孫宇鵬

（中國(guó)恩菲工程技術(shù)有限公司,北京 100038）

1 反應(yīng)器出料冷卻器設(shè)計(jì)使用工況

反應(yīng)器出料冷卻器由某壓力容器制造廠設(shè)計(jì)制造完畢,其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示,失效主要分為換熱管減薄泄漏(靠近管口側(cè))和管板開(kāi)裂兩種方式。根據(jù)換熱器設(shè)計(jì)要求,該換熱器換熱管材料為SA335-P11(相當(dāng)于國(guó)內(nèi)牌號(hào)1.25Cr0.5Mo),管板材料為14Cr1MoR；管口熱端工作溫度為456℃,管程壓力為0.247 MPa；殼程介質(zhì)為水蒸氣,管程介質(zhì)為反應(yīng)器(含水、氫氣和C1～C4烴類)。換熱管與管板連接接頭失效照片如圖2所示,設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

圖2 換熱管與管板連接接頭失效照片

表1 設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1 結(jié)構(gòu)示意圖

(1)該換熱管破損區(qū)域約40×25 mm,破損區(qū)域周圍減薄嚴(yán)重,減薄量約為2.5～4.2 mm,最薄處殘余壁厚僅約為1 mm,減薄區(qū)域均位于換熱管與管板結(jié)合區(qū)域附近,可初步判斷換熱管減薄泄漏系反應(yīng)氣氣流沖刷減薄所致。

(2)進(jìn)氣側(cè)管板相鄰換熱管的管橋處產(chǎn)生表面裂紋,裂紋長(zhǎng)約為20～30 mm,裂紋寬度約為0.5～0.8 mm,裂紋由表面萌生并向管板內(nèi)側(cè)發(fā)展。

2 換熱管與管板宏觀分析

換熱管破裂宏觀照片如圖3所示,管板開(kāi)裂宏觀照片如圖4所示,換熱管和管板測(cè)試和分析取樣位置照片如圖5所示。

圖3 換熱管破裂宏觀照片

圖4 管板開(kāi)裂宏觀照片

圖5 換熱管和管板測(cè)試和分析取樣位置照片

3 換熱管與管板材料化學(xué)成分分析

換熱管與管板材料直讀光譜化學(xué)成分分析[1]結(jié)果如表2所示,分析結(jié)果表明:

表2 換熱管與管板材料成分分析結(jié)果

(1)該管板材料為14Cr1MoR鋼,各元素含量均符合14Cr1MoR鋼標(biāo)準(zhǔn)成分要求。

(2)該換熱管材料為SA335-P11鋼對(duì)應(yīng)國(guó)內(nèi)牌號(hào)為1.25Cr0.5Mo,各元素含量均符合1.25Cr0.5Mo鋼標(biāo)準(zhǔn)成分要求,但是碳含量接近下限。

4 換熱管與管板材料金相顯微組織分析

換熱管與管板材料的金相顯微組織檢驗(yàn)[2]結(jié)果如表3所示。

表3 金相顯微組織檢驗(yàn)結(jié)果

(1)換熱管顯微組織為正火態(tài)組織,即珠光體+鐵素體組織,晶粒度等級(jí)為11.5級(jí),并發(fā)生中度珠光體球化和明顯石墨化[3]。

(2)管板顯微組織為回火索氏體組織,晶粒度等級(jí)10級(jí)左右,發(fā)生輕度石墨化,局部出現(xiàn)裂紋。

(3)管板表面(進(jìn)氣側(cè))微裂紋起源于管板表面缺陷,隨后向管板內(nèi)部擴(kuò)展,開(kāi)裂系由熱應(yīng)力(溫差應(yīng)力)造成,石墨化孔洞促進(jìn)了管板微裂紋的擴(kuò)展速度；微裂紋內(nèi)部充滿氧化產(chǎn)物,表明管板表面微裂紋與外部介質(zhì)相連通,均為敞開(kāi)式微裂紋。

5 換熱管與管板材料硬度性能測(cè)試

換熱管與管板材料硬度性能測(cè)試結(jié)果如表4所示。

表4 換熱管與管板顯微維氏硬度檢驗(yàn)結(jié)果

(1)換熱管硬度為229～267 HV(相當(dāng)于219～254 HB),內(nèi)表面硬度略偏低。

(2)管板硬度為231～292 HV(相當(dāng)于219～277 HB),管箱側(cè)硬度略偏低。

6 換熱管與管板微觀形貌掃描電鏡分析

換熱管與管板微觀形貌掃描電鏡分析EDS微區(qū)成分分析結(jié)果如表5所示。

表5 EDS微區(qū)成分分析結(jié)果

(1)微區(qū)成分EDS分析結(jié)果表明,換熱管內(nèi)壁表面、管板表面(進(jìn)氣側(cè))和管板裂紋面氧化層成分除硅、鈣、鎂、鐵等元素外(氧元素?zé)o法測(cè)量),未見(jiàn)其他腐蝕性陰離子元素,可以排除腐蝕因素導(dǎo)致?lián)Q熱管減薄和管板開(kāi)裂的可能性。

(2)掃描電鏡SEM微觀形貌分析結(jié)果表明,換熱管內(nèi)壁表面、管板表面(進(jìn)氣側(cè))和管板裂紋面均具有泥紋狀氧化物分布特征。

7 管板與換熱管應(yīng)力分析

鑒于該冷卻器管板的結(jié)構(gòu)和工況較為復(fù)雜,借助大型有限元應(yīng)力分析[4]軟件ANSYS10.0,對(duì)管板與換熱管進(jìn)行應(yīng)力計(jì)算,進(jìn)而對(duì)相應(yīng)的強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)估?？紤]到模型結(jié)構(gòu)對(duì)稱性和有限元分析軟件ANSYS運(yùn)算效率問(wèn)題,現(xiàn)取1/4模型進(jìn)行分析。

對(duì)以下六種工況進(jìn)行模擬:①只有殼程設(shè)計(jì)壓力Ps,而管程設(shè)計(jì)壓力Pt=0,不計(jì)膨脹變形差；②只有管程設(shè)計(jì)壓力Pt,而殼程設(shè)計(jì)壓力Ps=0,不計(jì)膨脹變形差；③殼程設(shè)計(jì)壓力Ps,而管程設(shè)計(jì)壓力Pt,不計(jì)膨脹變形差；④只有殼程設(shè)計(jì)壓力Ps,而管程設(shè)計(jì)壓力Pt=0,同時(shí)計(jì)入膨脹變形差；⑤只有管程設(shè)計(jì)壓力Pt,而殼程設(shè)計(jì)壓力Ps=0,同時(shí)計(jì)入膨脹變形差；⑥殼程設(shè)計(jì)壓力Ps,而管程設(shè)計(jì)壓力Pt,同時(shí)計(jì)入膨脹變形差。

管板與換熱管的有限元模型、應(yīng)力云圖如圖6所示,進(jìn)口端管板兩側(cè)溫度場(chǎng)云圖如圖7所示。有限元應(yīng)力分析表明:

圖6 管板與換熱管的有限元模型、應(yīng)力云圖

圖7 進(jìn)口端管板兩側(cè)溫度場(chǎng)云圖

(1)僅考慮管殼程壓力載荷作用,管板最大應(yīng)力111.7 MPa,換熱管管頭最大應(yīng)力92.75 MPa,均小于設(shè)計(jì)溫度(240℃)下的材料許用應(yīng)力,強(qiáng)度評(píng)定合格。分析結(jié)果與SH/T3158—2009石油化工管殼式余熱鍋爐標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算結(jié)果一致(見(jiàn)用戶設(shè)計(jì)計(jì)算書(shū))。因?yàn)镾H/T3158—2009采用的是撓性管板結(jié)構(gòu),該結(jié)構(gòu)采用耐熱襯里及換熱管管頭保護(hù)套管結(jié)構(gòu),換熱管內(nèi)壁與套管外壁之間留有0.5～2 mm的環(huán)形間隙,此環(huán)隙作為“呆滯”氣層,增加了有效的熱阻值,降低管頭處溫度,對(duì)管頭起到保護(hù)作用。

(2)通過(guò)對(duì)進(jìn)口側(cè)管板兩側(cè)溫度場(chǎng)模擬計(jì)算,表明管橋處的溫度最高,進(jìn)氣側(cè)管板表面溫度234℃,殼程側(cè)管板表面溫度206,沿管板厚度方向的溫度差28℃。同時(shí)考慮管殼程壓力載荷及溫差載荷作用,管板最大應(yīng)力244.1 MPa,換熱管管頭最大應(yīng)力151.5 MPa,均明顯大于僅考慮管殼程壓力載荷作用下的應(yīng)力；但基于應(yīng)力分類的評(píng)定方法強(qiáng)度評(píng)定仍然合格。

(3)由于本設(shè)備采用SH/T3158—2009的撓性管板結(jié)構(gòu),但管板耐熱襯里厚度19 mm,遠(yuǎn)小于SH/T3158—2009規(guī)定的50～100 mm,且換熱管管頭未設(shè)保護(hù)套管,導(dǎo)致?lián)Q熱管管頭處溫度及管板溫差加大。同時(shí)本設(shè)備換熱管與管板采用焊接結(jié)構(gòu),換熱管中心距63.5 mm,換熱管外徑50.8 mm,角焊縫寬度3 mm,相鄰角焊縫間距6.7 mm,符合SH/T3158—2009規(guī)定的不小于6 mm。但焊接過(guò)程中若角焊縫寬度局部大于3 mm,則相鄰角焊縫間距小于6 mm,管橋處焊接殘余應(yīng)力將相互疊加；在管殼程壓力載荷、溫差載荷及焊接殘余應(yīng)力的共同作用下,管橋處的總體應(yīng)力將明顯加大。為此,若管橋處管板表面存在表面缺陷,極易產(chǎn)生表面裂紋。分析結(jié)果與管板材料金相顯微組織分析結(jié)論一致,開(kāi)裂系由熱應(yīng)力(溫差應(yīng)力)造成。

8 換熱管和管板鏈接拉脫力的校核

根據(jù)《熱交換器》(GB/T 151—2014)的規(guī)定,換熱管和管板鏈接拉脫力校核。其中,校核的所用數(shù)據(jù):

式中A—一根換熱管管壁金屬的橫截面積；

d—換熱管外徑,d=50.8 mm；

t—換熱管厚度,t=5.08 mm；

l—換熱管和管板脹接長(zhǎng)度或焊腳高度,l=3 mm；

q—換熱管和管板鏈接拉脫力

σt—換熱管軸向應(yīng)力；

[q]—需用拉脫應(yīng)力,[q]=0.5[]=0.5×112=56 MPa。

評(píng)定依據(jù):

不計(jì)入膨脹差時(shí),q≤[q]。

計(jì)入膨脹差時(shí),q≤3[q]。

表6 拉脫力評(píng)定

根據(jù)評(píng)定結(jié)果,在上述六種工況下,接管拉脫力評(píng)定結(jié)果合格。

9 結(jié)語(yǔ)

珠光體耐熱鋼在高溫長(zhǎng)時(shí)期運(yùn)行條件下,會(huì)發(fā)生兩種較為嚴(yán)重的組織劣化,即珠光體球化和石墨化。碳素鋼和低合金鋼在常溫下的組織一般為鐵素體加珠光體,珠光體中的滲碳體是呈薄片狀的,當(dāng)溫度較高時(shí),原子活動(dòng)能力增強(qiáng),擴(kuò)散速度增加,片狀滲碳體便逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橹闋?再積聚成大球團(tuán),發(fā)生珠光體球化,雖然可以略微提高鋼的塑性,但是會(huì)使鋼的屈服點(diǎn)、抗拉強(qiáng)度、沖擊韌性、蠕變極限和持久極限顯著下降。珠光體石墨化是一種更加危險(xiǎn)的組織劣化形式,此時(shí)滲碳體發(fā)生分解形成游離態(tài)石墨,不僅會(huì)使鋼喪失強(qiáng)度,同時(shí)也會(huì)使鋼喪失韌性,最終直接導(dǎo)致耐熱鋼發(fā)生斷裂或爆裂。低碳鋼和≤0.5%Mo鋼在450℃以上長(zhǎng)期運(yùn)行條件下,均有發(fā)生石墨化的可能,需要嚴(yán)格注意。

在該反應(yīng)器換熱管減薄破裂方面,珠光體球化和石墨化并非是造成換熱管減薄的直接原因,其直接原因是換熱管近管口側(cè)氣流沖刷導(dǎo)致的沖刷磨損,隨后因?yàn)槟p減薄加上珠光體球化和石墨化所引起的鋼的強(qiáng)度不足,最終導(dǎo)致?lián)Q熱管破裂失效。

在該反應(yīng)器管板開(kāi)裂方面,開(kāi)裂系由溫度不均勻(管板兩側(cè)溫度差高達(dá)256℃)所造成的熱應(yīng)力(溫差應(yīng)力)造成,微裂紋起源于管板(管程側(cè))表面缺陷,隨后向管板內(nèi)部擴(kuò)展,石墨化孔洞促進(jìn)了管板微裂紋的擴(kuò)展速度。微裂紋內(nèi)部充滿氧化產(chǎn)物,表明管板表面微裂紋與外部介質(zhì)相連通,均為敞開(kāi)式微裂紋。管板(管程側(cè))表面缺陷可能來(lái)自于表面加工缺陷或局部氧化缺陷。微裂紋內(nèi)部充滿氧化產(chǎn)物意味著該微裂紋具有陳舊性,考慮到管板組織為回火索氏體,經(jīng)歷過(guò)熱加工或熱處理工藝,因此不能排除管板存在原始熱加工裂紋或熱處理裂紋的可能性。

綜合以上分析,總結(jié)結(jié)論如下:

(1)換熱器換熱管減薄泄漏系反應(yīng)氣氣流沖刷減薄所致,偏低的碳含量降低了換熱管的硬度(尤其是管內(nèi)表面的硬度),導(dǎo)致?lián)Q熱管內(nèi)壁耐沖刷磨損能力下降,同時(shí)換熱管發(fā)生中度球化和石墨化所引起的強(qiáng)度降低最終導(dǎo)致?lián)Q熱管的破裂失效。

(2)換熱器管板開(kāi)裂系由熱應(yīng)力(溫差應(yīng)力)所致,微裂紋起源于管板(管程側(cè))表面缺陷,隨后向管板內(nèi)部擴(kuò)展,石墨化孔洞促進(jìn)了管板微裂紋的擴(kuò)展速度。微裂紋內(nèi)部充滿氧化產(chǎn)物,表明管板表面微裂紋與外部介質(zhì)相連通,均為敞開(kāi)式微裂紋。

(3)僅考慮管殼程壓力載荷作用,管板最大應(yīng)力111.7 MPa,換熱管管頭最大應(yīng)力92.75 MPa,均小于設(shè)計(jì)溫度(240℃)下的材料許用應(yīng)力,強(qiáng)度評(píng)定合格。分析結(jié)果與SH/T3158—2009石油化工管殼式余熱鍋爐標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算結(jié)果一致。

(4)溫度場(chǎng)模擬計(jì)算表明進(jìn)氣側(cè)管板表面溫度234℃,殼程側(cè)管板表面溫度206℃,沿管板厚度方向的溫度差達(dá)28℃。同時(shí)考慮壓力及溫差載荷作用,管板最大應(yīng)力244.1 MPa,換熱管管頭最大應(yīng)力151.5 MPa,遠(yuǎn)大于不計(jì)溫差載荷時(shí)的應(yīng)力水平。

(5)由于本設(shè)備采用SH/T3158—2009的撓性管板結(jié)構(gòu),但管板耐熱襯里厚度19 mm,遠(yuǎn)小于SH/T3158—2009規(guī)定,且換熱管管頭未設(shè)保護(hù)套管,導(dǎo)致?lián)Q熱管管頭處溫度及管板溫差加大。同時(shí)換熱管與管板采用焊接結(jié)構(gòu),焊接過(guò)程中若角焊縫寬度局部大于3 mm,則相鄰角焊縫間距小于6 mm,管橋處焊接殘余應(yīng)力將相互疊加；在壓力載荷、溫差載荷及焊接殘余熱應(yīng)力的共同作用下,管橋處的總體應(yīng)力將明顯加大。為此,若管橋處管板表面存在缺陷,極易產(chǎn)生表面裂紋。

10 改進(jìn)建議

(1)在提高管板表面加工質(zhì)量的同時(shí),應(yīng)該加強(qiáng)對(duì)管板表面的無(wú)損探傷檢測(cè)。

(2)對(duì)換熱管氣體入口管頭處進(jìn)行必要的抗沖刷保護(hù)。按SH/T3158—2009設(shè)置換熱管管頭保護(hù)套管結(jié)構(gòu),換熱管內(nèi)壁與套管外壁之間留有0.5～2 mm的環(huán)形間隙,此環(huán)隙作為“呆滯”氣層,以增加有效的熱阻值,降低管頭處溫度,對(duì)管頭起到保護(hù)作用。

(3)對(duì)管箱側(cè)管板表面進(jìn)行有效的隔熱處理,特別需要注意管口和管板結(jié)合部的隔熱處理。按SH/T 3158—2009設(shè)置管板耐熱襯里,其厚度不低于50～100 mm,以降低管板溫差應(yīng)力水平。

(4)建議適當(dāng)加大換熱管中心距或者在換熱管與管板焊接過(guò)程中,確保角焊縫寬度不大于3 mm,避免管橋處焊接殘余應(yīng)力的相互疊加,確保管橋應(yīng)力水平的穩(wěn)定。