蒸汽發(fā)生器管頭焊縫撕裂的失效分析和解決辦法

蘭曉升 束潤濤 賀優(yōu)優(yōu)

（山東高速海南發(fā)展有限公司)（武漢市潤之達(dá)石化設(shè)備有限公司）

0 前言

油漿蒸汽發(fā)生器是石化煉油裝置中重要的換熱設(shè)備，由于使用溫度較高，發(fā)生泄漏失效的案例很多。調(diào)查發(fā)現(xiàn)，大多數(shù)油漿蒸汽發(fā)生器短期失效的泄漏事故都不是由腐蝕原因造成的。某石化企業(yè)于2011年新建的80萬t/a重油催化制烯烴裝置中的兩臺(tái)油漿蒸汽發(fā)生器，使用不到一個(gè)月就先后發(fā)生泄漏事故，并最終報(bào)廢。

經(jīng)過分析可知，該設(shè)備設(shè)計(jì)存在缺陷。事故的原因就在于折流板間距設(shè)計(jì)過大，導(dǎo)致?lián)Q熱管在使用過程中振動(dòng)失穩(wěn)。此外，管板與管子的連接用平焊加貼脹的方法進(jìn)行處理考慮得也比較簡單，使管頭焊縫在拉脫力作用下呈剪切性破壞。

本文分析了蒸汽發(fā)生器管頭焊縫發(fā)生撕裂事故的原因，提出了有針對(duì)性的改進(jìn)措施，取得了明顯的改進(jìn)效果。

1 油漿蒸汽發(fā)生器的參數(shù)及泄漏情況

1.1 油漿蒸汽發(fā)生器的結(jié)構(gòu)參數(shù)

油漿蒸汽發(fā)生器的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。該設(shè)備壓力不高，但實(shí)際使用溫度達(dá)到339℃，折流板間距設(shè)計(jì)為1455 mm。管束入口端設(shè)計(jì)有300 mm長的316L襯管，管頭露出部分進(jìn)行翻邊。

表1 油漿蒸汽發(fā)生器結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 設(shè)備發(fā)生泄漏的具體情況

該設(shè)備發(fā)生泄漏的部位為換熱管與管板的管頭焊縫處，焊縫中心呈環(huán)向撕裂，如圖1所示。通過目視觀察，裂紋周圍的焊縫紋路和管板表面的機(jī)加工紋路清晰可見，沒有任何腐蝕痕跡。

圖1 換熱管與管板的管頭焊縫

圖1是PT檢驗(yàn)時(shí)的實(shí)物照片，管外白色環(huán)狀物為316L不銹鋼薄壁襯管的翻邊部分，在管子與管板連接焊縫處可以看到明顯的環(huán)狀裂紋。將沒有裂紋的管頭焊縫進(jìn)行了打磨，在焊縫中部和根部也發(fā)現(xiàn)都存在裂紋。也就是說，在使用很短的時(shí)間內(nèi)，管頭焊縫已經(jīng)全部發(fā)生了剪切撕裂性破壞。

1.3 工況分析

該設(shè)備管程為300℃以上的高溫油漿，硫含量和環(huán)烷酸含量均低于1%，存在高溫硫和高溫環(huán)烷酸的腐蝕環(huán)境。管外殼程為200℃以上的蒸汽，也存在高溫蒸汽的氧化腐蝕環(huán)境。這種環(huán)境對(duì)碳鋼材料的腐蝕至少應(yīng)在半年以后才能觀察到潰瘍狀的坑點(diǎn)腐蝕特征，但該設(shè)備在使用不到一個(gè)月的時(shí)間就出現(xiàn)泄漏，這就應(yīng)該排除腐蝕因素，考慮其他的因素造成的破壞性影響。

2 泄漏原因分析

2.1 從設(shè)計(jì)角度進(jìn)行分析

2.1.1 折流板間距校核分析

折流板間距通常由蒸汽發(fā)生器選型的工藝人員確定。蒸汽發(fā)生器殼程為水加熱產(chǎn)生蒸汽，折流板只起到支撐換熱管的作用，水的流動(dòng)分布是靠折流板下部缺口來實(shí)現(xiàn)的，并不需要折流板來折流介質(zhì)，折流板對(duì)換熱效果的好壞也沒有多大的作用。工藝人員選定的折流板間距為1455 mm，選定間距時(shí)并未考慮設(shè)備的設(shè)計(jì)問題，也未考慮換熱管支撐間距過大后介質(zhì)沸騰會(huì)造成換熱管振動(dòng)的問題。此外，設(shè)備設(shè)計(jì)時(shí)也沒有對(duì)換熱管的振動(dòng)進(jìn)行仔細(xì)校核分析。關(guān)于換熱管的振動(dòng)分析，雖然在工藝選型及設(shè)備設(shè)計(jì)時(shí)都有相關(guān)要求，但在國內(nèi)行業(yè)中基本上是很少考慮的。該設(shè)備產(chǎn)生泄漏后，有關(guān)設(shè)備設(shè)計(jì)人員對(duì)換熱器管束進(jìn)行了應(yīng)力校核，發(fā)現(xiàn)換熱管軸向應(yīng)力設(shè)計(jì)不滿足要求，此值超標(biāo)是導(dǎo)致管頭焊縫發(fā)生撕裂的主要原因。由于折流板間距過大，換熱管在蒸汽快速沸騰時(shí)會(huì)產(chǎn)生較大的振動(dòng)，因此會(huì)對(duì)管頭焊縫造成很大的振動(dòng)疲勞影響。

2.1.2 油漿入口布置對(duì)溫差應(yīng)力的影響

管程介質(zhì)為350℃高溫油漿被冷卻至280℃，流向?yàn)樯线M(jìn)下出；殼程介質(zhì)為低溫水被加熱至255℃蒸汽，流向?yàn)橄逻M(jìn)上出。這種流向布置，使上部換熱管處在管程高溫350℃和殼程高溫255℃的工況，而下部換熱管處在管程低溫280℃和殼程低溫（水）工況。也就是說，上部換熱管的金屬溫度處在最高溫度的工況，下部換熱管的金屬溫度處在最低溫度的工況。該設(shè)備為6管程，由于結(jié)構(gòu)和介質(zhì)流向形成了一種最大的溫差應(yīng)力狀態(tài)，也就是說給管頭焊的焊縫金屬增加了一個(gè)很大的附加拉脫力。這種工藝布置不合理，建議流體流向改為下進(jìn)上出。

2.1.3 管子與管板的連接結(jié)構(gòu)分析

折流板間距過大時(shí)將引起軸向應(yīng)力超標(biāo)，殼程介質(zhì)快速沸騰時(shí)將引起換熱管振動(dòng)，溫差大時(shí)將引起大的溫差應(yīng)力，這些情況組合在一起時(shí)形成了一種惡劣的工況組合，從而導(dǎo)致?lián)Q熱管與管板連接焊縫處的應(yīng)力很復(fù)雜。顯然，圖1所示的焊接接頭不能適應(yīng)這種復(fù)雜工況下的復(fù)雜應(yīng)力。圖1中換熱管與管板的接頭設(shè)計(jì)為平焊加貼脹型式，該接頭的設(shè)計(jì)明顯沒有很好地考慮溫差應(yīng)力帶來的管頭附加拉脫力以及換熱管振動(dòng)問題。貼脹只是輕度脹接，在較高的使用溫度下，貼脹段的換熱管與管板會(huì)發(fā)生松弛，并不能起到抵抗拉脫力以及振動(dòng)的破壞作用，換熱管的振動(dòng)將直接傳導(dǎo)到焊縫處，完全由焊縫來承擔(dān)由于振動(dòng)及溫差應(yīng)力產(chǎn)生的交變應(yīng)力。因此，由于管束長期的低頻振動(dòng)，換熱管與管板的接頭在拉脫力、交變應(yīng)力、制造殘余應(yīng)力等綜合影響下，裂紋就在管頭焊的焊縫部位產(chǎn)生。

2.2 從制造和使用的角度進(jìn)行分析

該設(shè)備是按圖紙要求進(jìn)行制造的，所有制造過程及質(zhì)量控制都滿足圖紙?jiān)O(shè)計(jì)要求，材質(zhì)及焊材也都進(jìn)行了復(fù)核，沒有發(fā)現(xiàn)任何問題。由于設(shè)計(jì)、制造和使用單位存在很大爭議，在設(shè)計(jì)院不同意對(duì)設(shè)備進(jìn)行任何技術(shù)改進(jìn)的情況下，重新制造了兩臺(tái)同樣圖紙要求的油漿蒸汽發(fā)生器。這兩臺(tái)油漿蒸汽發(fā)生器在同樣工況條件下也仍然只使用了一個(gè)月就開始泄漏，這就再次證明該設(shè)計(jì)存在嚴(yán)重問題。

部分石化企業(yè)新建的裝置在開工試車前，對(duì)操作工的崗前培訓(xùn)不足，對(duì)該設(shè)備在正式使用前試車過程中可能遇到的破壞性后果估計(jì)不足，試車時(shí)升溫過快，導(dǎo)致溫差應(yīng)力過大。也有的企業(yè)在試車時(shí)殼程沒有充水，造成了直接干燒。這些情況都有可能導(dǎo)致?lián)Q熱器出現(xiàn)異常的破壞性后果。

3 改進(jìn)措施和使用情況

3.1 優(yōu)化設(shè)計(jì)方案

3.1.1 折流板間距的布置

將原設(shè)計(jì)管束的折流板間距由1455 mm改為600 mm，由原來的4塊折流板增加到9塊折流板，以降低換熱管在使用中的振動(dòng)，并提高換熱管在使用過程中的穩(wěn)定性，從而減小換熱管的軸向應(yīng)力。減小折流板間距并不會(huì)影響設(shè)備換熱效果，但對(duì)換熱管可起到支撐作用。

3.1.2 擴(kuò)大管板管橋的間距

為降低管板焊縫對(duì)管橋施加焊接應(yīng)力的影響，在不影響蒸汽發(fā)生器換熱性能的前提下，將管板管橋的間距由7 mm加寬到8 mm，換熱管規(guī)格由?25 mm×2.5 mm改為?24 mm×2.5 mm，換熱管數(shù)量不變。換熱管直徑改為24 mm后，經(jīng)過計(jì)算換熱總面積僅減少15 m2，并不影響設(shè)備的換熱性能。3.1.3 管子與管板的連接方式

管子與管板的連接改平焊為角焊，改貼脹為強(qiáng)度脹加貼脹。原設(shè)計(jì)管子與管板的連接接頭為強(qiáng)度焊加貼脹，管頭伸出管板面僅2 mm，焊接時(shí)管端基本都被熔掉，管頭焊接后焊縫的截面積較小?，F(xiàn)更改為強(qiáng)度焊加強(qiáng)度脹連接，強(qiáng)度焊管頭焊角高度由2 mm更改為4 mm，焊縫高度達(dá)到3 mm，管孔的坡口深度2 mm，用全自動(dòng)管板焊多次焊接完成。將貼脹改為強(qiáng)度脹加貼脹以后，能減小軸向應(yīng)力對(duì)管頭焊縫的直接作用力，確保管頭的焊縫金屬在使用過程中安全可靠，避免管頭焊縫產(chǎn)生過高的剪切應(yīng)力。管子與管板的連接型式如圖2所示。

圖2 改進(jìn)后管子與管板的連接

3.2 管頭焊縫的熱處理

為了降低管頭焊縫的焊接應(yīng)力，在管頭焊最后一遍焊接完成后對(duì)管板面進(jìn)行消除應(yīng)力熱處理。熱處理溫度為620℃，保溫時(shí)間為30 min，熱處理后所有管頭焊縫金屬的硬度值≤200 HB。

3.3 改進(jìn)后的使用情況

該設(shè)備按以上措施改進(jìn)后使用情況良好，已經(jīng)連續(xù)工作超過一年，中途未出現(xiàn)任何泄漏事故。

4 結(jié)論

（1）油漿蒸汽發(fā)生器在使用很短時(shí)間后就發(fā)生泄漏事故，不是由于腐蝕和制造原因所導(dǎo)致，而是設(shè)計(jì)上存在先天不足。

（2）通過增加折流板的數(shù)量、縮小折流板間距來降低換熱管的振動(dòng)；通過縮小換熱管直徑、增加管孔橋距的措施來降低管端焊縫金屬的焊接應(yīng)力；通過增加管端伸出長度、改平焊為角焊等措施，增加管頭焊縫的抗拉脫力強(qiáng)度；通過對(duì)換熱管與管板的貼脹改為貼脹加強(qiáng)度脹，以阻止換熱管的軸向應(yīng)力直接作用于焊縫；通過對(duì)管頭焊縫的熱處理來消除焊接應(yīng)力，提高焊縫金屬的抗裂性能。

（3）事實(shí)證明，上述綜合改進(jìn)措施是可靠的、合理的，完全可以滿足油漿蒸汽發(fā)生器長周期安全運(yùn)行的需要。