陳向平，曾傳剛，李海建，吳禮學，張 雷

（中國石油青海油田格爾木煉油廠，青海 格爾木 816099）

1 設計、制造及運行簡況

1.1 管系設計結構和主要參數(shù)

（1）管系由Incoloy800H軋制豬尾管、Incoloy800H軋制熱壁集合管、ZGCr20Ni32Nb靜態(tài)鑄件同心異徑管、A335 P11卷制冷壁集合管內襯耐火澆注料組成，冷壁集合管按壓力容器制造[3]。

（2）整個管系統(tǒng)支撐有熱壁集合管的限位管卡、熱壁集合管的滾動支座、冷壁集合管的滑動支座和限位支座等組成。

（3）豬尾管為柔性結構，對出氣管系不產生附加約束應力。

主要設計參數(shù)見表1。

表1 設計參數(shù)

1.2 管系運行情況

自該出氣管系投用后，管系1#、5#同心異徑管焊縫分別出現(xiàn)裂紋，如圖1。

圖1 靜態(tài)鑄鋼ZGCr20Ni32Nb同心異徑管焊縫裂紋

在后期的管系檢修中，將該管系的8個同心異徑管材料由靜態(tài)鑄鋼材質由ZGCr20Ni32Nb更換為Incoloy800H鍛件（Ⅲ）[2]，但同心異徑管仍多次出現(xiàn)裂紋。

2 現(xiàn)場裂紋金相及失效分析

對集合管系同心異徑管取樣分析，送檢塊樣長度40mm，寬、高約10mm×10mm，一側為原始表面，帶有補焊焊縫，其余面均為切割面；切割金相試樣時發(fā)現(xiàn)存在裂紋；由于樣品不完整，無法判斷裂紋起始位置，裂紋垂直于補焊焊縫表面，多條、沿晶，見圖2。

圖2 同心異徑管裂紋樣塊橫斷面裂紋特征

2.1 金相組織

集合管系同心異徑管金相組織為奧氏體，基體上存在顆粒狀析出物，晶界存在鏈狀分布的、顆粒狀析出物和蠕變裂紋，晶粒粗大，并具有鑄造結晶特征；外側存在補焊焊縫，組織為奧氏體。

2.2 裂紋特征

送檢塊樣上存在多條裂紋，裂紋垂直于補焊焊縫表面、多條；裂紋擴展特征為沿晶界，裂紋內存在氧化物、產物呈灰色，在補焊焊縫的表面和焊縫熔合區(qū)也存在裂紋。見圖3。

圖3 集合管裂紋擴展特征

2.3 金相檢驗結果

（1）集合管金相組織表明，材料已發(fā)生劣化，產生蠕變，基體和晶界有較多的顆粒狀析出物，尤其晶界連續(xù)分布的鏈狀析出物和蠕變裂紋，導致材料塑性降低、脆性增加。

（2）材料發(fā)生劣化是高溫過熱引起的，蠕變是應力和長期高溫作用下的破壞結果。

2.4 斷口分析

宏觀特征：打開裂紋斷面粗糙，無塑性變形，無金屬光澤，晶粒特別粗大。

微觀形貌：微觀斷口呈現(xiàn)腐蝕產物和粗大的晶粒晶界，晶界上存在致密的氧化腐蝕產物。失效分析結論，是長期高溫應力條件下的蠕變破壞所致。

3 應力分析

經設計方對整個集合管系重新建模計算，在建模計算中，鑒于與熱壁集合管相連的豬尾管規(guī)格較小、沿熱壁集合管作對稱布置且為柔性非常好的空間立體管系，考慮其除重量外對熱壁及冷壁集合管系統(tǒng)的影響有限，為減少龐大的運算量，對建模作簡化處理，將各豬尾管的重量作為集中荷載附加到與熱壁集合管相連的相應的節(jié)點上，以考慮其對熱壁集合管影響[1]。

另外與冷壁和熱壁集合管相連接的連接管上，同心異徑管小端同熱壁管對焊時，考慮其存在兩端部壁厚差異、焊接偏差或其它因素，因此對焊連接點處，計入SIF=1.8（經過計算）的應力增大系數(shù)進行管系應力計算。

SC1～SC11為冷壁管上的底部支座，支座均暴露在室外環(huán)境中，其中SC3、SC6、SC10為支座底板螺栓連接的限位支座，其它冷壁管上的支座均為滑動支座。SC3、SC6支座底板螺栓孔與螺栓間留有約1～2mm的間隙，因此其支撐的管道在軸向和側向僅能位移1～2mm，但支座底板處上下受約束而不能位移，SC10限位支座僅約束上下位移。SH1～SH8為熱壁集合管各四通處底部的支座，支座均保溫在爐膛內且處于接近爐膛溫度狀態(tài)，支座的型式為管卡式限位支座，僅上下位移受限制，熱壁集合管上的其它支座為滾動支座。管系的計算參數(shù)及管系材質按上述1.1中所述內容，應力計算圖見圖4。

圖4 應力計算圖

通過計算，各管座支撐處的管中心位移值見表2。

表2 各管座支撐處的管中心位移

續(xù)表2

從表2可以看出，冷壁集合管兩支管上的管中心垂直向上熱位移在1.47mm左右，熱壁集合管四通處管中心垂直向上的熱位移為6.73mm，連接冷壁集合管和熱壁集合管的中間連接管兩端在垂直方向上的熱位移差為5.26mm，在水平面內垂直其軸線的熱位移差在2mm左右。

經過對冷、熱壁集合管系的應力計算，管系的一次應力均在允許范圍內，但在連接冷、熱壁集合管的中間連接管中，各同心異徑管的小端處的二次應力值均較大，有些已超過許用范圍，具體二次應力值已列表，見表3。同心異徑管的小端位置示意見圖5。

表3 異徑管小端處的二次應力值

從表3可以看出，各異徑管小端連接處，其中2120、3520節(jié)點的二次應力值已超標，已達到許用應力值的104.6%和104.7%，其他異徑管處的二次應力值也較大。

圖5 異徑管小端位置示意圖

從圖5可以看出，連接冷、熱壁集合管的中間連接管距離較短，且均由各管件連接，基本上無直管段，因此補償熱位移的柔性差、能力弱。因此，綜合上述的管系應力分析和計算，連接冷壁集合管和熱壁集合管的中間連接管兩端在垂直方向上的熱位移差約為5.3mm，在水平面內垂直其軸線的熱位移差在2mm左右，對于補償能力差的中間連接管而言，由于熱位移不協(xié)調的存在，引起該管段上最薄弱的同心異徑管連接處底部彎曲應力較大，是造成焊縫處開裂的因素之一。

4 解決方案

根據(jù)上述裂紋金相及失效分析和應力分析結果，按原設計管道自重和熱膨脹的應力分布情況，取消原冷壁集合管上的部分滑動支座，放開原限位支座在垂直方向的位移限制。在每個冷壁集合管支管下增設兩處彈簧支座，總管下增設兩處彈簧支座，以改善出氣管系在同心異徑管處的受力情況。

具體方案為：在兩個支集合管下部，在其東邊原滑動支座向西1500mm處各增設一個彈簧支座，架號分別為N4和N5，取消東邊原兩滑動支座，架號分別為SC4和SC5；在其西邊原滑動支座向西1500mm處各增設一個彈簧支座，架號分別為N3和N6，取消西邊原四個滑動支座，架號分別為SC1、SC2和SC7、SC8；兩個支集合管上原設置的限位支座SC3、SC6，放開垂直向上位移的約束；總集合管與支集合管接口中心線內側1500mm處各增設一個彈簧支座，架號分別為N1和N2，取消總集合管原兩滑動支座，架號分別為SC11、SC9；總集合管上原設置的限位支座SC10，放開垂直向上位移的約束。通過計算，各管座支撐處的管中心位移值見表4。

表4 各管座支撐處的管中心位移

表5 異徑管小端處的二次應力值

從表4可以看出，冷壁集合管兩支管上的管中心垂直向上的熱位移在6.893～7.604mm，熱壁集合管四通處管中心垂直向上的熱位移為6.731～7.546mm，連接冷壁集合管和熱壁集合管的中間連接管兩端在垂直方向上的熱位移基本上同步、熱位移值較接近，在水平面內垂直其軸線的熱位移差在2mm左右。

經過對冷、熱壁集合管系的應力計算，管系的一次和二次應力均在允許范圍內，在連接冷、熱壁集合管的中間連接管中，各同心異徑管的小端處的二次應力值已列表，見表5。

從表5中可以看出，各同心異徑管的小端處的二次應力值較以前有大幅度的改善，其中二次應力值較高的820、4820節(jié)點處也僅為許用應力值的51.9%，其它異徑管的小端處僅為許用應力值的3.6%～5.9%。

綜合上述的管系應力分析和計算，連接冷壁集合管和熱壁集合管的中間連接管兩端在水平面內垂直其軸線的熱位移差在2mm左右，在垂直方向上的熱位移基本上同步，比較協(xié)調；同心異徑管的小端處的二次應力值較以前大幅度的減小。因此，改造后的管系，運行狀況較前有很大的改善。

5 結束語

該管系經整改后已經連續(xù)運行3年未出現(xiàn)問題，該制氫爐出氣管系裂紋問題得到了徹底解決。