應有錯邊制造波紋管的奧氏體50%顯微硬度達到H400左右,且P含量偏高,這不銹鋼材料應是軟態(tài)的。增加了材料在臨H介質(zhì)中對sCC的敏感性并促進(jìn)(4膨脹節所受壓力較高(2.65MPa)殼程與管SCC擴展。程溫差較大(150℃),筒體和管子膨脹變形差達4覡場(chǎng)組裝、焊接質(zhì)量較差,膨脹節補償能力17.72mm,原補償器預壓縮量為7mm。按GB不足是造成高應力水平下應力腐蝕開(kāi)裂的因素。16749—197對相近的、承壓2.5MPa、波高105mm、5)嚴控介質(zhì)中和外保溫材料中CI-、H,S、壁厚9mm的ocrl8N鋼制單波、單層U形膨脹節,NaOH等組份,避免保溫材料被水浸漬選用軟態(tài),其最大位移量為5.7mm。若設軸向位移為7mm計含P、S低,馬氏體組織少的材料進(jìn)行整體固溶處算得岀綜合應力σκ=725.67MPa,且最大應力位于理適當增加膨脹節波紋管波數降低其軸向剛度和波嵴(谷)這還沒(méi)計入制造和組裝過(guò)程中產(chǎn)生的殘應力水平確保制造質(zhì)量特別是現場(chǎng)安裝組焊質(zhì)量余應力、拘束應力和應力集中的影響。對于變形能等是保證膨脹節安全可靠運行的主要手段力受到一定削弱,材質(zhì)嚴重脆化的膨脹節波峰部位長(cháng)期處于這樣高的應力狀態(tài)極易引發(fā)應力腐蝕開(kāi)參考文獻裂或早期疲勞破壞。3.3斷裂控制措施[I]GB16749-1997壓力容器波形膨脹節S](1嚴格控制介質(zhì)中C、H15、NaOH等組份的[21朱有庭等,化工設備設計手刪M.北京北學(xué)工業(yè)版社2005含量;對外保溫材料中的Clˉ、HS、NaOH等含量要進(jìn)行檢查和控制,外保溫材料被水浸濕后應立即更【3]A.Cgla, Stress Corrosion Cracking of Cold- workedAustenitic Stainless Steels[ J ] Corrosion Science, 1982,3換或快速干燥并對危險區進(jìn)行表面無(wú)損檢測游防止(6)559-578焊接或試壓過(guò)程中帶入上述組份。[4] C. Garcia, Stress Corrosion Cracking Behavior of Cold2選用軟態(tài)奧氏體不銹鋼作原材料冷成形后orked and Sensitized Type 304 Stainless Steel Using the Slow進(jìn)行整體固溶處理,以控制或避免材料中出現馬氏Strain Rate test J ] Corrosion 2002 58 10)849-857體組織嚴格控制P含量(P<0.009%)材料、成形[5]小若正倫金屬的腐蝕破壞與防蝕技術(shù)[M北京沘化工藝、焊接工藝、波形、焊接制作質(zhì)量等必須符合GB學(xué)工業(yè)出版社98816749-1997標準要求。在材料和焊接質(zhì)量合格的[6]王勤生等金屬波紋管固溶處理前后金像組織的改變條件下還應關(guān)注波形和表面平滑度及其對波紋管抗應力腐蝕性能的影響[J].壓力容器2004(7)9-12(3黝現場(chǎng)安裝組焊要由熟悉專(zhuān)業(yè)的工程技術(shù)人[7]許淳淳等.不銹鋼冷加工形變誘發(fā)馬氏體相變及其腐員負責組織,認真制定技術(shù)方案用技術(shù)達標的裝配蝕行為J]材料保護2002343)15-17工和氬弧焊工施工并進(jìn)行嚴格的檢查和驗收。[8]黃建中,等.材料的耐蝕性和腐蝕數據[M].北京北化學(xué)(4適當增加膨脹節波數以減少其軸向剛度和工業(yè)出版社2003應力水平。[9] D. Hardie. Effect of Hydrogen on Ductility of StableAustenitic Steel[ J ]. British Corrosion Journal, 1994 29(2)結論10] William F. Smith Foundations of Materials Science and E(1)該中變一段換熱器U型波紋管膨脹節運行中國煤化工 mpanies anc.1993,P739兩個(gè)月即發(fā)生沿波峰整圈斷裂,是由應力腐蝕開(kāi)裂CNMHG收稿日期2007-03-26及其后的剪切撕裂所造成作者簡(jiǎn)介張維波,高工,從事化工裝置技術(shù)工作和管理工(2換熱器殼體外保溫材料中含有能誘發(fā)18-作通訊地址吉林市龍潭大街9號吉林石化公司機動(dòng)處。