Urea Reactor Integrity Evaluation Based on Failure Analysis

Mingda Song

1

School of Mechanical Engineering,

Shandong University,

73 Jingshi Road, Jinan 250061,

Shandong Province, People’s Republic of China;

Shandong Special Equipment Inspection &

Research Academy,

9 Shanda Road, Jinan, 250013,

Shandong Province, People’s Republic of China

e-mail: smdaazyf@163.com

Weiqiang Wang

School of Mechanical Engineering,

Shandong University,

73 Jingshi Road, Jinan 250061,

Shandong Province, People’s Republic of China

Yafan Zhao

School of Materials Science and Engineering,

Shandong University,

73 Jingshi Road, Jinan 250061,

Shandong Province, People’s Republic of China

Yuliang Cui

School of Mechanical Engineering,

Shandong University,

73 Jingshi Road, Jinan 250061,

Shandong Province, People’s Republic of China

Urea Reactor Integrity Evaluation
Based on Failure Analysis

Multilayered pressure vessels tend to induce stress corrosion cracking (SCC) in the heavy
weld. This conclusion is based on the recent ruptured urea reactor failure analysis. Finite
element simulation proved that multilayered urea reactors have yielded zones at the
heavy weld where the SCC crack initiated. Acoustic emission (AE) examination con-
ducted for two in-service urea reactors revealed AE event clusters at the heavy weld and
subsequent phased array reexamination confirmed the existence of propagating defects in
the heavy weld. The results also showed that AE evaluation and phased array reexami-
nation are sound combination methods to evaluate the integrity of multilayered urea
reactors. Besides, they are superior to

␥-ray inspection because of the uncertain propa-

gation direction of SCC cracks.

͓DOI: 10.1115/1.2767368͔

Keywords: urea reactor, failure analysis, multilayer vessel, acoustic emission, phased
array

1

Introduction

A urea reactor exploded at a fertilizer plant in China on March

21, 2005. The reactor suddenly ruptured during normal operation
and broke into three parts: the largest upper part containing eight
cylindrical shell sections was ejected 86 m away from the site of
the explosion

͑Figs. 1 and 2͒. The intermediate part, containing

one cylindrical shell section, was exploded into a plate and surged
into the nearby workshop, as shown in Fig. 3. The bottom part
was left on the concrete basement with some longitudinal cracks

͑Fig. 4͒. As the urea reactor explosion caused a great deal of
damage, it is necessary to conduct a comprehensive failure analy-
sis involving multidisciplinary approaches and take corresponding
measures to prevent similar occurrence in the future.

2

Failure Analysis

2.1

Basic Structure and Process of the Reactor. The rup-

tured reactor had a volume of 40 m

3

and an internal diameter of

1.4 m. It consisted of top head, one cylindrical section of 1.638 m
height, nine cylindrical sections with 2.470 m height, and bottom
head. The total length of the reactor was about 26.2 m, as shown
in Fig. 5. The cylindrical sections and heads were connected by
circumferential welds, which were designated from C-1 in the
bottom to C-11 in the top. Besides, in order to hold the high
pressure, the reactor had a wall up to 110 mm. The wall had a
316L urea grade stainless steel liner, which was used to resist
strong medium corrosion. Surrounding the liner, there were one
layer of carbon steel annulus and 12 low alloy steel layers, which
endure, the designed stress

͑Fig. 6͒. Each cylindrical section had

four weep holes that ran from the outside of the reactor through
the outer layers and terminated at the annulus, as shown in Fig. 7.
Two weep holes were installed symmetrically on the top of the
cylinder and the other two were installed 90 deg apart at the bot-
tom. The four weep holes were connected by the liner-annulus
clearance and grooves on the annulus. During circulation, leak
detection steam inflows the upper two weep holes, runs through
the clearance and the grooves, and then outflows the lower two
weep holes. In the event of the inner stainless steel liner breach,
leakage could be traced down and checked out by a pH indicator
paper.

The urea reactor was a synthesis vessel of process stream. Urea

was created inside the reactor by introducing a mixed fluid of
ammonia, carbon dioxide, and recycled carbamate into the bottom
of the reactor at approximately 19.6 MPa and 188° C. The pres-
sure forced the mixed stream upward through the reactor, where
the fluid was further mixed by trays. Carbamate was created dur-
ing the uprising of the mixed stream and consequently urea sepa-
rated from carbamate and flew outlet the reactor.

2.2

Failure Analysis. The failure of the urea reactor was

caused by crack initiation and propagation in the heavy welds.
The macroscopic appearance of the fracture on C-3 has been
shown in Fig. 8. A great deal of corrosion products could be seen
on the fractured surfaces of the annulus and the first layer, which
means that this part of fracture was not generated by the reactor
explosion but created during long term operation before the fail-
ure. There is hardly any significant residual deformation in the
fracture, which indicates that the failure of the reactor belongs to
a brittle one. The process of the failure consists of three stages

͑Fig. 9͒: The first stage was crack initiation, which could be
judged by the normal fracture and the corrosion remnant on the
annulus and the first layer fracture surfaces. The initial cracking
zone may be the weld heat affected zone

͑HAZ͒. The second stage

was crack propagation, which could be proved from the slope
fracture surface of the heavy weld. The last stage was the rupture

1

Corresponding author.

Contributed by the Pressure Vessel and Piping Division of ASME for publication

in the J

OURNAL OF

P

RESSURE

V

ESSEL

T

ECHNOLOGY

. Manuscript received August 10,

2006; final manuscript received February 24, 2007. Review conducted by Professor
Tribikram Kundu.

744 / Vol. 129, NOVEMBER 2007

Copyright © 2007 by ASME

Transactions of the ASME

Downloaded 29 Oct 2010 to 119.40.117.85. Redistribution subject to ASME license or copyright; see http://www.asme.org/terms/Terms_Use.cfm

of the thick walled reactor, which could be deduced by the shear
fractures of the outer layers. Because the surplus thickness was
not enough to withstand the inner high pressure, the catastrophic
explosion could not be avoided.

In order to testify the upper analysis, dye penetrant examination

was conducted on a specimen taken from weld C-4 of the emitted

Fig. 2

Fracture of the largest upper part

Fig. 3

Intermediate part of the urea reactor

Fig. 1

Largest upper part of the urea reactor

Fig. 4

Bottom part of the urea reactor

Fig. 5

Schematic of the urea reactor

Journal of Pressure Vessel Technology

NOVEMBER 2007, Vol. 129 / 745

Downloaded 29 Oct 2010 to 119.40.117.85. Redistribution subject to ASME license or copyright; see http://www.asme.org/terms/Terms_Use.cfm

Fig. 7

Weep hole structure

Fig. 8

Fracture of ejected part

„C-3…

Fig. 9

Schematic of the fracture

Fig. 10

Cross section of circumferential weld

„C-4…

Fig. 11

Stress corrosion cracks

Fig. 6

Heavy weld structure

746 / Vol. 129, NOVEMBER 2007

Transactions of the ASME

Downloaded 29 Oct 2010 to 119.40.117.85. Redistribution subject to ASME license or copyright; see http://www.asme.org/terms/Terms_Use.cfm

part. Linear indications appeared at the inner part of the weld
cross section, as shown in Fig. 10. Cracks initiated from the tips
of the clearances between layers and propagated outside through
the heavy wall circumferential weld. The cracks were finely struc-
tured, with many branches, which show an evidence of stress
corrosion cracking

͑SCC͒. The propagation patterns of the cracks

͑Fig. 11͒ were similar to that of the fracture simulated in Fig. 9.
Further investigation showed that the point where the cracks ini-
tiated were HAZ Widmanstaten structures, which have negative
influence on the mechanical properties of the heavy weld

͑Fig.

12

͒. Cracks in the layers near the heavy weld propagated inter-

granularly along the ferrite and pearlite boundaries, which also
showed SCC characteristics

͑Fig. 13͒. All these were the evi-

dences of SCC at the toe of the heavy weld.

Since C-3 and C-4 had almost the same working conditions, it

is obvious to conclude that it was the SCC cracks, initiating at the
toe of the heavy weld C-3 and propagating outside that caused the
catastrophic failure.

Fig. 12

Widmanstattens where the cracks initiated

Fig. 13

Intergranular cracks in the layers

Fig. 14

Elastic equivalent stress contour of heavy weld

Fig. 15

Von Mises stress distribution through heavy weld

Journal of Pressure Vessel Technology

NOVEMBER 2007, Vol. 129 / 747

Downloaded 29 Oct 2010 to 119.40.117.85. Redistribution subject to ASME license or copyright; see http://www.asme.org/terms/Terms_Use.cfm

There are some essential conditions to induce SCC: a particular

metal-environment combination and surface tensile stress. Inter-
layer residuum analysis revealed the alkalinous condition at the
tip of the interlayer clearances. Further investigations have shown
that there was no breach in the stainless liner of the reactor. Thus,

it can be deduced that the corrosive ingredients may come from
the leak detection steam. It is well known that the industry recog-
nized the need to ascertain all weep holes open and in communi-
cation with each other during operation. When leak detection
steam flowing, tiny corrosive ingredients carried by the team

Fig. 16

Elastic-plastic equivalent stress contour of heavy weld

Fig. 17

Sensor arrangements for the coverage of a reactor

748 / Vol. 129, NOVEMBER 2007

Transactions of the ASME

Downloaded 29 Oct 2010 to 119.40.117.85. Redistribution subject to ASME license or copyright; see http://www.asme.org/terms/Terms_Use.cfm

would condense and deposit in the interlayer clearances. Corro-
sive ingredients condensation would form the SCC environment
conditions through years of circulation.

Interlayer clearances have strong influences on the stress distri-

bution in the heavy weld because of plate surface roughness, roll-
ing errors, thickness differences, etc.

͓1͔. In order to investigate

the stresses in the zones where the cracks initiated, finite element
analysis

͑FEA͒ was applied to the urea reactor using

ANSYS

finite

element software. The actual in-service conditions of the reactor
were simulated assuming 0.25 mm interlayer clearances. Figure
14 shows the elastic simulation results of the heavy weld zone,
which indicates high stress concentration at the tips of the clear-

ance between the layers. The peak stresses at the toe of the inner
heavy weld are much higher than the traditional Lame formula
calculated results, as shown in Fig. 15. The result of elastic-plastic
calculation further proves that the yielded zones were located at
the tips of the inner clearances, which explained the reason that
the cracks initiated at the inner toe of the heavy weld

͑Fig. 16͒.

Therefore, it can be concluded that it was the high stress concen-
tration at the tip of the clearances accompanied with the corrosive
environment that caused the SCC cracks. The SCC cracks propa-
gated through the circumferential welds during operation and
eventually resulted in the urea reactor catastrophic failure.

3

Urea Reactor Integrity Evaluation

There are almost 90% urea reactors in operation using steam as

leak detection medium, which have the similar working condi-
tions as the ruptured reactor. It is important to maintain the struc-
tural integrity of in-service urea reactors, since SCC cracks may
exist in heavy welds during operation. Detection of the cracking
can be difficult, as it may initiate at the weld root, where the
heavy weld geometry complicates inspection by traditional ultra-
sonics and radiography. A possible method of verifying crack
growth is limited to acoustic emission examination. In recent
years, acoustic emission monitoring has been developed as an
effective nondestructive technique for the detection, location, and
monitoring of cracks in a variety of pressure vessels and consid-
ered as an effective integrity evaluation method

͓2͔. Many inves-

tigators

͓3–7͔ have assumed that events occurring close to the

maximum or peak load are associated directly with crack exten-
sion. The basic approach is to monitor the acoustic emission
events and identify crack growth during loading. Phased array and

␥-ray techniques were also applied to reexamine the active acous-
tic emission

͑AE͒ event clusters.

3.1

Acoustic Emission Evaluation of In-Service Urea

Reactors. The acoustic emission equipment applied in this study
was a 32-channel DiSP32 acoustic emission workstation of Physi-
cal Acoustics Corporation

͑PAC͒. Acoustic emission sensors used

were PAC R15I of resonant frequency of 150 kHz. Figure 17

Fig. 18

Phased array scanning area of the heavy weld

Fig. 19

AE event locations of the developed surface of a 12 yr reactor during loading stage

Journal of Pressure Vessel Technology

NOVEMBER 2007, Vol. 129 / 749

Downloaded 29 Oct 2010 to 119.40.117.85. Redistribution subject to ASME license or copyright; see http://www.asme.org/terms/Terms_Use.cfm

shows sensor arrangements for the coverage of a reactor. Three
sensors were placed evenly on each circumferential weld, and the
sensors on adjacent welds were put 60 deg apart circumferentially
from each other as shown in the developed surface of the urea
reactor. The sensors were attached to the magnetic holders with
couplant. The acoustic emission signals were amplified by a
40 dB fixed gain preamplifier. The preamplified signals were fur-
ther amplified and analyzed by the acoustic emission workstation
software. The total gain selected was 80 dB. A threshold of 40 dB
was selected, which was well above the environmental noise
level. The performances of two urea reactors were tested by the
pressurizing test in which the hydraulic pressure was increased to
25 MPa and then decreased. Loading was accomplished by water

filling through supply piping at the bottom of the reactor. The two
reactors were wholly inspected and evaluated using AE technique
during the loading stage.

3.2

Acoustic

Emission

Source

Phased

Array

Reexamination. Phased array technique has been improved for
use in the inspection of a core shroud weldment, but its applica-
tion in multilayer weld was seldom reported

͓8͔. Phased array

reexamination was performed on the AE source clusters using
TomoScan Focus LT™ of R/D Tech cooperation. Before reexam-
ining, the heavy weld cone parts where acoustic event clusters are
located were grinded out to the level of the outer layer for the
convenience of the reexamination. The phased array probe should

Fig. 20

AE event locations of the developed surface of a 14 yr reactor during loading stage

Fig. 21

Parts without AE source

Fig. 22

Layer mismatch of AE source A

750 / Vol. 129, NOVEMBER 2007

Transactions of the ASME

Downloaded 29 Oct 2010 to 119.40.117.85. Redistribution subject to ASME license or copyright; see http://www.asme.org/terms/Terms_Use.cfm

be placed vertical to the circumferential weld to discriminate the
clearance of the inner layers from defects. In order to cover the
inner part of the heavy weld, which was concerned, the scanning
angles were set from −30 to + 30 deg. The phased array reexam-
ining method is shown in Fig. 18.

3.3

Acoustic Emission Source

␥-Ray Reexamination. AE

source clusters were reexamined by a Co60

␥-ray source with

insensitivity of 80 Ci. Films were acquired through 2 h centered
exposure.

4

Results and Discussion

The acoustic emission events developed surfaces of two urea

reactor, which had been put in use for more than 12 and 14 yr are
shown in Figs. 19 and 20, respectively. It is apparent from these
plots that the events are distributed randomly on the developed

surfaces of the reactors except for some event clusters on the
heavy welds. AE event clusters marked A, B, C, D located at the
circumferential welds were the active zones, which were in accord
with the SCC crack positions, as shown in Fig. 10. These event
clusters may be released signals by crack propagations in the
heavy weld if it had the same failure mode as the ruptured urea
reactor. However, acoustic emissions may be generated by a vari-
ety of processes other than crack extension, such as material plas-
tification, crack closure, and crack rubbing

͓9͔. It means that AE

event clusters acquired in the heavy weld may have originated
from SCC crack propagations or clearance tip plastic deforma-
tions, as shown in Figs. 11 and 16. Therefore, it is necessary to
reexamine the AE event clusters to affirm the existence of the
cracks.

Figure 21 shows the phased array reexamination of a weld

zone, which does not have AE event clusters. Phased array reex-

Fig. 23

Latent defects of AE source A

Fig. 24

Layer mismatch of AE source B

Fig. 25

Latent defects of AE source B

Fig. 26

Clearance propagation of AE source C

Journal of Pressure Vessel Technology

NOVEMBER 2007, Vol. 129 / 751

Downloaded 29 Oct 2010 to 119.40.117.85. Redistribution subject to ASME license or copyright; see http://www.asme.org/terms/Terms_Use.cfm

amination results of AE event cluster A are shown in Figs. 22 and
23, which indicate layer mismatches, layer clearance propaga-
tions, and latent defects. The clearance propagations and latent
defects were cracks initiated at the clearance tips. The cracks were
confirmed by grinding a 50 mm deep notch from the outside of
the heavy weld. Reexamination of AE source cluster B has similar
results to AE cluster A, as shown in Figs. 24 and 25. Figure 26
shows clearance propagations, which is the phased array reexami-
nation results of AE source cluster C. Figures 27 and 28 show the

phased array and pulse echo reexamination results of AE cluster
D. Phased array reexamination in Fig. 27 shows the relative posi-
tion of the defect in the bottom weld. It can be concluded to be a
crack from the pulse echo reexamination, because it is a very
narrow pulse echo and its amplitude far excess the acceptable line

͑Fig. 28͒. It is the crack propagation during the loading process
that generated the AE event clusters. Comparison of phased array
reexamination results with and without AE source clusters indi-
cates that phased array technique can effectively inspect multilay-
ered heavy weld defects and stress concentrations located by AE
evaluation. A combination of acoustic emission and phased array
technique has high reliability in multilayered urea rector integrity
evaluation. Further investigation should form a criterion to clas-
sify the defects.

␥-ray reexaminations of the AE event clusters show that only A

was confirmed to be a crack

͑Fig. 29͒, whereas other event clus-

ters named B–D verified by phased array reexaminations were not
imaged on the

␥-ray films because of the unsuitable SCC crack

propagation angles. Cracks lying with large angles to a

␥-ray

beam may go undetected by this technique, because the strength
of the beam exiting the material depends only on the thickness of
material traversed

͓10͔. The urea reactor wall thickness, crack

width, and the maximum detectable crack angle have the follow-
ing relation

͓11͔:

Fig. 30

Schematic of

␥-ray examination

Fig. 27

Phased array reexamination of AE source D

Fig. 28

Pulse echo reexamination of AE source D

Fig. 29

␥-ray film at AE source cluster A

752 / Vol. 129, NOVEMBER 2007

Transactions of the ASME

Downloaded 29 Oct 2010 to 119.40.117.85. Redistribution subject to ASME license or copyright; see http://www.asme.org/terms/Terms_Use.cfm

͑sin

␪͒

max

=

3w

2

⌬X

−

U

r

t

where

⌬X is the excess weld metal, U

r

is the total effective indis-

tinctness of the film, t is the wall thickness, w is the crack width,
and

␪ is the crack angle.

If w = 0.2 mm,

⌬X=4 mm, and we omit the total effective in-

distinctness of the film, the maximum detectable crack angle is
only 4.3 deg, which is far smaller than the actual crack angles
measured in Fig. 11 and has much deviation from the yield propa-
gation directions in Fig. 16. Cracks with large angles

͑Fig. 30͒

have little influence on the

␥-ray energy penetrating the heavy

wall; therefore, SCC cracks not aligning with

␥-ray directions

went almost undetected on the

␥-ray films, let alone layer mis-

matches and clearance propagations.

5

Conclusions

Urea reactors with weep holes forcing leak detection stream

down are liable to induce SCC cracks in heavy weld. This was
confirmed by failure analysis and FEA calculation results. Acous-
tic emission technique is a suitable method to evaluate multilay-
ered urea reactor integrity for its high sensitivity to crack exten-
sion and material plastic deformation. Subsequent phased array
reexamination of AE event clusters proved that the combination of
these two techniques is an effective method for layered heavy
weld inspection.

␥-ray examination has insufficient detectability

to examine multilayered heavy weld stress corrosion cracks than
phased array technique because of their uncertain propagation di-
rections.

References

͓1͔ Pimshtein, P. G., 1968, “Strength of Multilayer High Pressure Vessels,”

Chemical and Petroleum Engineering

͑Historical Archive͒, 4͑7͒, pp. 574–578.

͓2͔ Fowler, T. J., 1992, “Chemical Industry Application of Acoustic Emission,”

Mater. Eval., 50

͑7͒, pp. 875–882.

͓3͔ Fang, D., and Berkovits, A., 1995, “Fatigue Design Model Based on Damage

Mechanisms Revealed by Acoustic Emission Measurements,” ASME J. Eng.
Mater. Technol., 117, pp. 201–208.

͓4͔ Lindley, T. C., Palmer, I. G., and Richards, C. E., 1978, “Acoustic Emission

Monitoring of Fatigue Crack Growth,” Mater. Sci. Eng., 32, pp. 1–15.

͓5͔ Gong, Z., Du, Q. D. L., and McBride, S. L., 1998, “Measurement and Inter-

pretation of Fatigue Crack Growth in 7075 Aluminium Alloy Using Acoustic
Emission Monitoring,” J. Test. Eval., 26

͑6͒, pp. 567–574.

͓6͔ Morton, T. M., Harrington, R. M., and Bjeletich, J. G., 1973, “Acoustic Emis-

sions of Fatigue Crack Growth,” Eng. Fract. Mech., 5, pp. 691–697.

͓7͔ Wang, Z. F., Zhu, Z., and Ke, W., 1991, “Behaviour of Acoustic Emission for

Low Strength Structural Steel During Fatigue and Corrosion Fatigue,” Metall.
Trans. A, 22A, pp. 2677–2680.

͓8͔ Komura, I., Hirasawa, T., Nagai, S., Takabayashi, J., and Naruse, K., 2001,

“Crack Detection and Sizing Technique by Ultrasonic and Electromagnetic
Methods,” Nucl. Eng. Des., 206, pp. 351–362.

͓9͔ Roberts, T. M., and Talebzadeh, M., 2003, “Acoustic Emission Monitoring of

Fatigue Crack Propagation,” J. Constr. Steel Res., 59, pp. 695–712.

͓10͔ Schaffer, J., Saxena, A., Antolovich, D., Sanders, H., and Warner, B., 2003,

The Science and Design of Engineering Materials, McGraw-Hill, New York,
pp. 759–765.

͓11͔ Nicolas, R. W., 1979, Developments in Pressure Vessel Technology-2 Inspec-

tion and Testing, Applied Science, pp. 25–32.

Journal of Pressure Vessel Technology

NOVEMBER 2007, Vol. 129 / 753

Downloaded 29 Oct 2010 to 119.40.117.85. Redistribution subject to ASME license or copyright; see http://www.asme.org/terms/Terms_Use.cfm