原因分析及對策的案例
工藝冷凝液管線泄漏原因分析及對策
因此，冷凝液管線開裂泄漏的原因可以總結為，在Cl-和應力的作用下，腐蝕坑內萌生裂紋，裂紋擴展引起氯化物應力腐蝕開裂。
結 語
泄漏管段內壁附著物下產生的酸性環境是導致管壁發生點腐蝕的根本原因。在Cl-和應力的作用下，腐蝕坑內萌生裂紋，裂紋擴展引起氯化物應力腐蝕開裂是管線開裂的主要原因。針對泄漏管線失效原因，可通過定期除垢、適當增加管內介質流速等方法終止和延緩管壁污垢下腐蝕進程；
可通過控制介質中Cl-含量，降低應力腐蝕開裂傾向；可在必要時對管線材質進行升級，選擇如S2205、S2207等抗硫、抗氯性能更好的管材。
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展開 級進模具中，沖壓不良現象產生原因及對策分析
級進模具沖壓10種常見問題及解決對策
在級進模的沖壓生產中，針對沖壓不良現象必須做到具體分析，采取行之有效的處理對策，從根本上解決所發生之問題，如此才能降低生產成本，達到生產順暢。以下就生產中常見的沖壓不良現象其產生的原因及處理對策分析如下，供模具維修人員參考。
1.沖件毛邊
原因：A、刀口磨損; B、間隙過大研修刀口后效果不明顯;C、刀口崩角; D、間隙不合理上下偏移或松動; E、上下錯位。
對策：A、研修刀口;B、控制凸凹模加工精度或修改設計間隙;C、研修刀口;D、調整沖裁間隙確認模板穴孔磨損或成型件加工精度等問題;E、更換導向件或重新組模。
2.跳屑壓傷
原因：A、間隙偏大; B、送料不當;C、沖壓油滴太快，油粘;D、模具未退磁;E、凸模磨損，屑料壓附于凸模上;F、凸模太短，插入凹模長度不足;G、材質較硬，沖切形狀簡單;H、應急措施。
對策：A、控制凸凹模加工精度或修改設計間隙;B、送至適當位置時修剪料帶并及時清理模具;C、控制沖壓油滴油量，或更換油種降低粘度;D 模具、研修后必須退磁(沖鐵料更須注意);E、研修凸模刀口; F、調整凸模刃入凹模長度;G、更換材料，修改設計。凸模刃入端面裝頂出或修出斜面或弧性(注意方向)。減少凸模刃部端面與屑料之貼合面積;H、減小凹模刃口的鋒利度，減小凹模刃口的研修量，增加凹模直刃部表面的粗糙度(被覆)，采用吸塵器吸廢料。降低沖速，減緩跳屑。
3.屑料阻塞
原因：A、漏料孔偏小;B、漏料孔偏大，屑料翻滾;C、刀口磨損，毛邊較大;D、沖壓油滴太快，油粘;E、凹模直刃部表面粗糙，粉屑燒結附著于刃部;F、材質較軟;G、應急措施。
展開 焦爐爐門冒煙的原因分析及對策
摘 要：本文主要闡述了爐門冒煙的危害，對影響爐門冒煙的各種原因進行了詳細的分析，針對各影響因素提出相應的對策。
關鍵詞：爐門 爐框 煤氣 刀邊
宣鋼公司焦化廠兩座JN43-804型焦爐， 分別投產于2003年12月19日和2004年3月19日。采用自封式刀邊爐門，自封式彈簧刀邊由不銹鋼壓制焊接而成，靠壓板和螺栓壓緊“L” 型腹板固定在爐門外殼整個周邊，腹板厚度1.5mm，刀邊寬度80mm，厚度8mm，與爐門框密封邊為3mm，就焊接在“L”型腹板四周，刀邊的支架周長上，安有調節彈簧，用來調節刀邊使其與爐門框密封嚴密。
一、爐門冒煙的危害
爐門泄漏是焦爐的主要污染源之一，另外，爐門不嚴密炭化室在正壓狀態會造成炭化室內的荒煤氣外逸，影響焦爐煤氣和化學產品的回收，同時，荒煤氣外逸會惡化操作環境，燒壞護爐鐵件，導致焦爐爐體易于損壞，縮短爐體使用壽命。在結焦末期因集氣管壓力波動等原因，空氣會漏入炭化室使爐墻磚縫的石墨遭到嚴重的破壞，引起爐墻互相竄漏，同時燒掉部分焦炭，增加焦炭中灰分、降低焦炭質量和產量。因此，爐門的嚴密與否對防止冒煙、冒火和爐門框、爐柱的變形、失效有密切關系。
二、爐門冒煙的原因
在日常煉焦生產中，導致爐門冒煙的原因主要有爐門刀邊變形或損壞，爐框變形，爐門爐框清掃不到位，爐門對位不準確或對門時夾焦，爐門壓緊設備損壞等。
1.爐門存在的問題
采用自封式彈簧刀邊爐門，刀邊對爐框的頂緊力是由彈簧產生的，邊既可來補償爐門本體與爐門框之間的變形差，在實際生產中，由于彈簧工作環境差、工作溫度高、負荷大、可壓縮行程短，彈簧壓縮量受到限制，起不到應有的回彈作用，使刀邊對爐框的壓緊力不夠，爐門本體的變形不可能與爐門框的變形完全吻合，造成密封不好而泄漏煤氣。
由于原爐門腹板厚度為1.5mm，腹板薄，韌性和強度差，腹板四角的對接處為焊接而成。
展開 
乙烯裂解氣壓縮機停機原因分析及改進對策
原因分析
根據檢查、測試等情況分析事件原因，如下：
1）T&T閥全開到位信號消失分析。從事件記錄信息分析，T&T閥全開到位信號消失后0.2s收到全關到位信號，因此說明閥門實際關閉，開到位信號消失實際為T&T閥關閉造成的。
2）跳車電磁閥失電原因分析。因機柜內PSU104穩壓電源模塊短路造成了上級CB212及上一級2ACB6跳閘，造成同級供電電源給跳車電磁閥的B組電源失電?；谠O計規范，穩壓電源模塊配電回路與上級電源回路開關容量配置不合理。
3）T&T閥關閉分析。B組跳車電磁閥XY106B和XY107B打開瞬間造成PG108B就地壓力表引壓管部分出現充壓過程，使得T&T閥控制油壓瞬間降低，導致T&T閥關閉。
4）T&T閥關閉后控制油總管壓力觸發聯鎖信號分析。因B組跳車電磁閥動作打開，因變送器阻尼未能及時收集到壓降，而通過測試可知，電磁閥打開對中間短管充壓過程最大壓降達到0.328MPa，查事件記錄T&T閥關閥時間為0.2s，因此關閥后將出現0.283MPa壓力降，因而在該過程中控制油總管壓力降約為0.611MPa，基本接近聯鎖值。因此，出現控制油總管壓力低低聯鎖觸發。
改進措施
對于裂解氣壓縮機跳車電磁閥失電、油壓波動等情況，改進措施如下：
1）對故障的電源模塊進行更換。
2）對現有壓力表PG108B和PG109B，盡最大可能縮短引壓管長度。同時，與機組制造商溝通，評估同一油路上的2臺電磁閥中間就地壓力表引壓管測量方式的影響并確認改為法蘭式測量的可行性。
3）改進跳車電磁閥供電電源，由電源柜直接供電，不與機柜內其他現場儀表共用電源。
展開 溢料（飛邊）缺陷原因分析及改善對策
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粗苯產品收率低原因分析及對策
3 粗苯收率低原因分析
通過對2012年、2013年粗苯生產系統各主要工藝指標分析，發現洗苯塔后煤氣含苯指標、貧油含苯指標及循環洗油300℃前餾程指標發生較大偏離，其中塔后含苯指標由2012年的1.175 g/Nm3 升高到2013年的1.967g/Nm3；300℃前循環洗油餾程也有2012年的90.5%下降到2013年的88.6%，針對以上主要工藝指標發生的變化，做進一步的分析發現：
3.1 設備老化
終冷水涼水架因使用日久，內部老化嚴重，頂部布水木格脫落，分布水不均，導致終冷水冷卻效果不好，從而使終冷后煤氣溫度升高。暑季6—8月份終冷后煤氣溫度平均高達34~35℃（標準≤33℃），長時間超過36~40℃，導致洗油吸收溫度提高，苯吸收效果不好，導致塔后煤氣含苯高（最高3.3~3.8g/m3）。
3.2 循環洗油再生質量不好
2013年4月份再生器液面計浮漂壞，使再生器的生產操作沒有直觀的液位指標顯示，因再生器液面計必須要在粗苯系統全新停車時更換，在加強操作確保生產平穩的基礎上，原定于2013年9粗苯系統設備年度停產檢修時更換。但在2013年5月份，因無直觀液位顯示，且操作人員操作失誤，再生器發生結疤一次，之后再生器中部溫度控制較低（155~160℃），進入再生器洗油流量控制不均，導致再生器液位偏高，超過器頂部捕霧層，再生聚合重質組分在蒸汽蒸吹的作用下，返混到脫苯塔，進入洗油循環系統，造成洗油質量差，300℃前餾出量低，餾程79%—84%（標準≥90%），造成洗苯塔洗苯效果差，導致塔后煤氣含苯指標偏高，粗苯隨煤氣流失
3.3 結焦時間與粗苯產量關系
經查《煉焦化學產品回升與加工》得知：結焦時間與粗苯產量相關。
展開 干貨分享丨波峰焊常見焊接缺陷原因分析及預防對策
原因：
a)PCB預熱和焊接溫度過高，使焊料的黏度過低；
b)插裝孔的孔徑過大，焊料從孔中流出；
c) 插裝元件細引線大焊盤，焊料被拉到焊盤上，使焊點干癟；
d) 金屬化孔質量差或阻焊劑流入孔中；
e) PCB爬坡角度偏小，不利于焊劑排氣。
對策：
a) 預熱溫度90-130℃，元件較多時取上限，錫波溫度250+/-5℃，焊接時間3～5S。
b) 插裝孔的孔徑比引腳直徑大0.15～0.4mm，細引線取下限，粗引線取上線。
c) 焊盤尺寸與引腳直徑應匹配，要有利于形成彎月面；
d）反映給PCB加工廠，提高加工質量；
e) PCB的爬坡角度為3～7℃。
B、焊料過多：
元件焊端和引腳有過多的焊料包圍，潤濕角大于90°。
原因：
a)焊接溫度過低或傳送帶速度過快，使熔融焊料的黏度過大；
b) PCB預熱溫度過低，焊接時元件與PCB吸熱，使實際焊接溫度降低；
c) 助焊劑的活性差或比重過?。?d) 焊盤、插裝孔或引腳可焊性差，不能充分浸潤，產生的氣泡裹在焊點中；
e) 焊料中錫的比例減少，或焊料中雜質Cu的成份高，使焊料黏度增加、流動性變差。
f) 焊料殘渣太多。
對策：
a) 錫波溫度250+/-5℃，焊接時間3～5S。
b) 根據PCB尺寸、板層、元件多少、有無貼裝元件等設置預熱溫度，PCB底面溫度在90-130。
c) 更換焊劑或調整適當的比例；
d) 提高PCB板的加工質量，元器件先到先用，不要存放在潮濕的環境中；
e) 錫的比例<61.4%時，可適量添加一些純錫，雜質過高時應更換焊料；
f) 每天結束工作時應清理殘渣。
展開 石油化工物料產品管道內腐蝕原因分析及解決對策
影響酸性氣體腐蝕的因素除了兩者的分壓比之外，還有原油含水率、溫度、流速、Cl-、SRB等因素，腐蝕形態是多種因素共同作用的結果，通過對某區塊采出水成分和氣體組分分析，驗證腐蝕過程和腐蝕機理，針對腐蝕現象，提出相應的防護和修復措施。
腐蝕原因分析
該區塊采用一級半布站方式，采出液從井口輸送到集油閥組，再混輸到聯合站進行分離處理，集輸方式為末端環狀摻水，管材為20號無縫鋼管，無內涂層，管徑DN50~200mm，外防腐采用高固體分環氧涂料（干膜厚度≥300μm）+聚丙烯膠帶配套底漆（濕膜厚度10~30μm）+增強纖維聚丙烯防腐膠帶防護（厚1.1mm，搭接寬度50%~55%）。
取該區塊的采出液，分別對采出水成分和氣體組分進行分析，具體見表1、表2。
該區塊綜合含水超過70%，屬于高含水期，采出水礦化度10000~45000mg/L，導電性較強，其中Cl-含量10000~20000mg/L，約占礦化度總量的50%，Cl-作為腐蝕過程中的催化劑，可以穿過腐蝕產物膜滲透到基材中，形成局部點蝕坑，點蝕坑與附近的腐蝕溶液形成腐蝕微電池環境，加速腐蝕。見圖1。
展開 石油化工物料產品管道內腐蝕原因分析及解決對策
影響酸性氣體腐蝕的因素除了兩者的分壓比之外，還有原油含水率、溫度、流速、Cl-、SRB等因素，腐蝕形態是多種因素共同作用的結果，通過對某區塊采出水成分和氣體組分分析，驗證腐蝕過程和腐蝕機理，針對腐蝕現象，提出相應的防護和修復措施。
腐蝕原因分析
該區塊采用一級半布站方式，采出液從井口輸送到集油閥組，再混輸到聯合站進行分離處理，集輸方式為末端環狀摻水，管材為20號無縫鋼管，無內涂層，管徑DN50~200mm，外防腐采用高固體分環氧涂料（干膜厚度≥300μm）+聚丙烯膠帶配套底漆（濕膜厚度10~30μm）+增強纖維聚丙烯防腐膠帶防護（厚1.1mm，搭接寬度50%~55%）。
取該區塊的采出液，分別對采出水成分和氣體組分進行分析，具體見表1、表2。
該區塊綜合含水超過70%，屬于高含水期，采出水礦化度10000~45000mg/L，導電性較強，其中Cl-含量10000~20000mg/L，約占礦化度總量的50%，Cl-作為腐蝕過程中的催化劑，可以穿過腐蝕產物膜滲透到基材中，形成局部點蝕坑，點蝕坑與附近的腐蝕溶液形成腐蝕微電池環境，加速腐蝕。見圖1。
展開 五金模具折彎尺寸不良原因分析及修理對策
其實有時候引起折彎尺寸不穩定的原因還可能是其它因素所致,比如當模具上有廢料時,可能導致模具打不死,或者其它的不良,從而造成折彎外偏,所以很多時候我們在進行模具修理時,首先要排除一些外在的因素.
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加氫裝置高壓換熱器開裂原因分析及預防和解決對策
5
換熱管的電鏡分析
在斷口上切取樣品，采用掃描電鏡進行觀察（見圖6）。
微觀斷口可觀察到大量的河流狀花樣、魚骨狀花樣以及撕裂棱，且有可見的二次裂紋，這是管子中殘余應力導致的。
原因分析
（1）由于加工原料變化較大，而未對結鹽溫度進行核算，導致高壓換熱器E106A出現結鹽加重現象。通過采取E106A前臨時注水的方式對銨鹽進行沖洗，但因注水系統流量的限制，使得注水量不足，導致NH4Cl不能全部被沖洗掉。殘留的NH4Cl吸收水分形成水溶液，并水解形成酸性Cl-腐蝕環境，其pH越低，奧氏體不銹鋼對Cl-應力腐蝕敏感性越強。
（2）奧氏體不銹鋼材質換熱管的U形彎處，存在較大殘余應力，管束內彎與反應產物接觸的管子內壁為拉應力集中區域，且管內外壓力差比較大，為14.51MPa。殘余應力和外加載荷是誘導應力腐蝕開裂的力學條件。同時在酸性環境和Cl-腐蝕的共同作用下，管子逐漸產生腐蝕裂紋源并擴展，導致強度減弱。在管內外壓差作用下，造成奧氏體不銹鋼0Cr18Ni10Ti換熱器Cl-應力腐蝕開裂并最終導致爆管。
建議措施
1
加強原料控制
（1）建立加氫裂化裝置原料油總Cl分析平臺，包括分析設備和方法。加強原料總Cl分析監測，健全高低壓分離器脫除水分析項目，加強對重整氫的HCl含量分析。
（2）根據原料中Cl、N含量的分析數據，對原料進行適當摻煉，確保Cl、N含量不超出裝置設防值。
（3）提升連續重整裝置重整氫脫Cl效果，可有效降低包括加氫裂化在內的所有使用重整氫裝置的Cl腐蝕和結鹽風險。
2
優化工藝控制措施
（1）對運行狀況進行監測，及時調整注水。發現壓降較大時，及進在E106A前進行注水，對析出的氯化銨鹽進行沖洗，緩解NH4Cl對管束的堵塞和腐蝕。
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展開 加氫裝置高壓換熱器開裂原因分析及預防和解決對策
5
換熱管的電鏡分析
在斷口上切取樣品，采用掃描電鏡進行觀察（見圖6）。
微觀斷口可觀察到大量的河流狀花樣、魚骨狀花樣以及撕裂棱，且有可見的二次裂紋，這是管子中殘余應力導致的。
原因分析
（1）由于加工原料變化較大，而未對結鹽溫度進行核算，導致高壓換熱器E106A出現結鹽加重現象。通過采取E106A前臨時注水的方式對銨鹽進行沖洗，但因注水系統流量的限制，使得注水量不足，導致NH4Cl不能全部被沖洗掉。殘留的NH4Cl吸收水分形成水溶液，并水解形成酸性Cl-腐蝕環境，其pH越低，奧氏體不銹鋼對Cl-應力腐蝕敏感性越強。
（2）奧氏體不銹鋼材質換熱管的U形彎處，存在較大殘余應力，管束內彎與反應產物接觸的管子內壁為拉應力集中區域，且管內外壓力差比較大，為14.51MPa。殘余應力和外加載荷是誘導應力腐蝕開裂的力學條件。同時在酸性環境和Cl-腐蝕的共同作用下，管子逐漸產生腐蝕裂紋源并擴展，導致強度減弱。在管內外壓差作用下，造成奧氏體不銹鋼0Cr18Ni10Ti換熱器Cl-應力腐蝕開裂并最終導致爆管。
建議措施
1
加強原料控制
（1）建立加氫裂化裝置原料油總Cl分析平臺，包括分析設備和方法。加強原料總Cl分析監測，健全高低壓分離器脫除水分析項目，加強對重整氫的HCl含量分析。
（2）根據原料中Cl、N含量的分析數據，對原料進行適當摻煉，確保Cl、N含量不超出裝置設防值。
（3）提升連續重整裝置重整氫脫Cl效果，可有效降低包括加氫裂化在內的所有使用重整氫裝置的Cl腐蝕和結鹽風險。
展開 表面處理技術分享（第十五講：真空鍍鋁高溫高濕泛白的原因分析與整改對策）
一、高溫高濕泛白的3大核心成因
PC真空鍍鋁后在高溫高濕環境下泛白，并非單一因素導致，而是“鋁層特性+界面結構+環境侵蝕”三者共同作用的結果，其中這3點是關鍵：
1、鋁層氧化加速
鋁是典型的高活性金屬，即便在真空環境下完成鍍覆，表面也會快速形成一層極薄的氧化膜（Al?O?）。正常環境下，這層氧化膜厚度不足10nm，透明且致密，基本不影響外觀；但在高溫環境（溫度＞60℃）中，氧化反應速率會急劇提升5-10倍，原本的薄氧化膜會逐漸增厚至50nm以上，且結構變得松散多孔。
當光線照射到這層多孔氧化膜時，會發生強烈散射，原本的金屬鏡面光澤就會變成“灰白霧面”，這是泛白最直接的表現。尤其對于汽車燈具、戶外電子設備等需要長期耐受高溫的產品，這種氧化加速現象更為明顯。
2、水汽入侵破壞
高溫會降低PC基材的表面張力，讓空氣中的水汽更容易找到“可乘之機”--要么通過鋁層本身的微小孔隙，要么通過PC與鋁層的界面縫隙，滲透到兩者的結合面，形成一層“微小水膜”。
這層水膜的破壞力極強：一方面會直接腐蝕鋁層，生成氫氧化鋁Al(OH)?白色絮狀物，這些絮狀物堆積在界面后，從表面看就是明顯的白斑；另一方面，水汽會破壞PC與鋁層之間的化學鍵（原本依靠Al-O-C鍵連接），導致局部鋁層與基材分離、翹起，露出下方PC的淺色基底，進一步加重泛白觀感。
3、熱膨脹差異加劇
PC基材的熱膨脹系數（75-80×10??/K）是鋁層的3倍多，這種巨大的差異在常溫下影響不大，但在高溫環境中會被無限放大：PC基材受熱后大幅膨脹，而鋁層的膨脹量極小，相當于鋁層被PC“強行拉伸”，最終會產生肉眼難以察覺的微小應力裂紋。
這些微小裂紋看似不起眼，卻會成為水汽入侵的“快速通道”，讓外界水汽更快、
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