甲醇精餾塔再沸器管板泄漏失效分析

張 菁

(中國石化集團四川維尼綸廠 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。由于合成反應后的粗甲醇純度較低，為使甲醇產(chǎn)品達到國標的要求，采用預分餾和精餾流程對甲醇進行精制。

預分餾的目的是脫除粗甲醇中含有的輕組份，預餾塔釜含有甲醇、水及其他重組份雜質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 運行狀況

2010年委托國內某廠家制造的兩臺精餾塔再沸器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中，2011年10月15日拆開再沸器對管板和列管進行檢漏，發(fā)現(xiàn)有多處管束與管板連接角焊縫處存在泄漏，采取補焊堵漏處理。管板角焊縫泄漏及補焊堵漏宏觀照片見圖1。

圖1 管板角焊縫泄漏及補焊堵漏宏觀照片

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堵管53根，嚴重影響了其換熱效果，車間于2013年1月7日對兩臺精餾塔再沸器A/B進行整體更換，兩臺新?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中，2014年3月5日拆開并對管板進行滲透檢測，總計發(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

對再沸器B進行堵漏處理不到一個月，又發(fā)現(xiàn)殼程甲醇泄漏至管程蒸汽介質中，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，對部分角焊縫進行補焊共128處，堵管13根。

2014年12月9日對再沸器B管板與管束組合件進行更換，并進行材質升級，由碳鋼升級為不銹鋼S30408，同時發(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別

2014年12月9日對更換后的再沸器B殼體內壁、管束、管板進行宏觀檢查，見圖3。從檢查結果看：殼體內壁、管束外壁表面輕微浮銹，未見局部腐蝕。殼程介質為精餾塔殘留液，主要成分為粗甲醇，腐蝕流只要來自粗甲醇中的有機酸、水，為了中和粗甲醇中的有機酸，在進入粗甲醇預熱器前加入質量分數(shù)為2%的氫氧化鈉溶液，因此甲醇再沸器粗甲醇中的有機酸含量很低，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，但從宏觀檢查的結果來看，這兩種損傷機理不明顯，管板表面輕微浮銹，未見此兩種損傷機理形成的點蝕。

管板滲透檢測局部發(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殼體內壁、管束、管板宏觀檢查照片

圖4 再沸器B管板滲透檢測照片

4 應力分析

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)生的軸向應力，兩者疊加造成應力釋放導致開裂。本文從結構強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對精餾塔再沸器B進行應力分析，管板開孔形式及管板與管束連接結構如圖5和圖6所示。

圖5 管板開孔形式

圖6 管板與管束連接結構

4.1 管板應力分析

根據(jù)再沸器B管板結構的幾何對稱性和工作載荷的對稱性，取管板結構的四分之一建立其有限元模型，圖7為設計載荷下再沸器B管板應力(第三強度理論計算值，下同)云圖。

圖7 設計載荷下管板應力云圖

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

利用ANSYS的路徑分析功能，在管板應力較高區(qū)域建立四條路徑如圖8所示，對路徑下的應力強度進行分類，得到各類應力值。根據(jù)JB4732-1995對各類局部應力強度進行評價，表2為設計載荷下的評價結果，從表 2 可以看出，設計載荷下管板應力均通過強度校核。

圖8 四條應力評定路徑示意圖

表2設計載荷下各路徑局部應力強度及校核結果

4.2 管板與管束連接部位應力分析

●4.2.1 操作壓力對U型管束產(chǎn)生的軸向應力

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

圖9 殼程操作壓力對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，當變形受到約束后，會產(chǎn)生方向相反的熱應力，見圖10， 經(jīng)計算得到溫差引起的軸向應力為σ=26.72MPa。

圖10 溫差引起U型管束軸向應力示意圖

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

●4.2.3 管板與管束連接部位應力分析

再沸器B管板與管束之間采用的是“強度焊+貼脹”連接形式，因此分析時不考慮貼脹對管板與管束連接強度的影響，并選取單根管束與局部管板建立軸對稱模型進行應力分析。

在殼程側管板面上施加殼程操作壓力，上部管束軸向應力為σ=σ1+σ2=-29.93MPa；下部管束軸向應力為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力云圖。

對比圖11和圖12可知，上部管束與管板連接部位的應力明顯高于下部，分析結果表明：管束與管板連接強度失效最易發(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，該分析結果與實際情況相符。

圖11 上部管束與管板連接部位的應力云圖

圖12 下部管束與管板連接部位的應力云圖

4.3 操作壓力和溫差應力對管束與管板連接強度的影響

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

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

圖13 殼程操作壓力下管束與管板連接部位的應力云圖

4.4 焊接結構對管束與管板之間連接強度的影響

原 設 計 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度達8319.4mm，管束伸出長度較短導致角焊縫厚度不足，從而使角焊縫的連接強度降低，操作壓力和溫差應力引起的軸向應力導致角焊縫開裂。

從增加管束與管板焊接強度角度考慮，可通過加大管束伸出管板端面長度的方法來增加角焊縫厚度，本文通過對比原設計管束伸出長度和改進后管束伸出長度為4～5mm的應力分析結果，進而討論伸出長度對管板與管束連接部位應力強度的影響，改進后的管束與管板焊接結構見圖14，圖15為改進后管束與管板連接部位的應力云圖。

通過對比圖11和圖15可知，原設計焊接結構在操作壓力和溫差應力共同作用下最大應力約為106.6MPa；改進后的最大應力約為79.9MPa，相比原設計最大應力降低26.7MPa，分析結果表明改進后的焊接結構優(yōu)于原設計焊接結構。

圖14 改進后的焊接結構

圖15 改進后管束與管板連接部位的應力云圖

5 結論與建議

規(guī)格尺寸較大換熱器在管束軸向應力較大的情況下，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力較高的靠近管板中心的開孔部位。軸向應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計或者工藝操作等原因引起的，同時具有偶然性，溫差和操作壓力波動的幅度和頻率對角焊縫的影響也較大。通過改進焊接結構，增加管束伸出管板端面的長度來增加角焊縫的焊接強度，可以防止角焊縫產(chǎn)生裂紋，管束伸出的長度不是伸出越長越好，雖然GB 151—1999中給出了各種規(guī)格換熱管最小伸出長度值，但沒考慮換熱器管束的長度以及實際工況來優(yōu)化管板與管束的焊接結構。另外，對于規(guī)格尺寸較大的換熱器在使用過程中應盡量避免超溫超壓或溫度壓力波動較大的工況。