石化裝置承壓設(shè)備火災損傷評價

宋利濱 李志峰 李 偉

（中國特種設(shè)備檢測研究院）

石化裝置中的工藝介質(zhì)普遍具有易燃、易爆及高溫等特性，一旦處理不當極易發(fā)生火災事故［1］。壓力容器、壓力管道等承壓設(shè)備作為火災事故的受火主體， 會受到不同程度的加熱和冷卻，繼而出現(xiàn)不同程度的損傷，而這些損傷不一定就意味著設(shè)備失去繼續(xù)服役的能力，但若盲目使用可能會給企業(yè)帶來巨大的安全隱患，而盲目更換或返修又會帶來不可預知的經(jīng)濟損失［2～4］?；诎踩院徒?jīng)濟性兩個方面考慮，應(yīng)對受火后的承壓設(shè)備進行損傷評價，從而判斷它是否可以繼續(xù)服役或需要返修、更換。

1 火災損傷評價方法

我國對火災受損設(shè)備損傷評價方法的研究工作起步較晚，2018 年以前國內(nèi)對承壓設(shè)備受火損傷評價還沒有一個完整的評價方法體系，對于受火承壓設(shè)備火災損傷評價，一些工程師主要基于美國石油學會頒布的API 579—2016《Fitnessfor-Service》標準中的火災損傷評價方法進行［3，5］。

API 579—2016 給出了3 種火災損傷評價方法： 一級火災損傷評價是一種篩選評價方法，也稱免予評價，受火設(shè)備能否繼續(xù)服役，取決于設(shè)備的材料和熱暴露區(qū)的等級， 評價結(jié)果較保守；二級火災損傷評價是通過估算受火后的設(shè)備材料強度來確定設(shè)備結(jié)構(gòu)的完整性，一般用于Ⅵ級熱暴露區(qū)或宏觀檢查發(fā)現(xiàn)有明顯變形的受火設(shè)備的評價，其評價過程包括對受火設(shè)備的金相組織、硬度和尺寸變化的檢測；三級火災損傷評價主要通過現(xiàn)場金相檢測和直接取樣實測材料力學性能，并利用詳細的應(yīng)力分析技術(shù)來減小評價中存在的保守性［6］。

近年來，我國石化企業(yè)火災事故頻發(fā)，受火后的承壓設(shè)備能否繼續(xù)安全使用是一個亟待解決的技術(shù)問題。 2018 年5 月，我國頒布了第1 部有關(guān)于承壓設(shè)備火災損傷評價方法的標準——GB/T 35013—2018《承壓設(shè)備合于使用評價》，該標準是在借鑒API 579—2016 標準中評價方法的基礎(chǔ)上，吸收了一些國內(nèi)研究人員火災受損設(shè)備損傷評價方法的研究成果，并考慮到我國基本國情，從而形成的一套系統(tǒng)、完整且符合我國特種設(shè)備行業(yè)發(fā)展需要的火災受損設(shè)備損傷評價標準規(guī)范。

GB/T 35013—2018 中也給出了3 種火災損傷評價方法，其中一、二級火災損傷評價方法與API 579—2016 類似， 三級火災損傷評價方法中API 579—2016 要求對受火后的承壓設(shè)備進行破壞性的現(xiàn)場取樣做力學性能試驗， 操作繁瑣，同時也對承壓設(shè)備造成一定損害，而GB/T 35013—2018 給出了一種新的火災損傷評價方法——選用與受火部件相同的材料進行熱處理模擬試驗后，再進行力學性能測試［7］。該方法給出了設(shè)備因條件限制，無法直接在受火部位取樣進行力學性能測試時的評價思路。

2 火災損傷評價案例

國內(nèi)某煤化工企業(yè)油品加工分廠加氫裂化裝置內(nèi)的裂化熱低分油-減壓塔底油換熱器，在試運行過程中因其管箱進口接管法蘭發(fā)生高溫介質(zhì)泄漏，引起法蘭附近保溫棉自燃進而導致?lián)Q熱器出現(xiàn)受火現(xiàn)象，火災現(xiàn)場情況如圖1 所示。

圖1 火災現(xiàn)場情況

2.1 火災損傷評價方法的確定

聽取現(xiàn)場相關(guān)人員對火災基本情況的介紹和對火災現(xiàn)場實際考察后得知，火災持續(xù)時間約為3h，在撲滅大火的過程中因情況緊急，現(xiàn)場人員未做好火災現(xiàn)場的保護，火災現(xiàn)場殘留物基本已被完全破壞，無法根據(jù)物品燒損情況來判定換熱器在火災中所處的熱暴露區(qū)等級，不滿足一級火災損傷評價方法的要求；該換熱器投用時間較短，若對受火部位進行取樣，不僅給換熱器帶來一定的損傷，同時也給企業(yè)帶來時間和經(jīng)濟上的浪費。

基于以上情況，采用二級火災損傷評價方法對受火換熱器的損傷程度進行評價。 二級火災損傷評價流程如圖2 所示。

2.2 火災損傷情況

根據(jù)火災現(xiàn)場調(diào)查發(fā)現(xiàn)換熱器受火部位主要集中在管箱側(cè) （包括管箱筒體、 管箱封頭、接管、管法蘭及設(shè)備法蘭等）。 火災發(fā)生時，受火部位正處于燃燒中心位置， 長時間處于高溫環(huán)境下，加之現(xiàn)場采用水冷卻噴淋的滅火方式，使受火部位承壓部件極易出現(xiàn)結(jié)構(gòu)變形、 裂紋缺陷、力學性能退化及金相組織退化等現(xiàn)象。

圖2 二級火災損傷評價流程

按照二級火災損傷評價流程，分別對換熱器受火部位進行宏觀檢驗、壁厚測定、無損檢測、硬度測試和金相檢測，以考察換熱器受火部位的損傷程度。 經(jīng)宏觀檢驗未發(fā)現(xiàn)換熱器受火部位存在異?，F(xiàn)象；壁厚測定結(jié)果顯示管箱封頭實測最小壁厚小于其名義壁厚，換熱器管箱側(cè)介質(zhì)為減壓塔底油，在工作溫度（294.70℃）下易發(fā)生環(huán)烷酸腐蝕和高溫硫化物腐蝕（無氫氣環(huán)境），由于該換熱器正處于試運行階段，投用時間很短，宏觀檢驗未發(fā)現(xiàn)內(nèi)表面有腐蝕痕跡，表明封頭壁厚減薄與介質(zhì)腐蝕無關(guān)；經(jīng)查閱換熱器出廠文件，出廠時封頭實測最小壁厚與火災后實測最小壁厚幾乎相同，表明封頭壁厚減薄量是由封頭沖壓成型不當造成的，與火災無關(guān)；經(jīng)對受火部位所有對接焊縫和角焊縫進行表面檢測和埋藏缺陷檢測，未發(fā)現(xiàn)有超標缺陷存在；經(jīng)對受火部位母材和焊縫進行硬度抽查，測量結(jié)果均為合格；換熱器管箱材料為Q345R，金相檢測結(jié)果顯示換熱器受火區(qū)域（圖3）的金相組織為鐵素體+珠光體（圖4），未發(fā)現(xiàn)蠕變孔洞、蠕變裂紋、石墨化及球化等現(xiàn)象，材料未出現(xiàn)劣化現(xiàn)象。

2.3 受火部位的許用應(yīng)力

許用應(yīng)力是設(shè)備服役能力的評判指標，若對受火部位進行破壞性取樣試驗，不僅會影響換熱器的安全運行，也會使企業(yè)無法按期恢復生產(chǎn)影響經(jīng)濟效益。 許用應(yīng)力與抗拉強度存在一定的線性關(guān)系，而硬度又正比于抗拉強度，通過將硬度測量值按照GB/T 1172—1999 《黑色金屬硬度及強度換算值》［8］換算為相應(yīng)的抗拉強度，并估算受火部位材料的許用應(yīng)力為：

圖3 換熱器受火區(qū)域測試部位示意圖

圖4 受火區(qū)域各部位金相檢測結(jié)果

式中 nh——由硬度轉(zhuǎn)換得到的抗拉強度確定許用應(yīng)力時采用的安全系數(shù)，取1.05；

nism——在用安全系數(shù)，取3.0；

［σ］afd——受火部位的許用應(yīng)力，MPa；

［σ］a——設(shè)計標準中硬度測量溫度下材料的許用應(yīng)力，MPa；

［σ］t——設(shè)計標準中工作溫度下材料的許用應(yīng)力，MPa；

σht——由現(xiàn)場硬度測定值轉(zhuǎn)換得到的抗拉強度換算值，MPa。

換熱器殼程進、 出口工作溫度分別為258.60、267.78℃，筒體和封頭材料為Q345R（工作溫度下許用應(yīng)力為152MPa），殼程設(shè)備法蘭材料為16Mn（工作溫度下許用應(yīng)力為129MPa）；管程進、 出口工作溫度分別為284.70、268.00℃，筒體和封頭材料為Q345R（工作溫度下許用應(yīng)力為142MPa）， 管程設(shè)備法蘭和進出口接管材料為16MnIII（工作溫度下許用應(yīng)力為125MPa）。 受火區(qū)域各部位許用應(yīng)力換算結(jié)果列于表1。

表1 受火區(qū)域各部位許用應(yīng)力換算結(jié)果

2.4 受火部位火災損傷評價計算

二級評價要求按原設(shè)計規(guī)范或標準對受火部位的承壓部件進行強度校核，由于換熱器受火部位存在局部和整體結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)域，無法采用相關(guān)理論公式進行求解，而有限元應(yīng)力分析法能很好地解決上述問題。

一定計算機容量下，網(wǎng)格密度受限，結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)域很難得到較高計算精度的解，為了保證計算結(jié)果的準確性，分析時采用兩塊區(qū)域（圖3）的簡化模型進行分析計算——模型Ⅰ中包含管箱筒體、封頭、設(shè)備法蘭、管板和螺栓；模型Ⅱ中包含管箱筒體、接管和接管法蘭。

根據(jù)換熱器結(jié)構(gòu)的幾何對稱性和工作載荷的對稱性，如圖5 所示，取模型Ⅰ中所含部件的1/36 建立應(yīng)力分析模型并進行網(wǎng)格劃分；所施加的位移約束條件——殼程筒體下端面的軸向位移約束和對稱面上的對稱位移約束；力學邊界條件——管程封頭、管程筒體、管程側(cè)管板表面和管程設(shè)備法蘭內(nèi)表面的管程工作壓力1.10MPa，殼程筒體、殼程側(cè)管板表面和殼程設(shè)備法蘭內(nèi)表面的殼程工作壓力0.27MPa， 設(shè)備螺栓施加預緊力F=47414.7N。

圖5 模型Ⅰ有限元分析模型網(wǎng)格劃分結(jié)果和力學邊界條件

同理，如圖6 所示，取模型Ⅱ所含部件的1/4建立應(yīng)力分析模型并進行網(wǎng)格劃分；所施加的位移約束條件——對稱面上的對稱位移約束；力學邊界條件包括管程筒體端面施加內(nèi)壓引起的等效應(yīng)力載荷11.96MPa，進出口接管法蘭端面施加內(nèi)壓引起的等效應(yīng)力載荷0.39MPa。

圖6 模型Ⅱ有限元分析模型網(wǎng)格劃分結(jié)果和力學邊界條件

模型Ⅰ和模型Ⅱ工作載荷下應(yīng)力強度分析結(jié)果如圖7、8 所示：模型Ⅰ最大應(yīng)力點出現(xiàn)在管程筒體與設(shè)備法蘭連接部位，模型Ⅱ最大應(yīng)力點出現(xiàn)在管程筒體與進出口接管連接部位，表明上述兩部位是換熱器受火部位最易發(fā)生失效的部位；將模型Ⅰ和模型Ⅱ應(yīng)力分析結(jié)果進行線性化處理，同時基于偏保守原則，將二次應(yīng)力歸于一次應(yīng)力考慮， 若處理后各應(yīng)力強度均滿足JB/T 4732—1995（2005 年確認）中的5 個強度準則，則表明換熱器受火部位可以通過二級評價。

圖7 模型Ⅰ應(yīng)力分析結(jié)果及線性化路徑

圖8 模型Ⅱ應(yīng)力分析結(jié)果及線性化路徑

由于換熱器管箱內(nèi)工作壓力為恒定載荷，其受火部位主要存在強度削弱導致的塑性失效，應(yīng)重點考察總體和局部靜強度，可僅按JB/T 4732—1995（2005 年確認）中的第1～3 準則進行校核［9］。

工作載荷下各路徑應(yīng)力強度及校核結(jié)果見表2，換熱器受火部位應(yīng)力強度均滿足JB/T 4732—1995（2005 年確認）中的各應(yīng)力強度準則要求，通過二級評價，受火后換熱器仍具有繼續(xù)服役的能力。

表2 工作載荷下各路徑應(yīng)力強度及校核結(jié)果

（續(xù)表2）

3 結(jié)束語

石化裝置的承壓設(shè)備受火后，盲目地繼續(xù)使用可能會埋下巨大的安全隱患，而盲目更換或返修又會帶來不可預知的經(jīng)濟損失。 通過采用適宜的火災損傷評價方法對受火設(shè)備進行損傷評價，可有效判斷受火設(shè)備繼續(xù)服役的能力，節(jié)約成本，提高石化企業(yè)經(jīng)濟效益，避免造成資源浪費。