焦炭塔底部進(jìn)料管線彎頭焊縫失效分析

游碧龍，易 濤

(中國(guó)石油化工股份有限公司荊門分公司，湖北荊門)

焦炭塔底部進(jìn)料管線彎頭焊縫失效分析

游碧龍，易 濤

(中國(guó)石油化工股份有限公司荊門分公司，湖北荊門)

介紹了焦炭塔底部進(jìn)料管線腐蝕開(kāi)裂情況，對(duì)開(kāi)裂部位進(jìn)行了外觀檢查。彎頭斷裂失效部位發(fā)生在環(huán)焊縫附近區(qū)域，且沿周向開(kāi)裂，裂紋平直，而裂紋擴(kuò)展方向與焊接斷面基本一致。對(duì)開(kāi)裂部位彎頭取樣，進(jìn)行化學(xué)組成及金相熱應(yīng)力分析和硬度測(cè)試，對(duì)腐蝕產(chǎn)物進(jìn)行化學(xué)組成分析。根據(jù)生產(chǎn)工藝、介質(zhì)組成和分析結(jié)果確定了失效的主要原因:隨著裝置原料劣質(zhì)化，經(jīng)過(guò)10 a運(yùn)行后，管線高溫硫腐蝕加劇，降低了管線的承載力;由于焊縫處存在異種鋼的焊接，所使用的309不銹鋼導(dǎo)熱系數(shù)較321不銹鋼略小，加之前者的外壁溫度又低于后者，使309鋼產(chǎn)生較大的軸向拉伸引力，導(dǎo)致焊縫處存在熱應(yīng)力、焊接殘余拉應(yīng)力，在高溫硫腐蝕和異種鋼焊接的共同作用下導(dǎo)致了焊縫開(kāi)裂。

失效分析 裂紋 試樣

中國(guó)石化股份有限公司荊門分公司延遲焦化裝置1972年建成投產(chǎn)，經(jīng)過(guò)多次擴(kuò)能改造，現(xiàn)有設(shè)計(jì)處理量1.3 Mt/a，采用三爐六塔工藝。2011年7月焦炭塔預(yù)熱過(guò)程中，操作人員巡檢發(fā)現(xiàn)某塔底部進(jìn)料管線彎頭焊縫處產(chǎn)生裂紋，少量的輕質(zhì)油向外滲透，采取緊急停車處理，避免了重大事故的發(fā)生。該焦炭塔于1996年裝置擴(kuò)建時(shí)新增，底部進(jìn)料管線材質(zhì)和入口彎頭分別采用 321 (1Cr18Ni9Ti或 0Cr18Ni9Ti)不銹鋼和 309 (0Cr23Ni13)不銹鋼焊接制造，至今已使用15 a，本文對(duì)入口彎頭在321不銹鋼和309不銹鋼焊接的環(huán)焊縫附近區(qū)域沿周向發(fā)生的斷裂失效原因進(jìn)行了分析。

1 彎頭斷裂失效形貌

1.1 整體失效形貌

重油裂解爐入口321不銹鋼彎頭斷裂失效的整體形貌見(jiàn)圖1。由該圖可以看出:重油裂解爐入口彎頭斷裂失效部位發(fā)生在321不銹鋼彎頭和309不銹鋼彎頭的環(huán)焊縫附近區(qū)域，且沿周向開(kāi)裂，裂紋平直，而裂紋擴(kuò)展方向與焊接斷面基本一致。

1.2 斷口形貌

裂紋體表面形貌見(jiàn)圖2～3，可以看出:

(1)主裂紋的斷口形貌十分平整，呈明顯的脆性斷裂特征;主裂紋表面存在許多局部腐蝕凹坑;

圖1 入口彎頭斷裂失效整體形貌Fig．1 Overall morphology of inlet elbow fracture failure

圖2 裂紋體的表面形貌Fig．2 Surface morphology of crack body

圖3 裂紋體的表面形貌Fig．3 Surface morphology of crack body

(2)在裂紋的內(nèi)表面上，有多條垂直于主裂紋的二次裂紋，呈明顯的腐蝕斷裂特征;

(3)上裂紋體存在眾多垂直于主裂紋面的二次裂紋，且二次裂紋表面附近存在一定的腐蝕產(chǎn)物和氧化物;

(4)下裂紋體存在多條平行于主裂紋面的二次裂紋，且二次裂紋表面附近存在一定的腐蝕產(chǎn)物和氧化物;

(5)主裂紋橫斷面與焊接坡口十分相似。

綜合以上分析，初步推斷為重油裂解爐入口彎頭沿焊接邊緣開(kāi)裂，開(kāi)裂原因包括腐蝕開(kāi)裂和應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂等。另外，上裂紋體和下裂紋體上二次裂紋的擴(kuò)展方向不同，說(shuō)明材料腐蝕介質(zhì)對(duì)二者材質(zhì)的影響不同，即二者材質(zhì)不同。

2 彎頭材料分析

2.1 組成分析

選取裂紋體的下表面的材料進(jìn)行分析(見(jiàn)表1～2)，為保證分析的準(zhǔn)確性，選取三個(gè)位置進(jìn)行測(cè)試，并取平均值。

表1 裂紋體下表面的能譜分析Table 1 Energy spectrum analysis of the surface of the lower side crack body w，%

表2 不銹鋼的組成分析Table 2 Chemical composition of the materials w，%

2.2 金相分析

選取裂紋體的下表面作為測(cè)試試樣，表面經(jīng)打磨、拋光后，采用FeCl3+H2SO4+NaSO3的水溶液對(duì)材料表面晶界進(jìn)行腐蝕，采用光學(xué)顯微鏡對(duì)腐蝕表面進(jìn)行觀察，金相圖見(jiàn)圖4。

圖4 彎頭金相圖Fig．4 Metallographic structure of elbow

由圖4看出，彎頭材料為典型的奧氏體組織，且晶粒大小均勻，符合321材料的要求。但晶粒邊界存在較多的黑色析出相，可能為碳化物或硫化物等脆性相。脆性相的析出，直接導(dǎo)致材料脆性增加，硬度升高，延性降低，加速了脆性斷裂的可能。離斷口較遠(yuǎn)的金相圖表明，材料的微觀結(jié)構(gòu)呈較均勻的奧氏體組織。

3 腐蝕產(chǎn)物分析

圖5為裂紋體斷口的表面形貌?？梢钥闯觯髁鸭y表面存在嚴(yán)重的重油結(jié)焦，腐蝕產(chǎn)物被結(jié)焦層覆蓋。

圖5 斷口重油結(jié)焦形貌Fig．5 Fractnre morphology of heavyoil coke

針對(duì)此問(wèn)題，采用化學(xué)方法清洗。清洗干凈后，對(duì)斷口表面的腐蝕產(chǎn)物能譜分析結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 主裂紋斷口位置能譜分析Table 3 Energy spectrum analysis of the main crack fracture

由表3可知，C元素含量很高，這表明測(cè)試部位的重油(渣油)結(jié)焦并未完全清洗干凈。由表3可知，腐蝕產(chǎn)物中的氧元素、硫元素含量較高，其中，氧元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為21.31%，硫元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為3.16%，并且也在一定程度上反映出重油含有大量的氧元素和硫元素。

4 斷口表面微觀形貌

4.1 主裂紋

采用掃描電鏡觀測(cè)主裂紋表面的斷口形貌(見(jiàn)圖6)?？梢钥闯?，主裂紋表面存在嚴(yán)重的重油結(jié)焦現(xiàn)象，斷口雖經(jīng)化學(xué)清洗，但并未完全清除表面的結(jié)焦，表面有河流狀解理花紋，且河流支路從內(nèi)表面向外表面匯合，這說(shuō)明裂紋從內(nèi)表面起裂，并逐漸向外表面擴(kuò)展。另外，出現(xiàn)解理花紋表明入口彎頭在內(nèi)表面發(fā)生了脆性斷裂。

4.2 二次裂紋

為進(jìn)一步明確材料的退化機(jī)理，將上裂紋體的二次裂紋強(qiáng)制拉斷，并利用掃描電鏡觀測(cè)材料的斷口形貌。圖7顯示了上裂紋體2上二次裂紋強(qiáng)制拉斷的表面形貌，可以看出材料基本沿二次裂紋的方向擴(kuò)展直至斷裂。斷口表面有大量韌窩，材料總體上呈延性斷裂，斷口表面處大量韌窩外，還存在許多孔洞或空穴。

圖6 主裂紋斷口掃描電鏡形貌Fig．6 Scanning electron microscopy(SEM) of the main crack fracture

圖7 二次裂紋表面形貌Fig．7 Surface morphology of secondary crack

5 硬度測(cè)試

從測(cè)試試樣的上表面到下表面，分3個(gè)測(cè)試層面，每個(gè)層面取3個(gè)測(cè)試點(diǎn)，并取平均值作為最后的測(cè)試結(jié)果。

對(duì)測(cè)試表面拋光后，采用維氏硬度計(jì)測(cè)量各試樣點(diǎn)的硬度值，結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 試樣1硬度測(cè)試Table 4 Hardness of sample 1 HV3

6 熱應(yīng)力有限元分析

6.1 材料屬性及邊界條件

(1)材料屬性

重油裂解爐連接的彎頭采用309不銹鋼，其彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3，熱膨脹系數(shù)為1.76×10－5℃－1，導(dǎo)熱系數(shù)為18.7(m·K)，400℃下的屈服強(qiáng)度為241 MPa。與直管連接的彎頭采用321不銹鋼，其彈性模量為193 GPa，泊松比為0.3，熱膨脹系數(shù)為1.89×10－5℃－1，導(dǎo)熱系數(shù)為21.4 W/(m·K)，400℃下材料的屈服強(qiáng)度為160 MPa。值得注意的是，模型兩端延長(zhǎng)部分采用相同的材料屬性。

(2)邊界條件

彎頭內(nèi)表面操作溫度為490℃，外表面的對(duì)流換熱系數(shù)為20 W/(m2·K)，參考溫度為25℃。在309不銹鋼入口端的斷面上施加固定邊界，而另一端的斷面保持為平面，即耦合軸向方向的位移。

(3)載 荷

考慮到操作壓力較低，忽略內(nèi)壓的影響。

6.2 有限元分析

圖8為彎頭的有限單元模型。

圖8 有限單元模型Fig．8 Model of finite element

由圖8看出:入口彎頭的材料分為309不銹鋼和321不銹鋼兩部分?？紤]到二者焊接附近為結(jié)構(gòu)的失效部位，重點(diǎn)研究二者連接部位的應(yīng)力狀態(tài)?？紤]材料非線性和幾何非線性兩種條件，更能精確反映結(jié)構(gòu)的熱應(yīng)力狀態(tài)。由計(jì)算結(jié)果可知，入口彎頭的溫度從內(nèi)到外呈線性分布，內(nèi)壁最高溫度為490℃，外壁最高溫度為483℃。由于309不銹鋼的導(dǎo)熱系數(shù)較321不銹鋼略小，故309不銹鋼彎頭的外壁溫度略低于321不銹鋼外壁的溫度。入口彎頭等效應(yīng)力試驗(yàn)結(jié)果表明最大等效應(yīng)力在309不銹鋼和321不銹鋼焊接連接處，且在彎頭的兩側(cè)面。值得注意的是最大等效應(yīng)力只能評(píng)估結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和承載能力，并不能表征結(jié)構(gòu)的應(yīng)力腐蝕情況，而拉應(yīng)力才是導(dǎo)致結(jié)構(gòu)應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂的根本原因。在入口彎頭斷裂失效的區(qū)域，存在較大的軸向拉伸應(yīng)力，這說(shuō)明軸向拉伸熱應(yīng)力是導(dǎo)致結(jié)構(gòu)應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂的重要原因之一。

7 原因分析

延遲焦化裝置作為煉油企業(yè)重油處理的關(guān)鍵工序，原油經(jīng)過(guò)初加工后，重油中的含硫量劇增，隨著原油的劣質(zhì)化，重油中的含硫量越來(lái)越高，初步統(tǒng)計(jì)，延遲焦化裝置原料含硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.8%上升至1.2%。在高溫條件下，硫元素能導(dǎo)致321不銹鋼發(fā)生硫化腐蝕。高溫條件下，硫元素以硫蒸氣、硫氧化物、硫化氫等形式存在時(shí)，321不銹鋼中的Cr元素可形成穩(wěn)定的硫化物和氧化物。當(dāng)硫元素以含硫、氧化合物存在時(shí)，不銹鋼表面可形成穩(wěn)定的鉻氧化物層，可防止硫元素對(duì)不銹鋼的進(jìn)一步侵蝕，但在鉻氧化物層被損壞或脫落的區(qū)域，硫化腐蝕仍能發(fā)生。在一定條件下，硫元素也能穿過(guò)鉻氧化物層，在不銹鋼內(nèi)部形成鉻硫化物相。另外，當(dāng)合金中Ni的質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于25%時(shí)硫化腐蝕會(huì)進(jìn)一步增強(qiáng)。鎳和鎳硫化物可形成低熔點(diǎn)的共晶相，在高溫條件下可造成內(nèi)部合金的快速破裂失效。因此，硫含量較高時(shí)，不易采用含Ni質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于25%的合金。焦化塔底部進(jìn)料至今已連續(xù)使用15 a，經(jīng)過(guò)長(zhǎng)期的高溫硫腐蝕，斷口表面處形成大量韌窩，同時(shí)存在許多孔洞或空穴，降低了彎頭焊縫承載能力，同時(shí)由于新建裝置時(shí)，彎頭部位采取了異種鋼焊接，309不銹鋼的導(dǎo)熱系數(shù)較321不銹鋼略小，309不銹鋼彎頭的外壁溫度略低于321不銹鋼外壁的溫度，309不銹鋼產(chǎn)生較大的軸向拉伸應(yīng)力，從而造成彎頭處焊縫產(chǎn)生裂紋。

8 結(jié)束語(yǔ)

(1)改善焊接質(zhì)量，防止未焊透、咬邊、氣孔、焊接裂紋等各種焊接缺陷，且采用更耐硫化腐蝕的焊材進(jìn)行焊接;

(2)消除焊接殘余應(yīng)力等易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)斷裂失效的危險(xiǎn)拉應(yīng)力;

(3)避免存在異種鋼焊接。

(編輯 陳鳳娥)

Abstract:The corrosion cracking of the bottom feed line of the coke drum was briefly described．The inspection found that the cracking failure occurred near the area of ring weld and promulgated circumferentially．The cracking was straight and flat，and promulgation direction was consistent with weld cross surface．By chemical composition analysis，thermal stress analysis and hardness testing of samples from elbow，the main causes of cracking were studied．The results showed that the high－temperature sulfur corrosion was the main culprit，which was resulted from processing of low－quality high－sulfur feedstock．After 10 years’operation，the pipeline bearing strength was reduced due to high－temperature sulfur corrosion．As different steels were welded，the heat conductivity coefficient of 309 stainless steel used was lower than that of 321 stainless steel and the temperature of external wall of 309 stainless steel was lower than that of 321 stainless steel，greater axial tensile stress was produced．The cracking propagation was accelerated under the combination effect of the thermal stress，welding residual tensile stress and the high－temperature sulfur corrosion，resulting in weld cracking．

Keywords:failure analysis，crack，sample

Failure Analysis of Weld Cracks of Elbow on Bottom Feed Line of Coke Drum

You Bilong，Yi Tao
(SINOPEC Jinngmen Company，Jingmen，Hubei 448039)

TE624．3+2

A

1007－015X(2012)05－0052－05

2012－05－09;修改稿收到日期:2012－07－10。

游碧龍，1987年畢業(yè)于華東理工大學(xué)流體機(jī)械專業(yè)，學(xué)士學(xué)位?，F(xiàn)任該公司副總工程師。E-mail:youbl．Jmsh @sinopec．com。