合成第一廢熱鍋爐失效分析

王洋，馮殿義，崔天鐳，趙和建，王哲，白露

(1.遼寧工業大學機械工程與自動化學院，遼寧 錦州 121001；2.北方華錦化學工業股份有限公司，遼寧 盤錦 124000)

某化肥公司合成工藝采用的是布郎工藝，第一廢熱鍋爐原設備由西班牙DE LA PENA公司在1992年制造完成，1993年投入運行，從2005年以來該臺設備頻繁出現泄漏。

決定進口該設備。第三臺設備由意大利某公司于2012年7月制造完成并交付使用，使用僅僅1周時間就開始泄漏。由于泄漏十分嚴重，所以緊急將國產化的那臺進行維修改造后，于2013年6月開始使用，在2014年3月14日，管板與管箱筒體的焊縫出現嚴重泄漏。

該廠領導及技術人員經過開會討論，從設備的制造周期、費用等方面考慮，決定再次進行國產化。在本次國產化之前，需要對已經損壞的設備進行失效分析，避免同樣的問題出現在新設備上。

1 對歷史資料的搜集和分析

經過兩周的現場調查與資料的搜集，進行總結以后發現，主要出現問題的部位有2處：（1）管板和換熱管的角焊縫存在裂紋；（2）管板和管箱的筒體環縫存在裂紋。

在維修記錄中記載，在維修之前對出現裂紋的部分進行硬度檢測后發現，裂紋的部位硬度都比較高，懷疑在制造過程中熱處理不到位導致的殘余應力過高引起的延遲裂紋。

現場維修的難點在于現場的局部熱處理很難保證溫度。由于設備的管箱、筒體和管板均為焊接連接，而且厚度大，是一個整體，金屬的導熱系數高導致加熱速度比散熱速度低，所以溫度無法滿足熱處理要求。后經現場技術人員攻關，采取的方式是用保溫氈將設備整體包住，同時將熱處理溫度提高以應對散熱快的問題。

2 制定檢測方案并進行失效分析

2.1 制定分析方案

針對以上總結的問題，制定失效分析的方案，首先對現場存留的損壞的進口設備進行有代表性的采樣，通過宏觀檢測、微觀金相、硬度檢測等手段來分析設備的失效原因。

2.2 現場取樣

首先繪制的管板布置圖。根據資料和管板布置圖可見該設備采用的是布朗工藝包中的伍德-波爾西希型廢熱鍋爐，采用同心圓排布，熱端在中心，冷端在四周。有效地降低了由于溫差大帶來的熱應力不均的問題。

我們分別選取了取自鍋爐泄漏區域，也就是換熱束“熱側”的3個管樣，分別是：29BH（無泄漏管）、30CH（泄漏管，未被封堵）和29CH（泄漏管，已被封堵）。以及對應“冷側”的29BC、30CC和29CC，用于對比冷熱兩側的微觀金相組織，判定是否有脫碳現象。

2.3 宏觀檢查

經過對取樣的6個管樣進行宏觀的外觀檢查后發現，在無泄漏的29BH管樣表面，發現材料氧化跡象，管樣表面管板和焊縫之間的區域有沉積物質；在泄漏的29CH管樣的焊縫表面上，發現沉積物跡象；在泄漏的30CH管樣表面，發現橫穿焊縫的裂紋，在焊縫和母管之間的區域有沉積物。后續將會對沉積物的組成進行分析。樣管細節照片見圖1。

圖1 樣管的細節照片

2.4 金相檢驗

針對樣品在缺陷部位進行著色，確定具體的缺陷位置和走向后分別取樣，對換熱管與管板的對接焊縫縱截面與橫截面進行金相檢驗和對比分析。由于30CH裂紋比較典型，所以以下由30CH試樣進行說明。

2.4.1 垂直焊縫方向取樣檢測

圖2 30CH 管焊縫的橫截面宏觀金相

如圖2中30CH管焊縫的橫截面圖片所示，焊接在內孔操作完成。焊縫是由兩條焊道組成，第二條焊道比第一條稍小。通過圖片可以發現，焊縫的大部分都在位于管板的一側，同時在管外壁OD區域只有很小面積的熱影響區。在對圖中標記的部分進行微觀金相檢驗時發現a區域的微觀金相組織有脫碳現象。c區域，未受影響的管板材料區域，微觀組織總體上是由鐵素體-貝氏體構成，沒有發現脫碳現象。

2.4.2 平行焊縫的方向取樣檢測

30CH管樣進行著色檢查以后，在裂紋部位平行焊縫方向在換熱管母材和焊縫分別取樣進行微觀金相檢測，典型金相如圖3。

圖3 焊縫及母材位置金相

通過觀察30CH管的主裂紋橫截面金相試樣，發現開裂是晶間裂紋、并且明顯沿著厚度方向延伸。在主裂紋周邊，有多條較細的向管子內壁延伸的晶間裂紋。大部分的細小裂紋都沒有和主裂紋相連，另外細紋之間也是相互獨立的，而且根據觀察可以推斷即使在該金相試樣沒有覆蓋的其他區域也有這種特點。焊縫金屬的微觀組織總體比較統一，可以看出是經歷了由奧氏體向貝氏體和馬氏體轉變的低溫相變，這是典型的低合金鋼在較快冷卻后會出現的金相特點。該焊縫較短，所以符合冷卻速度快的情況。經測，縫金屬的原奧氏體晶粒直徑大約是50～100um。根據晶粒大小以及組織狀態判斷，焊縫和熱影響區的金屬回火處理不到位。

2.5 對換熱管以及管板試樣進行成分分析（表1）

從表1可以看出管子母材的化學成分符合SA-213中對應的T22號鋼材要求和指標范圍。管板母材指標在指標范圍內（SA-336 Gr F22 Cl3），但是除C成分外，其含量比標準中的0．15%上限高了0．01%。

焊接接頭的母材為Grade 22鋼材，焊縫金屬包含了大量的填充金屬。焊縫由兩條焊道組成，第一條焊道為自熔焊（未填充金屬），第二條焊道使用了與母材匹配的填充金屬，從表1的結果來看，與使用的焊劑成分相吻合。

表1 換熱管、管板母材及焊縫金屬成分分析結果

經過金屬成分分析結果來看，在設備制造的過程中使用的材料全部符合設計要求。

2.6 使用維氏硬度試驗法來測定試樣管壁厚度面上的硬度分布

圖4 硬度檢測位置

30CH管壁橫制面試樣上、沿著厚度方向上的硬度實驗，分別在裂紋邊上、距離裂紋5mm以及距離裂紋9mm處測試，測試點如圖4所示。在裂紋邊上測得的硬度數據介于380HV和475HV之間，硬度明顯要高于參考硬度。

3 分析結果

根據設備的運行環境信息和焊縫材料的分析結果，該設備在正常的生產狀態下，承受10MPa左右的氫分壓和380℃的高溫，所以推測焊縫失效的機理最有可能是高溫氫腐蝕。經過檢測發現脫碳現象只發生在換熱管束的“熱側”，這說明在該區域的管道經歷了過高的氫氣分壓或/和溫度。大部分的開裂是晶間裂紋，并位于管內壁較硬的未回火完全的焊縫區域處。經過硬度檢測發現焊縫上有較硬的未回火區域，這表明焊后熱處理并沒有達到充足的回火效果，可以推測殘余應力應該也高于預期。

根據API RP 941標準（API，2008a)中的Nelson(納爾遜）曲線，雖然在10MPa的氫分壓下，2．25CrMo鋼材可以耐高溫氫腐蝕（HTHA)到高達500℃，但是這種耐腐蝕性僅適用于經過回火處理的母材，并不適用于焊縫或者熱影響區的金屬。殘余應力、高硬度以及更多溶解的游離碳（相對于合金碳化物沉流)會使材料更容易遭受高溫氫腐蝕。即使設備的行環境指標仍然在Nelson（納爾遜）曲線允許的安全范圍內，這些因素都可以導致高溫氫腐蝕，所以根據材料的化學成分，高硬度的未回火的焊縫金屬、以及相對較高的殘余應力使材料的對高溫氫腐蝕破壞的敏感性要高于根據APIRP941標準中Nelson(納爾遜）曲線所預測的敏感性。