合成氨装置一段炉混合气盘管爆管原因分析及处理

陈凤壮

（中海石油化学股份有限公司，海南 东方 572600）

中海石油化学股份有限公司海南基地（简称海南基地）化肥一部30万t/a合成氨装置，采用AMVICI工艺，设有一段炉及二段炉负责天然气、蒸汽转化反应，其中主要反应在一段炉内进行。一段炉为托普索侧烧炉，高度35.6m，由上至下分为对流段和辐射段两段。一段炉主要工艺设计参数：出口残余甲烷物质的量分数为17.51%，工艺气出口温度749℃，辐射段出口烟气温度924℃，对流段出口烟气温度158℃。

辐射段分为南北两个炉膛，共108根转化炉管，216个烧嘴呈5排分布，采用燃料气和回收废气两股气源混合燃烧，火焰喷向炉墙，向炉管辐射传热。南北两个炉膛共用一个对流段，主要回收辐射段烟气热量。根据介质及工艺设计要求，对流段设有六组盘管，自下而上分别为天然气与蒸汽混合预热盘管（简称混合气盘管）、蒸汽预热盘管、工艺空气预热盘管、原料天然气预热盘管、锅炉给水预热盘管及燃料天然气预热盘管。

如图1所示，混合气盘管共分为上下两组：上组盘管有8排，其中上3排为翅片管，下5排为光管；下组盘管有6排均为光管。每排盘管有9根，自北向南分别命为1#至9#。混合气由上组盘管上集气管进入，与烟气逆流接触换热至500℃后，由下集气管进入预转化炉，反应后温度降低至450℃，再由下组盘管下集气管进入，与烟气顺流换热至580℃后，再上集气管经分布管、上猪尾管进入转化炉管进行转化反应。

2016年12月与2017年2月，混合气盘管下管组9#管曾两次出现爆管，均由工艺人员巡检发现，并采取了紧急停车处理，避免事故扩大。

图1 混合气盘管布置示意图

1 改造历史

1.1 改造原因

2009年底装置大修中对转化炉对流段混合气盘管进行针对性检查，发现该组盘管外表面高温氧化严重，金相检查发现材料组织由原来的片层状变为渗碳颗粒状，呈现恶化趋势（图2）。

图2 2009年混合气盘管金相检查图

委托专业公司对混合气盘管的进行强度核算，结果显示除下管组第1排盘管 （编号自下而上）强度符合10×104h寿命要求外，其他13排盘管均不能满足10×104h使用寿命。由于1996年投产以来混合气介质出口温度大多在600℃以上，所以这13组盘管已经接近使用寿命，计算结果见表1。

表1 混合气盘管强度核算结果

1.2 改造情况

从金相检测及强度核算结果来看，混合气盘管存在泄漏隐患，为保障装置安全，海南基地决定全部更换一段炉混合气盘管及相关弯头、集气管、分布管。更换主要有以下四个方案：

方案一：保持原设计盘管规格、材料不变。该方案严格按照原设计参数，但由于国外设计严苛，每排管的材质和壁厚均不相同，给备料、施工、焊接带来了很大麻烦，核算结果也显示原设计盘管的寿命不能满足10×104h要求；

方案二：盘管壁厚统一，材质升级。下管组的6排盘管统一升级材质为B107NO.8810，盘管规格为141.3mm×9.2mm，上管组8排盘管统一升级材质为SA271TP321H，盘管规格为 141.3mm×7.6mm，此方案的优点是结构可靠，备料方便。

方案三：壁厚不变，材质升级。下管组2～6排盘管材质由A271TP321H升级为与第1排盘管一样的材质B407NO.8810，上组盘管8排全部由A213T22升级为A271TP321H，此方案能保持管内流体力学特性。

方案四：壁厚不变，仅上管组材质由SA213TP22升级为A271TP321H，此方案并不能满足10×104h使用寿命要求。

通过对比和综合考虑，最终选择了方案三进行设计，并在2012年3月及2016年3月大修中进行升级改造。2012年3月全部更换了混合气盘管（含弯头）共计14排，并更换上管组上、下集气管及下管组下集气管，改造后所有盘管运行均没有出现泄漏。2016年3月更换了混合气盘管下管组上集气管、分布管和交叉管线。

表2 2012年混合气盘管升级改造前后对比

2 爆管现象出现

第一次爆管：2016年12月20日10:00工艺人员巡检发现一段炉对流段混合气盘管处有异常响声，经仔细查找确认为对流段混合气原盘管出口集气管偏南部位泄漏，系统停车检修，停工时间5天。拆除盘管保温后发现是9#管与下管组上集气管的焊缝靠母材一端开裂泄漏，裂纹长度约140mm，见图3。

图3 2016年12月下管组第6排9#盘管与上集气管焊缝泄漏

第二次爆管：2017年2月12日07:15时工艺人员巡检时发现一段炉混合气盘管出口集气管处有异常声音，用测爆仪检测可燃气体超标报警，最终确认混合气盘管9#管再次泄漏，系统紧急停车检修，停工时间6.6天。

图4 2017年2月下管组第6排9#盘管与上集气管焊缝泄漏

3 爆管原因分析

3.1 第一次爆管分析

从外观上看，该裂纹位于焊缝的热影响区靠近管侧约2mm处，裂纹部位母材材质为B470 NO.8810，规格为141.3mm×6.8mm，管座材质为高温不锈钢A182F321H，焊缝熔敷金属采用ER NiCr-3焊丝，有关材质成分见表3。

表3 9#盘管材质成分表

2016年12月21日安排光谱复查，结果表明盘管材质与800H相符，集合管材质与321H相符，焊缝材质与ERNiCr-3相符，故判断泄漏点处的9#管材质没有问题，焊接选材正确，排除了材质误用的可能性。

委托专业检测机构对盘管对于9#管（裂纹管）和5#管（对比管）做了母材和焊缝做了硬度和金相检测。硬度检测均达到要求，金相检测显示9#管焊缝、融合线、母材为奥氏体加少量碳化物，未发现母材组织异常现象。此外对2016盘管与集合管连接处的全部9道焊缝做了100%PT和100%伽马源RT，均为发现异常。

经过施工过程调查和现场勘查，发现发生裂纹的9#管存在较大应力。应力产生的可能原因是：(1)2016年3月9#管焊接组队过程中存在错口，使用葫芦组队；(2)9#管与管箱支撑板间隙较小，导致盘管受热（＞580℃）后自由膨胀受限，应力释放不足（图5）；(3)该盘管存在5次焊接现象，主要是2012年更换盘管时焊接一次，2016年更换集合管时焊接及焊接过程中出现因组对错边、气孔超标原因导致的返工而产生的焊接。

当时由于没有备件，加上春节将至等客观因素，经过打磨、补焊、检测合格后迅速恢复开车。焊接施工过程中多次焊接，组队后存在较大应力，为第二次爆管埋下隐患。

图5 第一次爆管前后9#管与管箱支撑板间隙及处理

3.2 第二次爆管分析

第二次爆管时库存备件已到，按原材质规格更换了一段长度为320mm的盘管，同时切割下管段委托中国特检院做失效分析。分析主要从宏观检查、操作与设计、材料与供货、焊接与安装四个方面进行。

3.2.1 宏观检查

通过宏观观察发现裂纹位于焊接接头区域盘管一侧的热影响区，与熔合线基本平行，无明显分支。裂纹处仍可明显看出上次开裂泄漏处理时留下的补焊焊缝，管段外壁及内表面均无明显的局部腐蚀或减薄，亦无明显的机械划伤等痕迹。

3.2.2 操作与设计原因

1）操作原因排查。检查爆管前一段炉运行工艺数据：系统负荷95%，混合气盘管入口温度＜560℃，入口压力3.88～3.915MPaG，出口温度734～740℃，主要参数均正常范围内，排除了当时超温超压超负荷运行的可能。

2）设计原因排查。材料化学成分分析显示母材化学成分基本与质量证明书相一致，基本满足相关标准对该材料化学成分要求。采用超声波测厚仪测定盘管的壁厚，对应原始设计壁厚无明显的减薄，排除选材和规格方面的原因。

3.2.3 材料与供货原因

1）电镜观察和能谱分析。电镜观察发现断口表面呈现为典型的“冰糖块”状花样，这是典型的沿晶开裂特征。对断口表面产物进行能谱分析，可见产物中富含Cr和Ni元素，为材料本身所含的元素。

2）材料力学性能分析。常温下盘管材料的延伸率略低于标准的要求，这可能是材料在使用的过程中发生了脆化，会导致强度升高而塑性降低，但根据冲击试验的结果证明母材仍有较好的冲击韧性。材料加热至正常操作温度（580℃）后，盘管材料的强度升高而塑性降低。

3）硬度测试。硬度值测试结果，根据经验公式转换后与常温抗拉强度值基本一致，由于相关标准中均无对硬度值的要求，故无法进行结果比对。

3.2.4 焊接与安装原因

1）金相分析。母材分析基体组织为奥氏体，晶粒度约为5级，符合相关标准要求，排除母材问题。焊缝处分别选取了A点（9点钟方向）和B点（11点钟方向）做分析，见图6（左图为取样示意图，右图为A点放大图）。

图6 焊缝取样与局部放大示意图

图7 裂纹局部金相组织A点（左）和B点（右）

A点金相组织如图7（左）所示：紧靠补焊焊接接头，可以看出A-Ⅰ裂纹从内表面紧靠焊缝的热影响区开始起裂，沿穿透壁厚的方向一直向外表面扩展，进入焊缝一小段距离后停止，该裂纹平直，分支极少，在部分位置可以看到沿晶开裂特征，沿晶特征非常明显；A-Ⅱ裂纹从外表面靠近补焊焊缝的热影响区开始起裂，然后沿着补焊焊缝的热影响区沿晶扩展，分支也极少，最终与前一条裂纹连接在一起。两条裂纹串接起来，就贯穿了盘管壁厚。

B点金相组织如图7（右）所示：B-Ⅰ号裂纹，从盘管内侧起裂，扩展到补焊焊缝受阻后，方向发生改变，紧沿着熔合线的盘管母材一侧向前扩展，但未穿透壁厚；B-Ⅱ号裂纹，外宽内窄，从外表面起裂并向内表面扩展，已穿透壁厚。

2）应力分析。根据设计和实测数据，建立应力分析模型，可见位移偏移量与应力对盘管使用寿命影响巨大。随着位移偏移量增加，炉管在高温下的持久寿命迅速下降，见图8。

图8 位移偏移量与应力对寿命的影响

2017年2月管段截取的过程中，发现离焊接接头300mm处的盘管切口位置 “错口”偏移量达约3mm，见图9。这将在焊接接头处引起较大的弯曲应力，虽然实际由于集合管和盘管之间的变形协调作用，其应力值会比理论计算值要低，但图8显示，即使 “错口”偏移量为1.0mm时，按正常操作温度580℃下炉管剩余寿命已仅约为2136h，影响仍非常显著。

图9 9#盘管割管时产生的错边

4 分析结论与处理措施

4.1 分析结论

一段转化炉混合气盘管焊缝失效机理为蠕变—应力开裂。裂纹呈现典型的沿晶特征，存在两种“起裂—扩展”形式，分别是焊接接头内表面热影响区处起裂并向外壁扩展的裂纹，即A-Ⅰ和B-Ⅰ号裂纹，以及从焊接接头外表面热影响区及邻近部位起裂并向内壁扩展的裂纹，即A-Ⅱ和B-Ⅱ号裂纹。

这两种裂纹均与局部高应力状态有关。多次焊接（包括补焊）的残余应力，局部拘束状态产生的结构应力，以及内压载荷引起的应力都有影响，使焊接接头在高温下出现快速的蠕变—应力开裂，最终造成9#盘管泄漏。

4.2 处理措施

避免强行组队，采用“自然偏折角”方式修复。2017年2月在割口处理后，更换的一截新盘管已按照自然偏折角度的方法来修复，虽然仍会在热胀冷缩的过程中因变形协调产生局部应力，但其值会比强力组对小很多。该方法修复后9#盘管已经在管箱支撑板的预留开孔中自行“对中”，使得结构应力大幅下降，可显著提高焊接接头处的使用寿命。使用至2017年7月底计划停车后，对焊接接头部位进行的射线检测和表面渗透检测再未发现任何裂纹。

5 结束语

中海化学海南基地化肥一部通过两次升级改造基本消除了混合气盘管的潜在缺陷，但由于对组队焊接工艺和应力影响认识不足，导致出现第一次爆管。在没有备件和时间紧促的情况下恢复系统生产，虽有所意识并采取了一些积极的处理措施，但未彻底弄清楚导致混合气盘管开裂的原因，运行49天后再次发生爆管。在找到原因并采取了更为有效的处理措施后，第二次处理后9#盘管累计运行超过9个月，状态良好。

实际上，任何环节、任何细微的因素都有可能影响组对和焊接质量，因此工艺操作、设计、材料供货、制造、安装、焊接工艺等每一步都非常关键。鉴于此，我们对于高温高压，设计有10万小时寿命的设备，将定期进行射线、金相、无损等检测，发现问题后及时安排更换处理。本文分析混合气盘管两次开裂原因，并将改造和处理经验进行分享，希望能对后来者提供借鉴意义。