變換爐堆焊層裂紋原因分析和埋藏缺陷安全評定

王志亮，馬 歆，宋高峰，王應植，許力偉

(江蘇省特種設備安全監督檢驗研究院，江蘇南京，210036)

變換爐是合成氨裝置中的反應容器，煤氣中的一氧化碳在400℃左右的溫度下，借助催化劑的作用，與水蒸汽進行變換反應，生成二氧化碳和氫氣，制得所需要的混合煤氣［1］。由于操作溫度較高，且介質中含有氫氣，變換爐屬于典型的高溫臨氫設備，存在氫腐蝕、回火脆化、蠕變、連多硫酸腐蝕等損傷機理［2-4］，制造時多采用復合板材料，基材多為Cr-Mo抗氫鋼，內襯不銹鋼［5-7］。某公司一臺變換爐在2011年停車檢修時發現不銹鋼堆焊層存在多條裂紋，筒體對接環縫存在一處超標的埋藏缺陷;較淺的裂紋已打磨消除，剩下2條堆焊層裂紋打磨未消除，埋藏缺陷未處理。為了探明裂紋產生的原因，在2012年更換觸媒時對堆焊層進行了金相檢測和腐蝕產物分析，并對含缺陷的變換爐進行了安全評定，為變換爐的安全運行提供技術支撐。

1 變換爐及其缺陷

1.1 變換爐的結構和參數

該變換爐于2004年按GB150—1998《鋼制壓力容器》設計并制造，2005年6月投入使用，基層材料為15CrMoR，筒體內表面、人孔和卸料孔堆焊層焊縫過渡層材料為 E309L-16，表層材料為E347L-16，筒體基層厚度為 88 mm，封頭為50 mm，堆焊層厚度不小于5 mm，技術參數見表1。變換爐為立式結構，由上下球型封頭、筒體、人孔和卸料孔等部件組成。

表1 變換爐技術參數Table 1 Technical parameters of conversion furnace

1.2 變換爐的缺陷

大修時對變換爐進行了滲透檢測(PT)和超聲波檢測(UT)，在焊縫堆焊層表面發現了裂紋，在對接環縫發現了埋藏缺陷，缺陷的位置、性質和程度見表2。

表2 變換爐缺陷統計數據Table 2 Defects of conversion furnace

2 堆焊層裂紋原因分析

2.1 金相檢測和腐蝕產物分析

2012年更換觸媒時對堆焊層裂紋部位進行了金相檢測。在未侵蝕前，先用復型膜將裂紋形貌復制下來，然后在金相顯微鏡下觀察，裂紋呈彎曲狀，在裂紋間隙中存有灰色的夾渣物(見圖1)。

圖1 未浸蝕前裂紋形貌Fig.1 Crack morphology before etching

用王水溶液侵蝕后，再用復型膜將裂紋形貌復制下來，在金相顯微鏡下觀察，裂紋均發生在焊縫區域，裂紋尾部呈現出沿奧氏體晶界分布的網狀裂紋(見圖2)。焊縫完好部位的金相組織為奧氏體加島狀鐵素體，金相組織正常(見圖3)。

圖2 浸蝕后裂紋形貌Fig.2 Crack morphology after etching

圖3 正常部位金相組織Fig.3 Normal metallurgical structure

對裂紋處進行了腐蝕產物分析，結果表明:腐蝕產物中含有大量的硫元素和氧元素。

2.2 連多硫酸應力腐蝕

在煉油化工行業中，介質中含有H2S和活性硫，在高溫無水的情況下，可直接與設備表面的金屬鐵發生化學反應而生成FeS，這些FeS在設備表面形成一層致密的膜，阻止了其他物料對設備表面的進一步腐蝕，對設備可起到一定的保護作用。但是當裝置停車、降溫并打開設備后，空氣中含有的大量O2和水分與設備表面的FeS發生反應，便可生成連多硫酸［8］。對于敏化后的奧氏體不銹鋼易引起應力腐蝕開裂，一般為晶間型開裂。這種開裂與奧氏體不銹鋼在經歷高溫階段時碳化鉻在晶界析出，晶界附近的鉻含量減少，形成局部貧鉻區有關。晶間型開裂易發生在奧氏體不銹鋼的敏化區域，開裂可能在短短幾分鐘或幾小時內迅速擴展穿透管道和部件的壁厚。奧氏體不銹鋼為連多硫酸應力腐蝕開裂的敏感材料。

2.3 堆焊層裂紋原因分析

變換爐的裂紋全部位于堆焊層表面，裂紋為沿晶開裂，腐蝕產物中含有大量的硫元素和氧元素，采用堿中和后未見新生裂紋，結合連多硫酸應力腐蝕開裂的機理可以推斷出:由于焊接的影響，部分堆焊層金屬發生了敏化，設備停車時由于水分和氧氣進入變換爐內部，與FeS發生反應產生了連多硫酸，在焊接殘余應力的作用下，堆焊層發生了開裂。在采用堿中和等保護措施后，停車后沒有連多硫酸生成，因此，2012年大修后未見新生缺陷，也未見裂紋擴展。

3 埋藏缺陷安全評定

3.1 缺陷的表征

根據2012年的無損檢測報告，在筒體環焊縫處發現一埋藏裂紋，裂紋長15 mm，深13 mm，高度未知。參照檢驗結果和GB/T19624—2004《在用含缺陷壓力容器安全評定》的規定，該裂紋可簡化為橢圓形型埋藏裂紋(見圖4)。

圖4 裂紋規則化示意Fig.4 Diagrammatic sketch of crack after regularization注:B為評定殼體的計算厚度，mm;p1和p2為埋藏缺陷距離殼體兩表面的距離，mm;a為平面缺陷規則化后的表征裂紋尺寸，此處為橢圓化后短軸長度的一半，mm;c為表征橢圓埋藏裂紋長軸半長，mm。

裂紋高度2a=10 mm，已知埋藏裂紋深度p1=13mm，殼體厚度 B為88 mm，則 p2=65 mm。對于失效后果嚴重的情況，缺陷尺寸取1.1的分安全系數，因此，a=5.5 mm，c=8.25 mm。

3.2 應力確定

在缺陷安全評定中的應力都是指缺陷部位假設缺陷不存在時的原場應力，而不是應力強度，平面缺陷評定時所需的應力是殼體截面(缺陷平面)上的法向應力，應按彈性材料行為假設求得。一次薄膜應力是由內壓引起的:Pm=PD/2B式中:Pm——一次薄膜應力，MPa;

P——設計壓力，MPa;D——殼體內徑，mm;

B——評定殼體的計算厚度，mm。

一次彎曲應力PD忽略不計，即:PD=0 MPa;二次應力主要考慮焊接殘余應力，當B≥25 mm:

式中:Qb——二次彎曲應力，MPa;

Qm——二次薄膜應力，MPa;

考慮到失效后果的嚴重性，各類應力均乘以分安全系數，一次應力的分安全系數為1.5，二次應力的分安全系數為1.0，得到評定計算的應力。評定應力見表3。

表3 評定應力Table 3 Evaluate stress

3.3 安全評定

根據缺陷的尺寸和評定應力，按GB/T19624—2004《在用含缺陷壓力容器安全評定》計算得到一次應力引起的強度因子(KPI)，二次應力引起的強度因子(KSI)，載荷比(Lr)和斷裂比(Kr)，見表4。材料延性斷裂韌度由文獻［9］方法得到。

表4 安全評定參數計算結果Table 4 Calculate results of safety evaluate parameters

平面缺陷的常規評定采用通用失效評定圖的方法進行。失效評定曲線(FAC)的方程為:

將計算得到的載荷比和斷裂比所構成的評定點繪制在常規評定通用失效評定圖中，見圖5。由圖5可以看出，在設計載荷下，缺陷的評定點位在評定曲線的安全區內，在缺陷沒有擴展的情況下，變換爐是安全的。

考慮裂紋擴展，經計算，當裂紋深度達到a為10 mm，長度 2c為 400 mm 時，Lr為 1.008，Kr為0.271，評定結果仍然安全;

圖5 評定點在失效評定圖中位置Fig.5 Position of evaluate point in FAD

當深度a為17 mm，長度2c為440 mm時，Lr為1.141，Kr為0.363，達到臨界裂紋尺寸。

4 結論

對變換爐焊縫堆焊層裂紋進行了金相檢驗和腐蝕產物分析，并對埋藏缺陷進行了安全評定，結合變換爐的結構、清洗工藝和檢驗歷史，得到如下結論:

(1)金相檢驗結果表明，焊縫堆焊層裂紋為沿晶裂紋，裂紋成網狀;

(2)裂紋由連多硫酸應力腐蝕產生;

(3)對接環縫埋藏缺陷的評定點均位于評定曲線的安全區內，在缺陷未擴展的情況下，變換爐是安全的;

(4)考慮埋藏缺陷擴展，當裂紋高度達到a為10 mm，長度2c為400 mm時，評定結果仍然安全;當深度a為17 mm，長度2c為440 mm時，達到臨界裂紋尺寸。

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