反应流出物空冷器短节断裂失效分析及预防.pdf

第44卷第2期
石油化工设备
Vol 44 No. 2
2015年3月
PETRO-CHEMICAL EQUIPMENT
Mar.2015
ーーーーw+
经验交流
文章编号:1000-7466(2015)02-0095-05
反应流出物空冷器短节断裂失效分析及预防
王忠,王朝平',奚丛勤2,孔祥力3
(1.中国石化上海高桥分公司,上海200137;2.中国石化上海石油化工股份公司,上海200540
3.中国石化上海工程有限公司,上海200120)
摘要:为分析蜡油加氨装置反应流出物空冷器A-601/D管箱出口短节在运行过程中发生整体断
裂失效的原因,对该短节进行了断ロ的材质和化学成分分析、金相分析以及能谱分析。结果显示,
短节断裂的失效因素主要是湿碗化氢应力腐蚀开裂所致。为应对湿硫化氢应力腐蚀开裂,提出了
对该短节的合理诜材建议及其制造要求
关键词:空冷器;管箱;断裂;失效分析;湿硫化氢应力腐蚀;预防
中图分类号:TQ051.501;TE965文献标志码:Bdoi:10.3969/j.issn.10007466.2015.02.021
Analysis on Failure and Prevention of Pup Joint's Fracture for
Reaction Effluent Air Cooler
WANG Zhong, WANG Chao-ping, XI Cong-qin?, KONG Xiang-iis
(1. Gaogiao Petro-chemical Company, SINOPEC, Shanghai 200137, China
2. Shanghai Petro-chemical Company, SINOPEC, Shanghai 200540, China
3. Shanghai Engineering Co Ltd. SINOPEC, Shanghai 200120, China
Abstract: The cracking failure of the air cooler channel outlet pup joint during operation in the
wax oil hydrogenation unit was investigated. After the analysis of the material, chemical compo
sition, metallographic and energy spectrum of the fractured joint, the failure cause of pup joints
was mainly wet hydrogen sulfide stress corrosion cracking. In order to cope with the wet hydro-
gen sulfide stress corrosion cracking, the reasonable advice on material selection and manufacture
requirements were proposed.
Key words: air cooler; channel cracking; failure analysis; wet hydrogen sulfide stress corro-
sion prevention
某石化公司蜡油加氢装置的反应流出物空冷器蚀开裂所致。据此提出了对该短节的合理选材建议
(以下简称空冷器)A-601/D在2005年投入使用,及其制造要求。
2013-05该空冷器管箱的出口短节焊缝处发生整体
断裂失效?。笔者分析了该管箱出口短节断口的材
设备简介
质、化学成分、金相组织等,结合介质环境综合分析,
蜡油加氢裝置反应流出物空冷器A-601/D出
认为短节断裂失效主要是湿硫化氢环境下的应力腐口处的操作温度约为80C,操作压力为8.0MPa
收稿日期:2014-11-13
作者简介:王忠(1973-),男,上海人,工程师,学士,现从事炼化设备技术管理工作
96
石油化工设备
2015年第44卷
工艺介质为氢气十湿硫化氢。
35000mg/m'。
该空冷器短节和法兰的材质为1Cr5Mo,短节
规格(直径×壁厚)为の114mm×10mm。出口短
节焊缝断裂情况见图1。
根据2013-01~2013-06工艺介质中H2S质量
浓度的数据记录(表1),硫化氢的质量浓度最高达
图1断裂短节断口
表12013-01~2013-06介质中H12S质量浓度数据节选
mg / m
日期
01-30
02-01
02-06
02-27
03-06
03-13
03-20
04-17
04-27
05-15
05-2206-12
H2S质量浓度20000230018000300035000240002500
300
16001000
800
1000
2短节断口检查
有一半厚度有瞬时撕裂的痕迹,说明裂纹从内壁起
裂大约一半厚度时,剩余截面不足以承担内压造成
2.1断口宏观形貌
了短节的瞬时过载断裂。
空冷器管箱出口短节断裂的断口见图1。从宏2.2焊接接头和母材化学成分分析
观形貌看,断口沿着焊缝断裂,并没有塑性变形和颈
空冷器管箱的出口短节断口两侧的母材(1=试
缩,属于脆性开裂。裂纹起源于内壁,从内壁向外壁样、2-试样)及焊缝(3-试样)化学成分分析结果见
有放射纹,裂纹基本上沿着焊缝中心线扩展,少部分表2。由表2可见,断裂母材和焊缝的化学成分基
在热影响区扩展。断口上锈蚀严重,清理后局部区本一致且符合GB9948-2006《石油裂化用无缝钢
域露出基体,可以看到局部有二次裂纹。外壁大约管》中1Cr5Mo材料的化学成分要求。
表2断裂短节断口两側母材和焊缝的化学成分(质量分数)
%
元素
试样
C
An
P
文献[2
0.15
≤0.50
≤0.60
≤0.03
≤0.02
≤0.60
0.45~0.60
1=试样
0.39
0,026
0.007
0.03
2=试样
0.10
0.24
0.73
0.016
0.012
4.85
0,04
0.51
3=试样
0.14
0.31
0,26
0.030
0.006
1.24
0.23
0.51
2.3断口硬度
空冷器管箱出口短节断口附近的维氏硬度测试
292.60HV?263.85HV
焊缝冾线
结果见图2。由图2可以发现,处于断口焊缝区的
248.25HV
维氏硬度普遍偏高,说明焊后热处理不充分。
286.99HV
2.4断口能谱分析
对空冷器管箱出口短节断口内壁处的3个点
294.19HV
进行能谱测试,测试结果见表3。表3中的Cu和
Zn是采用铜刷刷洗断口