合成氨單元開工加熱爐爐管開裂失效分析*

季 斐, 王 海, 朱繼紅, 杜延年, 楊琰嘉, 包振宇

(1.中國石油化工股份有限公司安慶分公司,安徽 安慶 246000;2.中石化煉化工程集團洛陽技術研發中心,河南 洛陽 471003)

1 爐管的開裂情況

在合成氨單元開工加熱爐停工大檢修期間,發現第9根爐管存在兩處裂紋,裂紋分別距離地面1.5 m和2.2 m,裂紋形貌見圖1。第19根到第42根爐管上部外壁均存在密集蝕坑,蝕坑寬而淺,蝕坑最大深度為1 mm,蝕坑形貌如圖2所示。該套裝置于1978年建成投用,爐管采用低合金鋼(5Cr-0.5Mo)材質,加熱爐所用燃料氣為混合干氣,壓力0.5 MPa,其組成以N2,H2,CH4和C2H4為主,另外還含有一定量的H2S,其體積分數為1.3%。加熱爐爐管內介質為合成塔的進料合成氣,爐管內壓力為9 MPa,爐管在停用期間采用氮氣進行充壓保護,周圍環境不存在振動現象。對爐管開裂部位進行切割,通過開展裂紋宏觀形貌觀察、材質化學成分分析、金相組織分析和能譜分析,查明失效原因并提出腐蝕控制措施,以防止此類問題再次發生。

圖1 爐管外壁裂紋形貌

圖2 爐管外壁蝕坑形貌

2 檢測分析方法

采用體視顯微鏡對開裂爐管進行微觀觀察,以分析裂紋的微觀形貌;通過超聲波測厚明確爐管的腐蝕情況;對爐管材質進行化學成分分析,以判斷爐管材質是否合格;對爐管開裂部位進行金相組織分析,以判斷爐管在服役過程中是否發生不良組織轉變;對爐管裂紋中的填充物進行能譜分析,以判斷裂紋中化合物的特性。基于分析檢測數據,結合爐管的服役狀況,確定失效成因,并提出預防措施。

3 檢測分析結果

3.1 裂紋形貌分析

對開裂爐管進行切割,將切割出的樣品分別編為1號和2號,樣品形貌如圖3所示,1號爐管和2號爐管的裂紋長度分別為180 mm和110 mm,裂紋周邊的凹陷區域是現場打磨所致。對爐管的裂紋區域進行徑向切割,觀察徑向截面裂紋形貌,如圖4至圖5所示,1號爐管的裂紋自啟裂點開始先橫向擴展,然后徑向延伸,2號爐管的裂紋相對較寬,無延伸擴展跡象,且裂紋中有異物填充。爐管內壁腐蝕形貌如圖6所示,爐管內壁存在少量較淺的蝕坑,整體腐蝕程度輕微。對裂紋及其附近母材區域進行了壁厚檢測和硬度檢測,檢測區域無均勻腐蝕減薄跡象,其壁厚為16.71～17.44 mm;硬度為107～149 HB,未超標。

圖3 爐管切割樣品

圖4 1號爐管徑向截面裂紋形貌

圖5 2號爐管徑向截面裂紋形貌

圖6 爐管內壁腐蝕形貌

3.2 材質化學成分分析

對爐管材質進行了化學成分分析,分析方法參照標準GB/T 20123—2006《鋼鐵 總碳硫含量的測定 高頻感應爐燃燒后紅外吸收法(常規方法)》,分析結果見表1,結果表明:爐管材質各元素含量均在5Cr-0.5Mo材質標準范圍內,爐管材質合格。

表1 爐管材質化學成分分析結果 w,%

3.3 金相組織分析

對1號爐管和2號爐管的裂紋、裂紋與母材交界區域進行了金相組織觀察,分析方法參照標準GB/T 13298—2015《金屬顯微組織檢驗方法》,各區域的金相組織形貌如圖7至圖10所示,爐管母材的金相組織呈球粒狀,是典型的珠光體組織,1號爐管和2號爐管的裂紋均為穿晶裂紋;與母材的金相組織相比,1號爐管裂紋附近的金相組織并無明顯的差異,說明1號爐管在使用過程中未發生金相組織轉變;2號爐管裂紋附近的金相組織卻與母材的金相組織完全不同,是典型的鐵素體和珠光體組織,初步推斷此異種金屬組織為碳鋼的金相組織。

圖7 爐管母材金相組織形貌

圖8 1號爐管裂紋附近金相組織形貌

圖9 2號爐管裂紋處金相組織形貌

圖10 2號爐管裂紋附近金相組織形貌

3.4 能譜分析

對1號爐管和2號爐管的徑向截面裂紋以及2號爐管中的異種金屬進行能譜分析,分析方法參照標準GB/T 17359—2012《微束分析 能譜法定量分析》,能譜分析的采樣點見圖11至13。

圖11 1號爐管裂紋分析采樣點

圖12 2號爐管裂紋分析采樣點

圖13 2號爐管異種金屬分析采樣點

分析結果表明:1號爐管裂紋中的填充物組成以Fe,C和O元素為主,同時在裂紋的起始端、中間段和尖端部位均發現了S元素;2號爐管裂紋中的填充物組成以Fe,Cr,Si和O元素為主,其中Si和O元素主要存在于裂紋的起始端和中間部位;2號爐管中的異種金屬主要由Fe,C和N元素組成,而母材則主要由Fe和Cr元素組成,說明異種金屬為碳鋼。

3.5 檢驗結果分析

(1)開工加熱爐爐管材質為5Cr-0.5Mo,燃料氣為混合干氣,組成以N2,H2,CH4和C2H4為主,另外還含有一定量的H2S。

(2)開工加熱爐第9根爐管的直管段存在兩處裂紋,第19根到第42根爐管上部外壁均存在密集蝕坑,1號爐管的裂紋自啟裂點開始先橫向擴展后徑向延伸,2號爐管的裂紋相對較寬,無明顯的延伸擴展跡象,且裂紋中有異物填充。爐管內壁整體腐蝕輕微,開裂部位附近的壁厚和硬度均正常。

(3)材質化學成分分析數據表明,爐管材質各元素含量均在標準范圍內。

(4)金相組織分析結果表明,爐管母材的金相組織是珠光體組織,1號爐管和2號爐管的裂紋均為穿晶裂紋,無明顯的金屬組織轉變現象,2號爐管的裂紋附近的金相組織為鐵素體和珠光體組織,初步推斷異種金屬組織為碳鋼的金相組織。

(5)爐管裂紋能譜分析數據表明,在1號爐管裂紋的起始端、中間段和尖端部位均發現了S元素;在2號爐管裂紋的起始端和中間部位存在大量的Si和O元素;2號爐管中的異種金屬為碳鋼。

(6)基于上述檢驗結果得出,1號爐管的失效類型為濕硫化氫破壞,2號爐管的失效類型為異種金屬混入導致的開裂。

4 失效原因分析

通過系統分析開工加熱爐爐管的裂紋形貌、材質化學成分、金相組織和裂紋中填充物組成等信息,結合工況條件和介質組成,推測開工加熱爐第9根爐管兩處開裂的失效類型分別是濕硫化氫破壞和異種金屬混入導致的開裂。

爐管1的開裂失效是由濕硫化氫破壞引起的。在開工加熱爐停用期間,雖在爐管內部充入N2進行保護,但卻未將爐膛與外部空氣進行隔絕,只是在爐膛內停止鼓入燃料氣后進行自然置換。由于南方空氣相對濕度較大,而自然置換的速度相對較慢,且燃料氣中含有硫化氫,其分壓達到6.5 kPa,加熱爐爐膛內存在低溫濕硫化氫腐蝕環境。根據現場技術人員反饋,開工加熱爐的開停工頻次較高,僅2022年就進行了6次開停工,因此硫化氫在爐膛內的停留時間較長,同時爐管內充壓使得爐管外壁一直承受拉應力,在潮濕氣體中當硫化氫分壓大于0.3 kPa時,鋼材容易發生濕硫化氫破壞,硫化氫分壓越高,鋼材發生應力腐蝕開裂的敏感性越高[1]。

爐管2的開裂則是由于爐管在制造過程中混入異種金屬所致,碳鋼和低合金鋼的線膨脹系數不同,在受熱過程中容易產生熱應力,而且這種熱應力往往不易消除,異種金屬接觸區域的力學性能較差,尤其是其塑性減損嚴重,很容易產生裂紋[2]。

加熱爐爐管上部外壁存在密集蝕坑,則是由煙氣硫酸露點腐蝕所致。在加熱爐停工過程中,爐膛內的溫度逐漸下降,當爐管外壁溫度低于煙氣露點溫度時,硫酸就會在爐管外壁冷凝,進而對爐管造成腐蝕,在爐管外壁形成寬而淺的蝕坑,這與現場腐蝕形貌特征相吻合[3]。

5 腐蝕控制措施

(1)對燃料氣進行深度脫硫,降低燃料氣中的硫化氫含量,防止濕硫化氫破壞和煙氣硫酸露點腐蝕的發生。

(2)優化開工加熱爐停用時的保護措施,如鼓入氮氣進行快速置換,縮短硫化氫在爐膛內的停留時間,同時在煙道內設置隔板,停工后將加熱爐爐膛與空氣進行隔絕,防止形成濕硫化氫腐蝕環境。

(3)加強爐管出廠質量檢測,避免使用存在缺陷的爐管。

(4)建議盡量縮短開工加熱爐的低負荷運行時間,同時在爐管外壁涂刷致密的耐腐蝕涂層,緩解煙氣硫酸露點腐蝕[4]。

6 結 語

通過對合成氨單元開工加熱爐爐管進行失效分析,得出其開裂失效類型分別是濕硫化氫破壞和異種金屬混入導致的開裂。同時,基于低合金鋼爐管的失效原因分析,提出對燃料氣進行深度脫硫、優化開工加熱爐停用時的保護措施、加強爐管出廠質量檢測、縮短開工加熱爐低負荷運行時間和涂刷致密的耐腐蝕金屬涂層等預防措施,以供企業參考,從而防止此類爐管失效事件的再次發生。