8万m3/h制氢装置转化炉炉管泄漏分析与预防措施

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(中国石油 独山子石化公司 炼油厂 a.加氢联合车间; b. 经营管理处，新疆 独山子 833699)

制氢转化炉是采用烃类水蒸气转化生产工艺，在特定的温度、压力以及催化剂存在条件下，将烃类与水蒸气转化成氢气及一氧化碳的过程反应设备。

独山子石化公司8万m3/h(标准状况下)制氢转化炉于2009-10开工投用，从2009年开工到2011年第1次大修期间，转化炉运行状况良好。在2011年大修期间，对转化炉252根炉管进行了检验，炉管评定等级均为A级，没有发现任何异常情况。2014-01-04 T03：30，转化炉出口第6支路热壁管箱处出现泄漏并发生着火。2014-01-11T20：00，装置抢修完毕进行气密试压，当压力升到1.5 MPa时系统压力再无法上升，再次检查发现转化炉炉管东侧第1排第12根(由南向北)上部3 m处出现1.83 m长的裂缝，装置又一次进入紧急抢修阶段。2014-01-18下午抢修完毕后装置得以再次开工。文中对炉管泄漏原因进行了分析，对泄漏后的炉管进行了处理，以供同行借鉴。

1 制氢转化炉简介

1.1 管系结构尺寸

转化炉管系是转化炉的核心，转化炉管系包括上集合管、上分支管、猪尾管、炉管、热壁集合管及冷壁集合管，见图1。

图1 制氢转化炉管系基本结构示图

转化炉炉管共有252根，分6列垂直排列，每列42根。转化炉为顶烧式，炉管下部与短直管通过一个大小头连接，短直管出口与热壁管相连。

炉膛内部规格(长×宽×高)13 170 mm×12 860 mm×16 810 mm。炉管规格(内径×壁厚×长度)Ø110 mm×14 mm×12 930 mm，设计温度960 ℃,设计压力3.4 MPa，材质25Cr35NiNb-MA；出口大小头的规格(大头内径×小头内径×壁厚×长度)Ø110 mm×Ø35 mm×15 mm×145 mm，设计温度960 ℃,设计压力3.4 MPa，材质25Cr35NiNb-MA；短直管规格(外径×壁厚×长度)Ø65 mm×15 mm×250 mm，设计温度920 ℃,设计压力3.3 MPa，材质NO.8811；热壁管规格(内径×壁厚×长度)为Ø160 mm×24 mm×12 192 mm，设计温度为900 ℃,设计压力为3.3 MPa，材质为20Cr33NiNb。

1.2 炉管评级[1]

对在役炉管进行现场检测时，以A、B、B+、C 共计4级来评定并报告受检炉管的质量等级现状。

A级表示炉管无高温蠕变裂纹，无材质裂化，在正常操作条件下可安全使用。

B级表示炉管已有一定的损伤，主要以材料劣化为主，一般的径向有效损伤长度不大于炉管壁厚的1/3，在正常工况下可运行一个周期。

B+级表示此炉管损伤比较严重，主要以材料劣化和微裂纹为主，一般的径向有效损伤长度不大于炉管壁厚的1/2，炉管有比较明显的过热区域，在正常工况下可继续安全使用1.5 ～2 .0 a。考虑到工艺参数波动和炉管有效壁厚，建议更换达到B+管。

C级表示炉管过热区域明显，损伤严重，主要以内部微裂纹和宏观裂纹为主，一般径向损伤长度大于炉管壁厚的2/3，一般情况下均不能安全运行一个周期，必须更换。

2 制氢转化炉炉管泄漏处理

2.1 泄漏炉管介绍

2014-01-11，在制氢装置开工气密过程中，炉管在0.5 MPa下保压正常，升压至1.5 MPa后无法维持。停炉隔离检查发现,转化炉第1排第12根炉管上部3 m位置出现了长1.83 m、宽15 mm(最大值)的裂缝，见图2。文中转化炉管系分布为由东向西1～6排，炉管由北向南1～42根。

图2 第1排第12根炉管裂纹局部

根据泄漏情况，按照JB/T 4730—2005《承压设备无损检测》对252根炉管进行超声波检验[2]，结果为A级管147根，B级管104根，1根爆管。

A级管状况优良，无须处理，每排有22～26根A级管。

B级管有一定损伤，在正常工况下可放心使用，每排有16～19根B级管。B级管普遍有明显的过热区域，损伤部位在距炉顶1.0～6.0 m区域。蠕胀测量情况整体正常，没有明显蠕胀[3-5]，表面无过热杨梅粒子脱落[6-7]，碳化物II级，宏观检查正常。

根据上述检验结果，没有发现影响使用的严重缺陷。

2.2 爆管处理

为不影响装置正常开工，2014-01-14确定了第1排第12根炉管的处理方案。

上猪尾管堵管位置在猪尾管顶部，尽量靠近进气集合管处以利于防冻。顶部切开后，用316L堵头后进行焊接，炉管侧用材质为316L、厚度为20 mm的圆板在猪尾管管内部进行人工焊接封堵，着色检测焊接质量。处理完成后，上侧管为靠近分布管主管(承压)，下侧管为报废12#管入口。

下部短直管切开之后，在热壁管侧用UNS No8810(Incoloy800H)制作的堵头进行氩弧焊封堵，炉管侧采用UNS No8810(Incoloy800H)制作30 mm厚的堵板进行氩弧焊封堵，炉管下部用规格(长度×宽度×厚度)160 mm×20 mm×8 mm、材质为35Cr45NiNb的3个钢条均布焊接在炉管上进行定位，焊接部位着色检验控制质量。爆裂炉管具体切割部位、堵管方式以及定位数据见图3。

图3 爆裂炉管切割部位及堵管方式

3 第12根爆裂炉管检验分析

3.1 宏观检查及取样

对发生爆裂的第1排第12根炉管进行宏观断口检查发现，断口上存在明显的人字纹，且下方的人字纹朝向炉顶。

在裂纹两侧人字纹交汇处取金相检测试样，见图4a。样品取出后，将靠近内表面一侧1块样品与所取试样剥离开，见图4b。

图4 爆裂炉管裂纹宏观形貌及取样位置示图

3.2 裂纹源金相组织检验[8-9]

爆裂炉管上共取样11块。其中长方形试样为(长×宽)为150 mm×30 mm、100 mm×20 mm、100 mm×10 mm、40 mm×40 mm，此外还有三角形及梯形等形状的样块。

由于篇幅限制，文中主要对裂纹处样品进行分析，抛光、腐蚀后试样宏观组织形貌见图5。

图5 抛光后试样宏观组织

从图5可以看出，试样横截面上的组织形貌在衬度上存在明显差异，由内表面向外表面沿径向粗略分成碳化组织区、粗大柱状晶区和中间过渡区域[10-11]。将样品分成3个区域并进一步放大，可以看到3个区域中组织状态存在明显区别。从组织形貌和腐蚀衬度的细节上再进一步观察，将整个截面沿径向分成3个区域以分析每个部分的组织结构，见图6。试样区域1～区域3的部分微观金相组织见图7。

图6 试样截面沿径向分成3个区域

从图7a中可知，该部分碳化物已经完全分解，在原奥氏体晶界上存在大量的孔洞，枝晶已经消失[12]，晶粒间的黑色区域是否为裂纹需做扫描电镜确认。该部位碳化严重，应出现过局部超温，需要考虑转化催化剂中毒、转化催化剂积碳(导致催化剂积碳原因主要有水碳比失调、原料加氢精制不完全、转化出入口温度低)等原因。

图7 试样截面沿径向分成3个区域的金相组织(1 000×)

从图7b中可知，区域2中的奥氏体形貌已经成网状或链状，在靠近区域1侧组织中存在大量碳化物，部分碳化物已成块状。在靠近区域3侧网状的碳化物中形成了大量粗大的二次碳化物。

从图7c中可知，该区域组织为枝晶状奥氏体，碳化物已经开始破断，晶界碳化物变粗，在晶内存在大量的二次碳化物，碳化物弥散分布于奥氏体基体中。

3.3 成分分析结果[13-14]

对25Cr35NiNb-MA爆裂炉管进行全定量光谱分析，测试结果见表1。从表1可知，该炉管的化学成分符合有关技术协议的要求。

表1 爆裂炉管光谱分析结果(质量分数) %

4 炉管泄漏原因分析

制氢转化炉根据TeChnip公司工艺包进行基础设计及详细设计，设计负荷50%～110%。

由于系统氢气管网氢气富余，为减少氢气放火炬量，需要制氢装置在较低负荷下运行。前期装置负荷已降至45%运行，但仍然存在氢气过剩问题。从长期来看，大乙烯粗氢产量会增加，炼油厂还在做氢气回收项目。另外，随着氢气管网运行优化项目的实施，氢气过剩问题更加突出，8万m3/h制氢装置需突破设计下限继续降低负荷生产。于是在2013-03-25和2013-04-17，分别进行了40%和30%低负荷的运行测试。其结果为， 在此低负荷生产时，对转化炉产生最大危害的是物料分配不均和燃烧器分配不均导致的炉管局部超温，此温度的变化造成的炉管系膨胀是引发泄漏的直接原因。

5 炉管泄漏预防措施

5.1 正常生产负荷控制

为了保证制氢装置长周期运行，要尽量减少制氢装置负荷波动，并且在低温、中等负荷状态下运行。可以通过调整重整氢量确保装置平稳运行，在2015年大修时采取的措施如下。

(1)制氢装置负荷控制在50%以上及在设计负荷范围之内。

(2)日常外部原因致使氢气波动时进行平衡调节，具体措施见表2。

表2 日常外部原因致使氢气波动的调节措施

在重整装置外排瓦斯4 000～5 000 m3/h(标准状况)前提下，80万t/a催焦柴油加氢装置外排火炬开度超过30%，由制氢装置按每5 min降低负荷0.5%速度降低负荷。

(3)增加加氢联合低分气去氢气提纯装置(PSA)入口流程，在日常外部原因引起波动时能快速补入系统氢，并保证转化炉解吸气燃料稳定，对转化炉影响最小。

5.2 异常波动时装置负荷控制

氢气管网异常波动会造成苯乙烯尾气中断(5 000～7 000 m3/h(标准状况))、乙烯裂解炉联锁(6 000～7 000 m3/h(标准状况))，炼油老区氢气提纯单元(PSA)、乙烯PSA故障时，氢网氢气波动量5 600～13 000 m3/h(标准状况)，影响制氢负荷8%～15%。

当系统氢气管网出现异常下降情况，可按照下面原则进行调节。

(1)重整氢气全部改进炼油2万m3/h(标准状况)PSA。

(2)80万t/a催焦柴油加氢改循环，余出1万 m3/h(标准状况)氢气，维持新氢管网压力。若无法维持，300万t/a、200万t/a加氢装置进行降量操作。

(3)对制氢装置使用负荷控制器进行负荷调节，每5 min调节氢气负荷0.5%，约300 m3/h(标准状况)氢气，保证转化炉温度稳定。

5.3 转化炉温度控制[15]

(1)转化炉出口温度由停车前的840～860 ℃调整为780～820 ℃。由于转化炉温度降低造成的转化率降低，可以通过提高水碳比来补偿，保证转化炉出口残余甲烷体积分数不大于5.8%，具体水碳比数值根据实际操作情况确定。某车间制定的具体内控指标见表3。

表3 车间制定的具体转化炉温度内控指标

(2)转化炉上部炉膛温度测点有12个，分别是TI1154A～L，后期控制最高温度不超过1 200 ℃。此次故障炉管东边烧嘴，保持周围温度稍低，参照炉管表面温度调节。

(3)严格控制开停工升降温速度，转化炉出口升降温速度不大于30 ℃/h，按10 min升5 ℃匀速升温，降压中按0.1 MPa/min(设计自动泄压),升压速度按0.02 MPa/min进行。

(4)进转化炉解吸气体积流量周期性波动较大。由于转化炉为引进工艺，PSA系统为国内设计工艺，转化炉设计要求入炉解吸气体积流量波动幅度不大于2%，实际操作值基本超过15%。解吸气体积流量的波动造成解吸气烧嘴热量供应忽大忽小，影响转化炉炉管表面温度。后期车间联系华西所调整解吸气体积流量控制，将入炉解吸气体积流量波动降至10%以内。

6 结语

通过此次对转化炉爆裂炉管的处理、分析和预防措施的提出，车间制定了制氢装置负荷控制的方案。2015-05停工检修期间，对251根炉管进行100%的全面检验，对B+级的104根和之前爆裂的1根炉管进行更换，目前该转化炉运行近3 a，未出现泄漏现象。