BGL氣化爐接管局部燒損修復方案可行性分析

秦海濤

(呼倫貝爾金新化工有限公司，內(nèi)蒙古 呼倫貝爾 021500)

某公司煤氣化項目選用英國Advantica公司開發(fā)的BGL型煤加壓液態(tài)熔渣氣化技術(shù), 關(guān)鍵設備BGL氣化爐共有3臺。BGL氣化爐帶有水夾套，設備規(guī)格為φ3600 mm×13592 mm(內(nèi)徑×高)，重約 306.8 t(含耐火材料)，外殼材質(zhì)為13 MnNiMoR，厚度為 70 mm，內(nèi)殼體材質(zhì)為Q245R，厚度為 38 mm。在設備下部燃燒區(qū)設置有6個蒸氧噴嘴接管，用于安裝噴嘴。蒸氧噴嘴安裝接管為 20 MnMo Ⅲ鍛造接管，內(nèi)徑為φ217 mm，壁厚為 125.5 mm。接管分別與氣化爐外殼體和水夾套內(nèi)殼體焊接密封，形成密封通道供蒸氧噴嘴安裝。

在運行過程中，其中一臺BGL氣化爐夾套水液位迅速缺失，但補水后液位未見上漲，判斷為夾套泄漏。立即進行停車檢查，發(fā)現(xiàn)設備夾套內(nèi)殼體及鼓風口鍛造接管燒損缺失。為盡快恢復設備使用功能，結(jié)合現(xiàn)場實際情況，采用了非常規(guī)修復方案進行了維修。為確保修復方案的可靠性及可行性，需從強度核算及焊接工藝兩方面進行論證。

1 設備損壞情況及修復方案

1.1 設備損壞情況

1)位于5#鼓風口上方處耐火襯里出現(xiàn)明顯燒損孔洞，將耐火襯里拆除后檢查發(fā)現(xiàn)此處夾套內(nèi)壁燒損缺失，缺失面積約 400 mm×400 mm。

2)位于5#鼓風口的材質(zhì)為 20 MnMo Ⅲ鍛造接管，上半圓處部分有長度約 100 mm 得燒損缺失，下半圓處未見燒損痕跡。

3)承壓殼體內(nèi)表面產(chǎn)生直徑約為 70 mm 的、最深處深約 10 mm 的燒損凹坑。

1.2 修復方案

1)將承壓殼體內(nèi)壁燒損處進行打磨，檢測無裂紋后進行補焊。

2)將缺失的鼓風口鍛造接管上半部采用現(xiàn)有厚度為 50 mm 材質(zhì)為 16 Mn Ⅲ的鍛造接管制作成瓦片狀焊接補齊。

3)將缺失的夾套內(nèi)筒使用相同材質(zhì)相同厚度的鋼板補齊。

4)修復詳細方案見圖1。

圖1 修復方案示意圖

1.3 修復方案難點

1)采用了低于原設計厚度的鍛管作為補齊原件，強度是否滿足原設計要求需要驗證。

2)材質(zhì)為 20 MnMo Ⅲ鍛件與 16 Mn Ⅲ鍛件需要焊接，焊接厚度至少為 50 mm，焊接量大。20 MnMo Ⅲ焊接易出現(xiàn)冷裂紋，焊接的可行性與可靠性需要進行驗證。

2 修復方案強度與開孔補強核算

2.1 用于修補的鍛管強度計算參數(shù)

根據(jù)實際情況，用于補強的 16 Mn Ⅲ鍛造接管厚度的計算參數(shù)見表1。

表1 強度計算參數(shù)

2.2 修補鍛管厚度計算

計算設計溫度下修補處的鋼管厚度δt：

(1)

式中：δ為設計溫度下計算厚度，mm;pc為計算壓力，取值4.85 MPa;Di為筒體內(nèi)徑，取值217 mm；[σ]t為設計溫度許用應力，取值121.8 MPa；φ為焊接接頭系數(shù)，取值為1。

由計算結(jié)果可知,使用厚度 50 mm 的鍛管進行補齊，遠遠大于計算厚度 4.408 mm。

2.3 修補鍛管液壓試驗時強度校核

壓力試驗允許通過的應力[σ]T：

[σ]T=0.90σs=274.50 MPa

(2)

試驗壓力下接管的應力σT：

(3)

式中：σT為試驗壓力下鍛管的應力，MPa;pt為液壓試驗壓力，取值5.75 MPa;Di為筒體內(nèi)徑，取值217 mm；δe為接管有效厚度，取值50 mm; ?為焊接接頭系數(shù)，取值為1。

根據(jù)計算結(jié)果，試驗壓力下的接管應力σT遠遠小于試驗壓力下的允許[σ]T，液壓試驗強度校核合格。

2.4 應力計算

設計溫度下接管計算應力σt：

(4)

式中：σt為設計溫度下接管的計算應力，MPa;pc為計算壓力，取值4.85 MPa;Di為筒體內(nèi)徑，取值217 mm；δe為接管實際有效厚度，取值50 mm;

校核條件[σ]t?=121.8 MPa

通過計算結(jié)果σt≤[σ]t?，因此應力校驗合格。

2.5 針對夾套內(nèi)筒進行開孔補強計算

氣化爐夾套內(nèi)筒處鼓風口接管開孔直徑為φ468 mm，直徑已經(jīng)大于φ89 mm，故需要進行開孔補強計算是否需要補強。

根據(jù)GB150-2011采用等面積法計算夾套內(nèi)筒開孔削弱所需補強面積A：

A=dopδ+2δδe(1-fr)=5148 mm2

(5)

式中：A為夾套內(nèi)筒開孔削弱所需補強面積，mm；dop為開孔直徑，取值317 mm;δ為殼體計算厚度，取值11 mm；fr為接管材料強度削弱系數(shù)，取值為1。

計算接管多余金屬面積 A2：

A2=2h1(δe-δt)fr+2h2(δe-C2)=14245.64 mm2

(6)

式中：A2為接管多余金屬面積，mm；h1為接管實際外伸長度，取值153 mm；h2為接管實際內(nèi)伸長度，取值2 mm，C2為殼體腐蝕裕量，取值3 mm。

由計算結(jié)果可知A2>A，此處夾套內(nèi)筒體開孔不需補強。

2.6 小結(jié)

根據(jù)強度計算及補強面積計算，采用低于原設計厚度的 50 mm 厚的 16 Mn Ⅲ鍛造接管補齊設備燒損處可以滿足強度要求。

3 焊接工藝的選擇

此次設備修理涉及焊接種類多，其中有 20 MnMo 堆焊，有 20 MnMo Ⅲ與 16 Mn Ⅲ之間焊接，有 20 MnMo Ⅲ表面堆焊INCONEL625，有 16 Mn Ⅲ與Q245R之間焊接。其中，涉及的核心材料為 20 MnMo Ⅲ，而 20 MnMo Ⅲ的堆焊及與 16 Mn Ⅲ之間焊接最為關(guān)鍵。

16 Mn 鋼是焊接性良好的常用低合金鋼，焊接工藝成熟，焊接不易出現(xiàn)缺陷。而 20 MnMo 鋼是Mn-Mo系低合金鋼中的典型，在碳鋼的基礎上加入一定的Mn元素，將鋼的強度和淬透性提高，加入0.20%～0.50%的Mo，用以消除或減輕回火脆性同時也能提高鋼的淬透性。Mo的加入還顯著提高了鋼的熱強性，因此這類鋼多用于制造中溫高壓厚壁容器。C、Mn、Mo都是顯著增大淬硬傾向的合金元素，很容易導致焊接熱影響區(qū)淬硬，在大拘束度和擴散氫含量較高的條件下焊接時，冷裂傾向更大，所以在此次檢修中首先需要解決的問題是防止發(fā)生冷裂紋。

3.1 實際材料焊接性判斷

20 MnMo 鋼的各元素組成范圍很大，各元素的波動就會對焊接冷裂紋的影響較大。氣化爐設備接管為 20 MnMo Ⅲ鍛造，調(diào)質(zhì)供貨，實測化學成分見表3。根據(jù)國際焊接學會推薦的合金鋼碳當量對應的焊接性標準評估經(jīng)驗，可以推測出 20 MnMo Ⅲ鍛造接管的焊接性。

根據(jù)國際焊接學會推薦的標準，當碳當量CE≤0.4%焊接性好；當CE=0.4～0.6%焊接性稍差，焊前需適當預熱；當CE≥0.6%焊接性較差，屬難焊材料，需采用較高的預熱溫度和嚴格的工藝方法。

將實測化學成分帶入國際焊接學會推薦的碳當量計算公式[3]：

CE=[w(c)+w(Mn)/6+[w(Cr)+W(Mo)+w(V)]/5+[w(Ni)+w(Cu)]/15=0.438

計算碳當量CE=0.438>0.4，說明實際鍛件焊接性稍差，焊前必須進行預熱。

3.2 預熱溫度的選擇

預熱是防止冷裂紋最重要的工藝措施。預熱的重要作用是改善組織和降低硬度。降低硬度是通過減少馬氏體組織的轉(zhuǎn)變量，增加中高溫轉(zhuǎn)變組織比例，如貝氏體、鐵素體等，來實現(xiàn)的。在碳當量不高的 20 MnMo 鋼實施預熱，可以發(fā)揮明顯作用。根據(jù)資料[6]，不同預熱溫度下的臨界斷裂應力σer(MPa)和CE(%)對應值見表2。

表2 開孔補強計算參數(shù)

根據(jù)斷裂準則，σer≥σs才可完全避免冷裂紋，查資料[1]得出對應溫度下材料的屈服應力σs為 370 MPa，所以焊接選用 100 ℃ 的溫度進行預熱。

3.3 焊接材料及層間溫度

20 MnMo Ⅲ的與 16 Mn Ⅲ之間焊接采用手工電弧焊，焊條選用低氫鈉型堿性焊條J507，焊前焊條經(jīng) 350 ℃ 烘焙1～1.5 h。焊接時,應控制層間溫度不得低于預熱溫度，用以充分釋放焊縫熔覆金屬中氫。層間溫度也不能過高；層間溫度過高，會導致過熱區(qū)淬硬和脆化，因此應嚴格控制層間溫度在100～200 ℃ 之間。在層間焊接時，每層完成后，采用人工錘擊的方法降低拘束應力，同時能夠使氫充分逸出后再繼續(xù)施焊，將焊縫金屬中的氫含量降至最低限度。

表3 不同預熱溫度下的臨界斷裂應力σer MPa

表3 20 MnMo Ⅲ鍛管實測化學成分 w/%

3.4 后熱

為減少焊縫金屬的殘余應力，改善組織，減少淬硬性，消除擴散氫，焊接后必須立即進行后熱處理。為了防止后熱過程中出現(xiàn)材料二次硬化，后熱溫度不得低于 250 ℃。根據(jù)圖2后熱溫度與后熱時間關(guān)系曲線，確定后熱溫度為 300 ℃，保溫時間為 2 h。

圖2 避免冷裂紋的后熱溫度及時間

3.5 焊后檢測

判斷冷裂傾向的一個十分重要標志就是焊縫熱影響區(qū)的最高硬度。鋼種不同，冷裂紋發(fā)生的臨界硬度值是不同的。根據(jù)資料[6]，20 MnMo 鋼的HAZ臨界硬度指標為 338 HB。

實施本方案后，實際檢測 20 MnMo Ⅲ的與 16 Mn Ⅲ之間焊縫最大硬度為 173 HB，熱影響區(qū)處最大硬度為 177 HB,遠小于 20 MnMo 鋼的HAZ臨界硬度指標，證明焊接應力釋放較好，極大的降低了冷裂紋產(chǎn)生的幾率。之后對焊縫按標準NB/T47013-2015進行100%的滲透及超聲檢測，也未發(fā)現(xiàn)缺陷，證明焊接工藝選擇正確。

4 總結(jié)

此次氣化爐燒損后采用低于原設計厚度的 16 Mn Ⅲ鍛造接管對 20 MnMo Ⅲ鍛造接管進行焊接修補，經(jīng)強度計算滿足原設計要求。經(jīng)過對焊前、焊中、焊后各項處理措施的分析及實施，使得焊接后各項檢測結(jié)果符合標準要求，證明焊接各項參數(shù)選擇正確，此修復方案具備可實施性。

由于氣化爐啟停時溫差較大，此處夾套結(jié)構(gòu)在運行期間所受的拘束力也大，在今后每次停車檢修時，應對此處的焊縫進行相關(guān)無損檢測，監(jiān)控焊縫在使用過程中有無缺陷產(chǎn)生，確保設備使用安全。