李廣凱, 王 震, 于亞龍, 劉志梅, 王 帥

(1.東營聯(lián)合石化有限責任公司,山東 東營 257000;2.北京安泰信科技有限公司,北京 101500)

在煉化企業(yè)裝置生產(chǎn)過程中,換熱器是實現(xiàn)熱量交換的關鍵設備。換熱器的泄漏不僅會造成產(chǎn)品質量不合格,嚴重時還會造成火災和爆炸等重大事故,影響裝置的整體安全運行。換熱器在使用過程中內壁及管束的腐蝕和結垢容易導致管束開裂,從而使換熱器發(fā)生泄漏,其中氯化物應力腐蝕開裂是換熱器管束最常見的開裂失效形式[1-2]。

由于氯化物應力腐蝕開裂機理的復雜性和影響因素的多樣性,其發(fā)生的原因很難準確掌握,導致在工程實踐過程中未能采取有效措施避免或減少管束開裂事故的發(fā)生。

針對某煉化企業(yè)儀表風冷卻器換熱管發(fā)生斷裂失效的問題,開展金相組織分析、斷裂面宏觀及微觀形貌特征觀察,對氯化物應力腐蝕開裂產(chǎn)生的原因進行了研究,并提出了相應的解決方案。

1 換熱管斷裂情況及設備基礎信息

1.1 換熱管斷裂情況

冷卻器E-306位于連續(xù)重整裝置再生器R-301底部,其換熱管材質為S31608。該冷卻器利用干燥的空氣對催化劑進行冷卻,同時預熱后的空氣進入再生器中。在運行周期內,冷卻器E-306的換熱管多次發(fā)生泄漏。發(fā)生泄漏的換熱管數(shù)量較多,換熱管斷裂位置靠近管程入口側管板(高溫側),其分布沒有明顯規(guī)律。

該冷卻器殼程設置有膨脹節(jié),以補償管程側與殼程側可能存在的溫差應力。冷卻器設備結構示意見圖1。

圖1 冷卻器設備結構示意

1.2 冷卻器運行參數(shù)

冷卻器運行參數(shù)見表1。

表1 冷卻器運行參數(shù)

2 現(xiàn)場調查

2.1 現(xiàn)場泄漏情況

在2019年度設備檢修后的一個運行周期內,冷卻器E-306出現(xiàn)三次設備內漏,第一次泄漏發(fā)生在2020年12月,對16根斷裂的換熱管進行了更換處理。第二次泄漏發(fā)生在2021年1月,對57根斷裂的換熱管進行了封堵。第三次泄漏發(fā)生在2022年7月,58根換熱管發(fā)生斷裂,換熱管斷裂位置(圖1中黑色圈出部分)與前兩次基本相同,均靠近左管板。發(fā)生開裂失效的換熱管宏觀形貌見圖2。

圖2 發(fā)生開裂失效的換熱管宏觀形貌

2.2 操作溫度波動變化趨勢

查閱冷卻器E-306的操作溫度記錄,發(fā)現(xiàn)2020年11月到2021年1月存在階段性和持續(xù)性的降溫情況,其時間段基本與幾次異常泄漏的時間段重合。在冷卻器日常運行過程中,殼程入口溫度、管程入口溫度和管程出口溫度也出現(xiàn)較為頻繁的大幅度波動。

殼程入口最高溫度為105 ℃,操作溫度波動時溫差在80 ℃左右;管程入口最高溫度為585 ℃,操作溫度波動時溫差為200～300 ℃,最大的溫度波動出現(xiàn)在2021年1月26日,懷疑為開停工導致。殼程出口溫度為0～148 ℃,平均溫度為 55.00 ℃,殼程入口平均溫度為55.65 ℃;管程出口和入口平均溫度分別為55.32 ℃和528.96 ℃。

對冷卻器發(fā)生三次泄漏時的管程和殼程工藝操作溫度波動情況進行調查,發(fā)現(xiàn)泄漏前后操作溫度均存在大幅度的波動,且冷卻器在日常運行過程中操作溫度也存在一定程度的波動。

3 失效分析檢驗與測試

3.1 宏觀腐蝕形貌分析

選取開裂的換熱管進行失效分析,其宏觀腐蝕形貌見圖3。換熱管外表面存在黃色污垢,未見明顯蝕坑,其表面有金屬光澤,存在大量較淺的刮擦痕跡,判斷其為拆卸過程中造成的擦傷。

圖3 失效管件宏觀腐蝕形貌

斷口宏觀腐蝕形貌見圖4。斷口截面呈現(xiàn)明顯的脆性斷裂特征,僅存在輕微的塑性變形。不同斷口的顏色存在明顯差異,其中部分斷口為陳舊性斷口,其表面覆蓋著黃色和灰黑色腐蝕產(chǎn)物,而另外一些斷口為新鮮斷口,其顏色較為光亮?？拷鼣嗫谔幋嬖跀?shù)條裂紋,裂紋產(chǎn)生在換熱管內側,由內向外擴展,且局部裂紋已貫穿換熱管,如圖4(a)紅色區(qū)域所示。

圖4 斷口宏觀腐蝕形貌

截取斷口附近的管段,將其剖開進行觀察,其內表面腐蝕形貌見圖5。從圖5可以發(fā)現(xiàn),換熱管內表面覆蓋著褐色和黑色腐蝕產(chǎn)物,還存在許多小的點蝕坑,且有明顯的液體流動印記;同時發(fā)現(xiàn)一條橫向裂紋(圖5中紅色圈出部分),裂紋穿過一點蝕坑,大體上在點蝕坑兩側呈對稱分布。

圖5 失效換熱管內表面腐蝕形貌

3.2 材質化學成分分析

依據(jù)GB/T 11170—2008《不銹鋼 多元素含量的測定 火花放電原子發(fā)射光譜法(常規(guī)法)》,采用火花直讀光譜儀對失效管段本體材質進行化學成分分析,分析結果列于表2。結果顯示,失效管段材質成分滿足設備制造標準GB/T 13296—2013《鍋爐、熱交換器用不銹鋼無縫鋼管》中S31608的材質要求。

表2 材質化學成分分析結果 w,%

3.3 掃描電鏡觀察及能譜分析

3.3.1 失效管段斷口掃描電鏡觀察

對失效管段斷口進行掃描電鏡觀察,其微觀腐蝕形貌見圖6。圖6(a)為圖4(b)中截面Ⅰ區(qū)域放大25倍的微觀形貌,同時在更高倍率的掃描電鏡下觀察其截面腐蝕形貌,如圖6(b)和圖6(c)所示?？拷芏瓮獗趥鹊臄嗫谳^新,且存在疲勞輝紋,見圖6(b);靠近管段內壁側的斷口大部分區(qū)域呈現(xiàn)解理脆性斷口特征,見圖6(c)。

圖6 斷口微觀腐蝕形貌

在圖4(b)中Ⅱ區(qū)域與I區(qū)域的斷口微觀腐蝕形貌類似,如圖6(d)所示,靠近外壁側的斷口存在疲勞輝紋花樣,見圖6(e),其余大部分區(qū)域呈現(xiàn)解理脆性斷口特征,見圖6(f)。

在圖4(b)中Ⅲ區(qū)域,斷口主要為韌窩斷口,存在明顯的塑性變形區(qū)域,見圖6(g)和圖6(h)。

3.3.2 微區(qū)成分掃描檢測

對圖6(a)中的1區(qū)域和2區(qū)域進行能譜分析。結果表明,1區(qū)域即靠近外壁側的換熱管斷口區(qū)域主要組成元素為C,O,Cr,Fe,Ni,Mo,Si和Cl等元素。2區(qū)域即靠近內壁側的換熱管斷口區(qū)域主要包含C,O,Cr,Fe,Ni,Mo,Si和Cl等元素,與1區(qū)域相比,2區(qū)域的O含量更高,在兩個區(qū)域中均發(fā)現(xiàn)Cl元素,其質量分數(shù)約為0.2%。

同樣對圖4(b)中Ⅱ區(qū)域進行能譜分析,分別在靠近換熱管外壁側和內壁側的區(qū)域取點分析,結果顯示,兩個區(qū)域的主要組成元素為C,O,Mg,Cr,Fe,Co,Mo和Cl等元素,其中兩個區(qū)域中的Cl元素含量差別較大,在靠近換熱管外壁側的區(qū)域Cl元素質量分數(shù)約為0.1%,而在靠近換熱管內壁側的區(qū)域Cl元素質量分數(shù)約為2%。

3.4 金相組織分析

在靠近斷口端,截取一小段換熱管,進行鑲嵌和磨拋,制作金相試樣以便對其橫截面和縱截面進行金相觀察。

3.4.1 換熱管微觀腐蝕形貌分析

換熱管橫截面和縱截面的微觀腐蝕形貌分別見圖7和圖8。從橫截面上可以發(fā)現(xiàn),在靠近換熱管內壁的局部區(qū)域存在晶粒脫落和晶間腐蝕痕跡。

圖7 橫截面微觀腐蝕形貌

圖8 縱截面微觀腐蝕形貌

在縱截面上存在主裂紋,裂紋長度約為 1 mm,裂紋起源于內壁蝕坑,向外壁擴展。

對侵蝕后的換熱管的橫截面金相組織形貌進行觀察,發(fā)現(xiàn)換熱管內壁存在很多大小不一的蝕坑,局部可見明顯的晶間腐蝕痕跡,如圖9所示。

圖9 橫截面金相組織

進一步觀察換熱管縱截面金相組織形貌,發(fā)現(xiàn)裂紋擴展模式為穿晶擴展和沿晶擴展的混合模式,且以穿晶擴展模式為主,縱截面金相組織見圖10。

圖10 縱截面金相組織

3.4.2 晶粒度等級評定

采用王水溶液對換熱管進行侵蝕,在金相顯微鏡下觀察其金相組織,見圖11。從圖11來看,換熱管金相組織為奧氏體組織。

圖11 換熱管金相組織

依據(jù)GB/T 6394—2017《金屬平均晶粒度測定方法》,采用比較法對失效的換熱管的縱截面與橫截面金相組織的晶粒度進行評級,其晶粒度等級為7級,符合GB/T 13296—2013《鍋爐、熱交換器用不銹鋼無縫鋼管》中關于S31608材質晶粒度評級的4～7級約定標準。

4 開裂失效原因分析

材質化學成分分析及金相組織分析結果表明,失效管段材質成分及組織均無明顯異常,失效管段材質成分符合GB/T 13296—2013《鍋爐、熱交換器用不銹鋼無縫鋼管》中S31608的材質要求。

從失效換熱管的斷口腐蝕形貌和截面微觀組織形貌分析可以看出,換熱管失效形式以脆性斷裂為主,內壁存在點蝕坑,裂紋起源于點蝕坑,并由內向外擴展,符合應力腐蝕開裂的基本特征。

在換熱管斷口截面上存在疲勞輝紋痕跡,表明換熱管受到了周期性載荷作用。疲勞輝紋在換熱管失效過程的后期產(chǎn)生,主要出現(xiàn)在靠近換熱管外壁側的區(qū)域。由此說明,周期性載荷在換熱管失效初期的作用并不顯著,隨著裂紋的擴展,應力集中加大了周期性載荷的作用,從而加速了換熱管的疲勞開裂。周期性載荷主要來源于外部動設備或設備內部,如物料對換熱管沖擊產(chǎn)生的振動、操作工況變化造成換熱管應力的波動等。根據(jù)換熱管實際工況判斷,其應力以溫差應力為主。由于在正常運行期間冷卻器出現(xiàn)過多次劇烈的溫度波動,換熱管在徑向與軸向上溫度不同,膨脹及收縮程度不同,導致了溫差應力的產(chǎn)生。

對換熱管內壁及斷口截面進行了能譜分析,結果顯示均含有一定量的Cl元素,且Cl元素在斷面上存在局部富集區(qū)。

冷卻器管程側與殼程側的介質均為氣體,其中管程介質為再生氣,殼程介質為外界冷空氣。再生氣來源于再生器R-301下部,催化劑的酸性功能依靠鹵素提供,且催化劑再生過程中經(jīng)過燒焦、氧氯化、焙燒干燥和還原等過程,因此再生氣中含有一定量的HCl和H2S等雜質。

換熱管材質為S31608,該奧氏體不銹鋼材料在含Cl-的環(huán)境中容易發(fā)生點蝕和應力腐蝕開裂[3]。冷卻器管程和殼程溫差較大,操作溫度波動幅度較大,含Cl-的溶液易反復濃縮。

綜合分析認為,換熱管的失效與氯化物應力腐蝕開裂有關,其中應力主要來源于操作溫度劇烈波動引起的溫差應力,換熱管局部可能存在應力集中或循環(huán)應力。此外,操作溫度長期處于427～650 ℃范圍時,容易造成材料的敏化,增加材料發(fā)生應力腐蝕開裂的敏感性[4]。雖然在此次失效管段中未發(fā)現(xiàn)明顯的組織敏化特征,但不排除換熱管在長期高溫運行狀態(tài)下發(fā)生金屬敏化的可能性?，F(xiàn)場調查表明,換熱管多次發(fā)生斷裂的管段均靠近高溫側管板。

5 結論和建議

5.1 結 論

換熱管失效原因為奧氏體不銹鋼材質在含Cl-介質作用下發(fā)生了應力腐蝕開裂和腐蝕疲勞開裂。換熱管內部介質在一定的條件下形成了Cl-局部富集區(qū),使換熱管內壁發(fā)生了點蝕和晶間腐蝕。在含Cl-的溶液環(huán)境和應力共同作用下,以點蝕坑或者晶間腐蝕區(qū)域為起源,局部發(fā)生了應力腐蝕開裂。換熱管發(fā)生開裂的應力以溫差應力為主,周期性載荷和較高的溫度促進了裂紋的形成和擴展。隨著應力腐蝕裂紋的擴展,周期性載荷的影響逐步加大,腐蝕疲勞裂紋擴展逐漸占據(jù)主導,最終穿透管壁,使換熱管發(fā)生失效。

5.2 建 議

根據(jù)腐蝕失效原因分析結果,建議采取以下防護措施:

(1)平穩(wěn)操作,減少溫度和流量的大幅度波動,管程出口溫度控制在介質露點溫度以上,在冷卻器開工和停工過程中規(guī)范操作,避免氯離子局部積聚情況的發(fā)生。

(2)為降低換熱管的局部應力,避免產(chǎn)生氯化物應力腐蝕開裂的問題,應綜合考慮冷卻器的實際工況與設計條件的差異,優(yōu)化結構設計,重新核算冷卻器殼體膨脹節(jié)的補償量與換熱管的長度。

(3)排查周期性載荷的來源,避免疲勞工況的發(fā)生,并采取相應的處理措施。

(4)應避免換熱管長期在超溫工況下服役,以降低材質敏化和晶間腐蝕的風險。當目前使用的管束達到報廢條件時,可將其更換為S31603超低碳含量的不銹鋼。