張 菁

(中國(guó)石化集團(tuán)四川維尼綸廠 重慶 401254)

1 引言

某廠甲醇裝置采用天然氣制乙炔的尾氣為原料，生產(chǎn)甲醇產(chǎn)品。由于合成反應(yīng)后的粗甲醇純度較低，為使甲醇產(chǎn)品達(dá)到國(guó)標(biāo)的要求，采用預(yù)分餾和精餾流程對(duì)甲醇進(jìn)行精制。

預(yù)分餾的目的是脫除粗甲醇中含有的輕組份，預(yù)餾塔釜含有甲醇、水及其他重組份雜質(zhì)通過泵加壓后送至精餾塔中部，甲醇產(chǎn)品從精餾塔頂部餾出，精餾塔底熱源由精餾塔再沸器管程低壓蒸汽提供，精餾塔再沸器基本參數(shù)及操作工況見表1。

表1 精餾塔再沸器基本參數(shù)及操作工況

2 運(yùn)行狀況

2010年委托國(guó)內(nèi)某廠家制造的兩臺(tái)精餾塔再沸器A/B于2011年7月投用，投用不久即發(fā)現(xiàn)殼程甲醇泄漏至管程蒸汽介質(zhì)中，2011年10月15日拆開再沸器對(duì)管板和列管進(jìn)行檢漏，發(fā)現(xiàn)有多處管束與管板連接角焊縫處存在泄漏，采取補(bǔ)焊堵漏處理。管板角焊縫泄漏及補(bǔ)焊堵漏宏觀照片見圖1。

圖1 管板角焊縫泄漏及補(bǔ)焊堵漏宏觀照片

到2013年1月精餾塔再沸器因管板與管束連接角焊縫泄漏已累計(jì)堵管53根，嚴(yán)重影響了其換熱效果，車間于2013年1月7日對(duì)兩臺(tái)精餾塔再沸器A/B進(jìn)行整體更換，兩臺(tái)新?lián)Q的再沸器A/B更換了制造廠家。

新更換的再沸器B使用一年左右再次發(fā)現(xiàn)再沸器殼程甲醇泄漏至管程蒸汽介質(zhì)中，2014年3月5日拆開并對(duì)管板進(jìn)行滲透檢測(cè)，總計(jì)發(fā)現(xiàn)48處管束與管板連接角焊縫泄漏，最終為解決管板焊縫泄漏的問題采用鋼板堵焊縫的方式堵管81根，堵漏宏觀照片見圖2。

圖2 更換后使用一年左右管板再次泄漏的再沸器B堵漏宏觀照片

對(duì)再沸器B進(jìn)行堵漏處理不到一個(gè)月，又發(fā)現(xiàn)殼程甲醇泄漏至管程蒸汽介質(zhì)中，2014年4月3日再次拆開再沸器B，發(fā)現(xiàn)又有115處管束與管板連接角焊縫存在泄漏，對(duì)部分角焊縫進(jìn)行補(bǔ)焊共128處，堵管13根。

2014年12月9日對(duì)再沸器B管板與管束組合件進(jìn)行更換，并進(jìn)行材質(zhì)升級(jí)，由碳鋼升級(jí)為不銹鋼S30408，同時(shí)發(fā)現(xiàn)再沸器A管板角焊縫也出現(xiàn)泄漏問題。

3 管板泄漏失效損傷模式識(shí)別

2014年12月9日對(duì)更換后的再沸器B殼體內(nèi)壁、管束、管板進(jìn)行宏觀檢查，見圖3。從檢查結(jié)果看：殼體內(nèi)壁、管束外壁表面輕微浮銹，未見局部腐蝕。殼程介質(zhì)為精餾塔殘留液，主要成分為粗甲醇，腐蝕流只要來自粗甲醇中的有機(jī)酸、水，為了中和粗甲醇中的有機(jī)酸，在進(jìn)入粗甲醇預(yù)熱器前加入質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2%的氫氧化鈉溶液，因此甲醇再沸器粗甲醇中的有機(jī)酸含量很低，腐蝕程度較輕微，殼程損傷模式為腐蝕減薄。

管程介質(zhì)為低壓蒸汽，其潛在的損傷模式為鍋爐冷凝水腐蝕、汽蝕引起的壁厚減薄，但從宏觀檢查的結(jié)果來看，這兩種損傷機(jī)理不明顯，管板表面輕微浮銹，未見此兩種損傷機(jī)理形成的點(diǎn)蝕。

管板滲透檢測(cè)局部發(fā)現(xiàn)的裂紋缺陷見圖4，由圖可見，管板泄漏的原因是管板與管束連接角焊縫開裂，裂紋方向垂直角焊縫。

圖3 再沸器B殼體內(nèi)壁、管束、管板宏觀檢查照片

圖4 再沸器B管板滲透檢測(cè)照片

4 應(yīng)力分析

精餾塔再沸器B管板與管束連接角焊縫開裂的原因，可能是管板焊接完成后殘余應(yīng)力較大，在使用工況下操作壓力和溫差管板產(chǎn)生的軸向應(yīng)力，兩者疊加造成應(yīng)力釋放導(dǎo)致開裂。本文從結(jié)構(gòu)強(qiáng)度方面來分析裂紋產(chǎn)生的原因，借助有限元分析軟件ANSYS 10.0對(duì)精餾塔再沸器B進(jìn)行應(yīng)力分析，管板開孔形式及管板與管束連接結(jié)構(gòu)如圖5和圖6所示。

圖5 管板開孔形式

圖6 管板與管束連接結(jié)構(gòu)

4.1 管板應(yīng)力分析

根據(jù)再沸器B管板結(jié)構(gòu)的幾何對(duì)稱性和工作載荷的對(duì)稱性，取管板結(jié)構(gòu)的四分之一建立其有限元模型，圖7為設(shè)計(jì)載荷下再沸器B管板應(yīng)力(第三強(qiáng)度理論計(jì)算值，下同)云圖。

圖7 設(shè)計(jì)載荷下管板應(yīng)力云圖

從圖7可以看出，設(shè)計(jì)載荷下管板的應(yīng)力較高的區(qū)域主要集中在靠近管板中心的開孔部位，結(jié)果表明若管板發(fā)生強(qiáng)度失效，該區(qū)域發(fā)生失效的可能性最大，分析結(jié)果與實(shí)際開裂泄漏部位吻合。

利用ANSYS的路徑分析功能，在管板應(yīng)力較高區(qū)域建立四條路徑如圖8所示，對(duì)路徑下的應(yīng)力強(qiáng)度進(jìn)行分類，得到各類應(yīng)力值。根據(jù)JB4732-1995對(duì)各類局部應(yīng)力強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)價(jià)，表2為設(shè)計(jì)載荷下的評(píng)價(jià)結(jié)果，從表 2 可以看出，設(shè)計(jì)載荷下管板應(yīng)力均通過強(qiáng)度校核。

圖8 四條應(yīng)力評(píng)定路徑示意圖

表2設(shè)計(jì)載荷下各路徑局部應(yīng)力強(qiáng)度及校核結(jié)果

4.2 管板與管束連接部位應(yīng)力分析

●4.2.1 操作壓力對(duì)U型管束產(chǎn)生的軸向應(yīng)力

殼程操作壓力對(duì)U型管束產(chǎn)生的軸向力示意圖如圖9所示，經(jīng)計(jì)算可得到每根U型管直管段上的軸向壓應(yīng)力為σ=3.21MPa。

圖9 殼程操作壓力對(duì)U型管束產(chǎn)生的軸向力示意圖

●4.2.2 溫差引起U型管束的軸向應(yīng)力

該換熱器為兩程U型管換熱器，隔板上、下的流體存在較大的溫差，造成U型管束上、下部分之間產(chǎn)生較大溫差而造成膨脹變形差，當(dāng)變形受到約束后，會(huì)產(chǎn)生方向相反的熱應(yīng)力，見圖10， 經(jīng)計(jì)算得到溫差引起的軸向應(yīng)力為σ=26.72MPa。

圖10 溫差引起U型管束軸向應(yīng)力示意圖

由于約束限制了U型管束自由變形，因此上部管束內(nèi)由溫差引起的軸向應(yīng)力為壓應(yīng)力，下部管束內(nèi)由溫差引起的軸向應(yīng)力為拉應(yīng)力。

●4.2.3 管板與管束連接部位應(yīng)力分析

再沸器B管板與管束之間采用的是“強(qiáng)度焊+貼脹”連接形式，因此分析時(shí)不考慮貼脹對(duì)管板與管束連接強(qiáng)度的影響，并選取單根管束與局部管板建立軸對(duì)稱模型進(jìn)行應(yīng)力分析。

在殼程側(cè)管板面上施加殼程操作壓力，上部管束軸向應(yīng)力為σ=σ1+σ2=-29.93MPa；下部管束軸向應(yīng)力為σ=σ1+σ2=-23.51MPa，圖11和圖12分別為上、下部分管板與管束連接部位的應(yīng)力云圖。

對(duì)比圖11和圖12可知，上部管束與管板連接部位的應(yīng)力明顯高于下部，分析結(jié)果表明：管束與管板連接強(qiáng)度失效最易發(fā)生在管程隔板上部管束與管板連接部位，從管板開裂泄漏的部位看，該分析結(jié)果與實(shí)際情況相符。

圖11 上部管束與管板連接部位的應(yīng)力云圖

圖12 下部管束與管板連接部位的應(yīng)力云圖

4.3 操作壓力和溫差應(yīng)力對(duì)管束與管板連接強(qiáng)度的影響

為了對(duì)比殼程操作壓力和溫差引起的管束軸向應(yīng)力對(duì)管束與管板之間連接強(qiáng)度的影響，現(xiàn)給出僅在殼程操作壓力下管束與管板連接部位的應(yīng)力云圖，如圖13所示。

對(duì)比圖11和圖13可知，在操作壓力和溫差應(yīng)力共同作用下管束與管板連接強(qiáng)度約為106.6MPa，而僅在操作壓力作用下的連接強(qiáng)度約為19.1MPa，由此表明：溫差引起的軸向應(yīng)力對(duì)管束與管板的連接強(qiáng)度影響較大。

圖13 殼程操作壓力下管束與管板連接部位的應(yīng)力云圖

4.4 焊接結(jié)構(gòu)對(duì)管束與管板之間連接強(qiáng)度的影響

原 設(shè) 計(jì) 按GB 151—1999中5.8.3規(guī) 定， 管束伸出管板端面1.5mm，但該換熱器規(guī)格較大(2000×10150)，管束與管板組合件長(zhǎng)度達(dá)8319.4mm，管束伸出長(zhǎng)度較短導(dǎo)致角焊縫厚度不足，從而使角焊縫的連接強(qiáng)度降低，操作壓力和溫差應(yīng)力引起的軸向應(yīng)力導(dǎo)致角焊縫開裂。

從增加管束與管板焊接強(qiáng)度角度考慮，可通過加大管束伸出管板端面長(zhǎng)度的方法來增加角焊縫厚度，本文通過對(duì)比原設(shè)計(jì)管束伸出長(zhǎng)度和改進(jìn)后管束伸出長(zhǎng)度為4～5mm的應(yīng)力分析結(jié)果，進(jìn)而討論伸出長(zhǎng)度對(duì)管板與管束連接部位應(yīng)力強(qiáng)度的影響，改進(jìn)后的管束與管板焊接結(jié)構(gòu)見圖14，圖15為改進(jìn)后管束與管板連接部位的應(yīng)力云圖。

通過對(duì)比圖11和圖15可知，原設(shè)計(jì)焊接結(jié)構(gòu)在操作壓力和溫差應(yīng)力共同作用下最大應(yīng)力約為106.6MPa；改進(jìn)后的最大應(yīng)力約為79.9MPa，相比原設(shè)計(jì)最大應(yīng)力降低26.7MPa，分析結(jié)果表明改進(jìn)后的焊接結(jié)構(gòu)優(yōu)于原設(shè)計(jì)焊接結(jié)構(gòu)。

圖14 改進(jìn)后的焊接結(jié)構(gòu)

圖15 改進(jìn)后管束與管板連接部位的應(yīng)力云圖

5 結(jié)論與建議

規(guī)格尺寸較大換熱器在管束軸向應(yīng)力較大的情況下，容易造成管板與管束連接角焊縫開裂，且開裂部位主要集中在應(yīng)力較高的靠近管板中心的開孔部位。軸向應(yīng)力較大的原因可能是溫差或操作壓力增大造成的，溫差或操作壓力增大往往是設(shè)計(jì)或者工藝操作等原因引起的，同時(shí)具有偶然性，溫差和操作壓力波動(dòng)的幅度和頻率對(duì)角焊縫的影響也較大。通過改進(jìn)焊接結(jié)構(gòu)，增加管束伸出管板端面的長(zhǎng)度來增加角焊縫的焊接強(qiáng)度，可以防止角焊縫產(chǎn)生裂紋，管束伸出的長(zhǎng)度不是伸出越長(zhǎng)越好，雖然GB 151—1999中給出了各種規(guī)格換熱管最小伸出長(zhǎng)度值，但沒考慮換熱器管束的長(zhǎng)度以及實(shí)際工況來優(yōu)化管板與管束的焊接結(jié)構(gòu)。另外，對(duì)于規(guī)格尺寸較大的換熱器在使用過程中應(yīng)盡量避免超溫超壓或溫度壓力波動(dòng)較大的工況。