鉻鉬鋼制焦炭塔的損傷及其修復(fù)處理研究

楊景標(biāo)　鄭 炯

（廣東省特種設(shè)備檢測(cè)研究院　廣州　510655）

鉻鉬鋼制焦炭塔的損傷及其修復(fù)處理研究

楊景標(biāo)鄭 炯

（廣東省特種設(shè)備檢測(cè)研究院廣州510655）

基于某煉油項(xiàng)目焦炭塔的首次和第二次全面檢驗(yàn)結(jié)果，分析了該在用焦炭塔的損傷形式。由于裂紋和腐蝕嚴(yán)重，決定對(duì)焦炭塔錐段下部進(jìn)行更換處理。對(duì)于鉻鉬鋼復(fù)合鋼板的焊接，須嚴(yán)格按規(guī)定溫度進(jìn)行預(yù)熱和焊后熱處理來(lái)降低殘余應(yīng)力，合理安排焊接順序，嚴(yán)格控制層間溫度，避免產(chǎn)生裂紋。更換錐段下部的焦炭塔運(yùn)行一年后，對(duì)所更換錐段和焊縫的檢驗(yàn)結(jié)果表明，焦炭塔整體運(yùn)行效果良好，所采用的焊接工藝可以有效避免裂紋，沒(méi)有產(chǎn)生新生的裂紋和腐蝕現(xiàn)象。

鉻鉬鋼焦炭塔損傷修復(fù)

焦炭塔是煉油廠中延遲焦化裝置的核心設(shè)備，其工況特點(diǎn)是工作溫度在環(huán)境溫度和最高操作溫度之間周期地變化，且生焦周期短，溫度變化速度快；焦炭塔的受力主要包括熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力，特別是操作溫度周期性地變化所產(chǎn)生的交變熱應(yīng)力，導(dǎo)致焦炭塔主要出現(xiàn)熱機(jī)械疲勞和蠕變交互作用下的失效［1］。

由于碳鋼耐熱強(qiáng)度、抗疲勞及蠕變的能力較低，隨著延遲焦化裝置的大型化和高參數(shù)化，制造焦炭塔的材料目前以鉻鉬鋼為首選［2，3］。已有的檢驗(yàn)結(jié)果表明，碳鋼制焦炭塔容易發(fā)生腐蝕，但鮮見(jiàn)SA387 Gr11 Cl2鉻鉬鋼制焦炭塔腐蝕的相關(guān)報(bào)道［3-5］。

某煉油項(xiàng)目延遲焦化裝置的焦炭塔直徑為9.8m，主體材質(zhì)為SA387 Gr11 Cl2+410S，該焦炭塔于2009年投入使用。本文根據(jù)該焦炭塔的首次（2011年）和第二次（2014年）全面檢驗(yàn)結(jié)果，分析其損傷情況，并對(duì)錐段下部更換修復(fù)的焊接工藝及其效果進(jìn)行研究。

1　焦炭塔損傷情況

焦炭塔錐段和直段焊縫的分布如圖1所示。首次檢驗(yàn)發(fā)現(xiàn)錐段下部出現(xiàn)了深約4mm左右的蜂窩狀腐蝕，在距首次檢驗(yàn)3年后的第二次全面檢驗(yàn)結(jié)果表明腐蝕進(jìn)一步加劇，達(dá)到了5～8mm的深度。同時(shí)，錐段和直段的環(huán)焊縫上存在縱向裂紋，首次全面檢驗(yàn)時(shí)對(duì)錐段環(huán)縫的裂紋打磨消除后，第二次全面檢驗(yàn)發(fā)現(xiàn)仍有新生裂紋。錐段下部的腐蝕坑形貌見(jiàn)圖2，環(huán)焊縫裂紋的外觀形貌見(jiàn)圖3。

圖1　焦炭塔錐段和直段的焊縫分布示意圖

圖2　第二次全面檢驗(yàn)時(shí)錐段的腐蝕坑形貌

圖3　第二次全面檢驗(yàn)時(shí)錐段環(huán)縫的裂紋形貌

全面檢驗(yàn)時(shí)對(duì)焦炭塔進(jìn)行資料審查和運(yùn)行數(shù)據(jù)分析，錐段下部的嚴(yán)重腐蝕坑與多種因素有關(guān)：使用含氯離子、氨離子等腐蝕性成分的回用水作為清焦水；腐蝕嚴(yán)重區(qū)域距離清焦高壓水管比較近，介質(zhì)流速大；該區(qū)域距離轉(zhuǎn)油線入口也比較近，溫度高；介質(zhì)從下往上流動(dòng)至該部位直徑突然變大，容易出現(xiàn)氣蝕等；以上多重因素共同導(dǎo)致該區(qū)域的嚴(yán)重腐蝕現(xiàn)象。

圖3的錐段環(huán)焊縫縱向裂紋，裂紋產(chǎn)生的主要原因有：

SA387 Gr11 Cl2的焊接再熱裂紋傾向比較大，Cr、Mo元素的碳化在焊接時(shí)發(fā)生固溶，焊接結(jié)束后冷卻時(shí)來(lái)不及析出，在再熱條件下Cr、Mo的碳化物在晶內(nèi)沉淀析出，使晶內(nèi)強(qiáng)化；同時(shí)，材料中S、P等雜質(zhì)也會(huì)向晶界析集，使晶界的塑性變形能力下降。在晶內(nèi)強(qiáng)度的提高和晶界塑性變形能力降低共同作用下，當(dāng)殘余應(yīng)力的松弛集中于晶界，實(shí)際變形量超過(guò)其塑變能力時(shí)，便容易導(dǎo)致再熱裂紋的產(chǎn)生［6］。

焊接接頭的應(yīng)力狀態(tài)是引起裂紋的另一直接原因。SA387 Gr11 Cl2母材、焊縫一般具有相對(duì)較低的塑性變形能力，且兩者塑性不同，易在焊接缺陷處出現(xiàn)應(yīng)力集中，加上氫的擴(kuò)散聚集，致使誘發(fā)裂紋的臨界應(yīng)力值低，容易導(dǎo)致裂紋。

2　錐段更換修復(fù)工藝

檢驗(yàn)結(jié)果表明焦炭塔錐段下部材料的抗腐蝕能力不足，需提高復(fù)合板的耐腐蝕等級(jí)。新更換的錐段材料選取SA387 Gr11 Cl2+UNSN06625復(fù)合板，板厚為48+3mm。

焦炭塔比較苛刻的運(yùn)行條件要求其焊接接頭必須具備良好的高溫持久強(qiáng)度和沖擊韌性，同時(shí)要求復(fù)層的堆焊層必須具備良好的耐腐蝕性能，因此必須對(duì)焦炭塔主體材料復(fù)合鋼板基層SA387 Gr11 Cl2的焊接和復(fù)層的耐蝕層堆焊進(jìn)行嚴(yán)格的焊接工藝試驗(yàn)。

2.1鉻鉬鋼的焊接特點(diǎn)

復(fù)合鋼板SA387 Gr11 Cl2+UNSN06625的基層為低合金珠光體耐熱鋼，具有一定的淬硬傾向。預(yù)熱可以降低焊接接頭的冷卻速率，使焊接接頭不易形成淬硬組織，從而防止裂紋的產(chǎn)生。一般在低合金耐熱鋼焊接過(guò)程中，為了防止焊接接頭裂紋的發(fā)生，預(yù)熱和保持層間溫度非常必要［7］?？刂茖娱g溫度的主要目的是為了降低冷卻速率，并且可以促使擴(kuò)散氫的逸出，有利于防止裂紋。如果層間溫度過(guò)高，又使得晶粒過(guò)于粗大，從而影響焊接接頭的塑性和韌性，不利于防止裂紋，因此須控制層間溫度不高于250℃。

為了消除殘余應(yīng)力，降低焊縫硬度以獲得良好的焊接接頭力學(xué)性能，焊后需進(jìn)行高溫回火焊后熱處理。焊后消氫熱處理350℃×2h，可以加強(qiáng)焊接接頭的氫逸出，并且減緩冷卻速率。

綜合低合金耐熱鋼的焊接特性和焊前焊后的熱處理要求［8］，對(duì)焦炭塔錐段下部焊縫的焊接采用如下的工藝。所更換的錐段下部和直段見(jiàn)圖1。

2.2焊接工藝

縱縫和環(huán)縫的破口形式及尺寸分別如圖4和圖5所示。

圖4　縱縫破口形式及尺寸

圖5　環(huán)縫破口形式及尺寸

1）縱縫母材為SA387 Gr11 Cl2+UNSN06625，環(huán)縫母材為SA387 Gr11 Cl2（板厚為44mm）和SA387 Gr11 Cl2+UNSN06625?；鶎雍附訒r(shí)，為保證焊接接頭具有與母材相匹配的高溫持久強(qiáng)度和韌性，選用熔敷金屬化學(xué)成分與母材成分相近的R307G焊條，規(guī)格為φ3.2mm和φ4.0 mm；復(fù)層采用ENiCrMo-3焊條。

2）焊前首先對(duì)破口進(jìn)行打磨除銹。根據(jù)板厚，破口兩側(cè)邊緣各100mm范圍內(nèi)的基層母材焊前預(yù)熱溫度取值為≥120℃。采用多層多道焊形式，控制層間溫度不低于預(yù)熱溫度，且≤250℃。堆焊過(guò)渡層前，基層母材的預(yù)熱溫度不低于100℃，覆層層間溫度不得高于120℃。中途停焊和焊接結(jié)束后立即進(jìn)行消氫熱處理，溫度選擇為350℃×2h。

3）對(duì)于環(huán)縫，基層焊接結(jié)束后，按1：3堆焊出平滑的斜面，將該環(huán)縫蓋住，使覆層金屬平滑過(guò)渡到基層母材。

4）縱縫和環(huán)縫的焊接工藝參數(shù)見(jiàn)表1。

表1　縱縫和環(huán)縫的焊接工藝參數(shù)

新更換錐段和直段縱縫的焊接、無(wú)損檢測(cè)、焊后熱處理、除銹噴漆工作等在制造廠內(nèi)完成，并測(cè)量大小端口的直徑與周長(zhǎng)，為現(xiàn)場(chǎng)環(huán)縫的切割和組對(duì)提供準(zhǔn)確的數(shù)據(jù)。

2.3焊縫檢驗(yàn)檢測(cè)

●2.3.1外觀檢驗(yàn)

所有焊接接頭表面應(yīng)圓滑過(guò)渡，不允許存在咬邊、裂紋、氣孔、弧坑、夾渣等缺陷；焊接接頭上的熔渣和兩側(cè)的飛濺物須打磨和清理干凈。

●2.3.2無(wú)損檢測(cè)

所有無(wú)損檢測(cè)須在焊后24h后進(jìn)行。

熱處理前，對(duì)所有鉻鉬鋼接頭按照J(rèn)B/T 4730.2—2005 《承壓設(shè)備無(wú)損檢測(cè) 第2部分：射線檢測(cè)》進(jìn)行100%的RT檢測(cè)，II級(jí)合格，檢測(cè)技術(shù)等級(jí)為AB級(jí)；對(duì)所有鉻鉬鋼接頭按照J(rèn)B/T 4730.3—2005 《承壓設(shè)備無(wú)損檢測(cè) 第3部分：超聲檢測(cè)》進(jìn)行100%的UT檢測(cè)，I級(jí)合格，檢測(cè)技術(shù)等級(jí)為B級(jí)［9］。

熱處理后，對(duì)鉻鉬鋼接頭進(jìn)行20%的UT檢測(cè)，若發(fā)現(xiàn)不合格缺陷，需進(jìn)行100%的UT檢測(cè)。

所有的鉻鉬鋼焊接破口，氣刨清根處，臨時(shí)裝配件去除后的表面，以及最終熱處理后的鉻鉬鋼按照J(rèn)B/T 4730.4—2005 《承壓設(shè)備無(wú)損檢測(cè) 第4部分：磁粉檢測(cè)》進(jìn)行100%的MT檢測(cè)，I級(jí)合格，檢測(cè)技術(shù)等級(jí)為B級(jí)。

覆層側(cè)破口，覆層上臨時(shí)裝配件去除后的表面，待堆焊面，覆層堆焊完熱處理后的堆焊表面，按照J(rèn)B/T 4730.5—2005 《承壓設(shè)備無(wú)損檢測(cè) 第5部分：滲透檢測(cè)》進(jìn)行100%的PT檢測(cè)，I級(jí)合格。

最終熱處理后，對(duì)焊縫進(jìn)行硬度測(cè)定，鉻鉬鋼焊接接頭硬度值不得高于225HB。

2.4焊后熱處理

待無(wú)損檢測(cè)合格后，采用電加熱的方式對(duì)所有焊縫進(jìn)行焊后消除應(yīng)力整體熱處理。熱電偶布置在錐段的外壁上，并與焊縫一側(cè)邊緣的距離為50mm左右。整體焊后熱處理溫度為690±14℃，保溫時(shí)間為4h。400℃以上升降溫速率的工藝曲線如圖6所示。

圖6　焊后熱處理溫度曲線

3　修復(fù)處理效果驗(yàn)證

焦炭塔修復(fù)后運(yùn)行滿1年后，利用臨時(shí)停機(jī)檢修，對(duì)更換的錐段進(jìn)行檢驗(yàn)，以驗(yàn)證更換修復(fù)的焊接質(zhì)量和整體運(yùn)行狀況。

3.1檢驗(yàn)內(nèi)容

針對(duì)錐段更換的焊接工藝是否合理和現(xiàn)場(chǎng)焊接質(zhì)量是否滿足要求，根據(jù)焦炭塔運(yùn)行工況、介質(zhì)、溫度、壓力循環(huán)異常情況，檢驗(yàn)重點(diǎn)部位是更換錐段的母材、縱縫、環(huán)縫和堆焊層。根據(jù)焦炭塔實(shí)際的使用情況和失效模式制定檢驗(yàn)方案進(jìn)行檢驗(yàn)，檢驗(yàn)方法以宏觀檢查、壁厚測(cè)定、表面無(wú)損檢測(cè)為主，必要時(shí)采用其他檢測(cè)方法。由于臨時(shí)停機(jī)時(shí)間短，最后確定對(duì)更換錐段進(jìn)行100%的宏觀檢查，并對(duì)所更換錐段下部的焊縫進(jìn)行100%的MT檢測(cè)。

3.2檢驗(yàn)結(jié)果

更換后的錐段、未更換的錐段及其連接環(huán)縫的宏觀形貌見(jiàn)圖7。

圖7　新更換錐段運(yùn)行一年后的宏觀形貌

從圖7的檢驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，新更換的錐段表面情況良好，未出現(xiàn)明顯的腐蝕。新更換錐段上方的未更換錐段母材表面腐蝕坑還存在，但未見(jiàn)明顯的擴(kuò)展。這表明腐蝕嚴(yán)重部位集中在所更換的下部錐段。

新更換的錐段和未更換錐段的復(fù)合焊縫連接處無(wú)裂紋，這表明更換修復(fù)處理的焊接工藝合理，避免了冷裂紋和再熱裂紋的發(fā)生，同時(shí)由于選用了抗腐蝕級(jí)別更高的復(fù)合板而提高了復(fù)層的耐腐蝕性能［10］。由于運(yùn)行期間對(duì)操作工藝和水質(zhì)進(jìn)行了控制，整體運(yùn)行效果良好。

為了繼續(xù)驗(yàn)證焦炭塔修復(fù)處理的效果，需對(duì)焦炭塔錐段下部及其焊縫進(jìn)行定期檢驗(yàn)，并嚴(yán)格控制操作條件。如條件允許，將對(duì)更換的錐段下部進(jìn)行殘余應(yīng)力檢測(cè)，以提供焊接質(zhì)量和效果的直接證據(jù)。

4　結(jié)論

1）對(duì)于淬硬傾向大的鉻鉬鋼復(fù)合鋼板的焊接，做好焊前預(yù)熱和焊后熱處理是關(guān)鍵的控制環(huán)節(jié)，應(yīng)按規(guī)定溫度進(jìn)行預(yù)熱和焊后熱處理來(lái)降低殘余應(yīng)力、利于氫的逸出，合理安排焊接順序，嚴(yán)格控制層間溫度和焊接線能量，避免產(chǎn)生冷裂紋。

2）中途停焊和焊接結(jié)束后須立即進(jìn)行消氫熱處理，工藝選擇為350℃×2h。所有無(wú)損檢測(cè)須在焊后24h后進(jìn)行，確保焊接接頭沒(méi)有超標(biāo)缺陷。

3）嚴(yán)格控制操作條件，盡量延長(zhǎng)生焦周期，加強(qiáng)對(duì)切焦水質(zhì)的管理，同時(shí)做好焦炭塔錐段的應(yīng)變和溫度監(jiān)測(cè)工作。建議繼續(xù)利用停爐清焦的臨時(shí)停機(jī)時(shí)間對(duì)焦炭塔進(jìn)行檢驗(yàn)，觀察運(yùn)行環(huán)境對(duì)焦炭塔的裂紋和腐蝕的影響，對(duì)焦炭塔的安全性能作進(jìn)一步的評(píng)估。

［1］劉人懷，寧志華.焦炭塔鼓脹與開(kāi)裂變形機(jī)理及疲勞斷裂壽命預(yù)測(cè)的研究進(jìn)展［J］.壓力容器，2007，24 （2）：1-8.

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［5］周鵬程，羅言奇，李洪，等.在用鉻鉬鋼焦炭塔檢驗(yàn)［J］.石油化工設(shè)備技術(shù)，2014，35（2）：14-16.

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［廣東省特種設(shè)備檢測(cè)研究院科技項(xiàng)目（焦炭塔合于使用評(píng)價(jià)關(guān)鍵技術(shù)研究）：2015CY02］

Research on Damage and Repair of the Chrome-Molybdenum Steel Coke Drum

Yang JingbiaoZheng Jiong
（Guangdong Institute of Special Equipment Inspection and ResearchGuangzhou510655）

Based on the results of the first and second periodic inspection of the coke drum in an oil refinery，the damage forms of the coke drum in service were analyzed. Replacement of the lower part of the cone of the coke drum was carried out due to the severe cracks and corrosion. For welding of Chrome-Molybdenum steel composite steel plate， the processes should be strictly in accordance with the provisions of the temperature of preheating and post welding heat treatment， reasonable welding sequence arrangement， and the temperature between layers to reduce residual stress and avoid cracks. After one year running of the coke drum， inspection results without new cracks and corrosion， and the operation of the replaced cone section was in good condition， which showed that the welding process could effectively avoid the generation of cracks and corrosion.

Chrome-Molybdenum steelCoke drumDamageRepair

X933.4

B

1673-257X（2016）08-0006-04

10.3969/j.issn.1673-257X.2016.08.002

楊景標(biāo)（1978～），男，博士，副部長(zhǎng)，高級(jí)工程師，從事特種設(shè)備檢驗(yàn)檢測(cè)及科研工作。

2016-03-15）