何家勝，李 超，朱曉明，陳 偉，路遠明，楊 峰

(1.武漢工程大學機電工程學院，湖北 武漢 430074； 2. 中國石油化工股份有限公司武漢分公司，湖北 武漢 430082)

0 引 言

某石化公司檢修時，發(fā)現(xiàn)催化裂化工段中換熱器的筒體發(fā)生氫腐蝕分層現(xiàn)象(筒體材料為16MnR，殼層介質(zhì)中含有濕硫化氫).在筒體內(nèi)表面上發(fā)現(xiàn)有多處存在呈放射狀的交叉裂紋，并在交叉點中間有輕微鼓起現(xiàn)象，如圖1所示.在該部位取樣并沿厚度方向切割后，發(fā)現(xiàn)筒體在沿厚度方向中面處發(fā)生了嚴重的分層，如圖2所示.前期已經(jīng)對該氫腐蝕分層的橢圓裂紋進行了應力強度因子變化規(guī)律的計算[1].本文通過化學成分分析、硬度測試、拉伸試驗以及夏比V口沖擊韌性試驗，對腐蝕分層后的筒體材料進行綜合分析.并對分層的筒體進行有限元計算.討論氫腐蝕分層對換熱器筒體承載能力的影響.

圖1 換熱器筒體內(nèi)表面交叉裂紋Fig.1 The crack developed on the inner on surface of heat exchanger

圖2 筒體分層處沿厚度方向的剖面圖Fig.2 The section of inner surface crack in thickness-direction

1 材料性能分析

1.1 化學成分分析

對氫腐蝕分層區(qū)域取樣進行化學成分分析，檢測結(jié)果如表1所示.根據(jù)GB6654-1996《壓力容器用鋼板》[2]對16MnR鋼板成分的要求，從表1可知，在筒體分層處的Si、P、C、S含量均在正常范圍之內(nèi)，但Mn元素的含量嚴重的低于國標中的規(guī)定.

表1 試樣成分檢測結(jié)果Table 1 Test results of chemical constituents (mass fraction) %

1.2 硬度測試

圖3 切割取樣示意圖Fig.3 Diagram of Curing test specimens

圖4 試樣1與試樣2上測試點示意圖Fig.4 Diagram of test points on test specimens 1 and 2

(a)側(cè)面1測試點 (b)側(cè)面2測試點 圖5 試樣3上測試點位置示意圖Fig.5 Diagram of test points on test specimens 3

HB

表3 試樣3側(cè)面1上的測試點布氏硬度Table 3 Brinell hardness of test points on side 3 on test specimens 3 HB

根據(jù)GB/T 231.2-2002《金屬布氏硬度試驗》[3]中要求16MnR材料的布氏硬度應在120～180 HB之間.從表2～3可知，符合GB/T 231.2-2002中對16MnR材料的硬度要求.

1.3 拉伸試驗

根據(jù)GB/T 228-2002《金屬材料室溫拉伸試驗方法》[4]對分層部位進行線切割取3個試樣進行試驗測試材料的屈服強度σs、拉伸強度σb力學性能指標.試樣尺寸如圖6所示.根據(jù)所得數(shù)據(jù)繪制出試樣的力-位移曲線圖，如圖7所示.

圖6 標準拉伸試樣示意圖Fig.6 Diagram of tensile test pieces

圖7 試樣的力-位移曲線圖Fig.7 Force-Displacement Curve of Specimens

試驗中測得的數(shù)據(jù)是材料的Fs(屈服拉力)和Fb(最大拉力)，最終材料的σs和σb通過式(1)確定.

(1)

式(1)中，A為拉伸試樣標定部位的橫截面積.

試樣拉斷后，從曲線可得試樣的Fs上(上屈服極限拉力)、Fs下(下屈服極限拉力)和Fb，由于下屈服極限拉應力較為穩(wěn)定且保險，因此取Fs下作為材料屈服拉應力σs的指標，如表4所示.計算得出的屈服強度σs和拉伸強度σb，如表5所示.

表4 材料的Fs下和FbTable 4 Fs下 and Fb of specimens kN

表5 試樣的σs和σbTable 5 σs and σb of specimens MPa

16MnR鋼料[5]屈服強度σs為355 MPa，拉伸強度σb為510 MPa.從表3中可以看出，試樣1與試樣3的σs略有升高，σb有所降低，屈強比增大，而試樣2的σs和σb則明顯降低.試樣2的中間位置上有一條沿長度方向擴展的裂紋，且沿厚度方向有輕微的分層，說明氫腐蝕導致了該試樣測試結(jié)果的明顯降低.對比試樣1與試樣3說明氫腐蝕分層致使換熱器筒體材料的力學性能下降，材質(zhì)性能明顯劣化.

1.4 夏比沖擊韌性試驗

根據(jù)GB/T 229-2007[6]中的要求對筒體分層部位取樣，其中一個是未使用過的16MnR鋼板對比試樣.試樣及尺寸如圖8所示，在長度方向中間開2 mm深的V型缺口，缺口張開角度為45°，缺口所在面的表面粗糙度Ra≤1.6 μm，其它面的表面粗糙度Ra≤3.2 μm.

圖8 夏比沖擊試驗試樣及尺寸Fig.8 Specimens and its dimensions of sharpy impact test

試驗后的試樣形貌如圖9所示.圖9(a)中斷口平齊，斷面與長度方向垂直，斷口狀態(tài)為結(jié)晶狀，呈現(xiàn)出明顯的脆性斷裂特征；圖9(b)中斷面不平齊，斷口呈鋸齒狀，是典型的韌性斷裂.測得試樣的沖擊功AK值和計算得出的沖擊韌性αK值如表6所示.

(2)

通過公式(2)將沖擊功轉(zhuǎn)換成沖擊韌性，其中F為V型缺口處的橫截面積.

(a)筒體分層處試樣 (b)對比試樣 圖9 試樣斷口形貌Fig.9 Fracture mode of specimens

性能試樣筒體試樣對比試樣沖擊功AK/J80．1185．5沖擊韌性αK/J·cm-2100．13231．88

2 筒體分層處有限元分析

氫腐蝕使換熱器筒體局部出現(xiàn)分層現(xiàn)象，并產(chǎn)生屈服變形(見圖2).這說明分層處腔壓很大，到底多大的腔壓能使分層邊緣發(fā)生屈服以及此時分層處應力的分布情況，將通過有限元方法進一步計算與討論.

2.1 分層筒體有限元模型的建立

圖10 筒體模型幾何尺寸示意圖 model diagram of heat exchanger shell

圖11 換熱器筒體對稱模型圖 finite element diagram of heat exchanger shell

2.2 筒體分層處應力計算及分析

對有限元模型施加邊界條件，坐標方向如圖10所示，位移邊界條件：面1和面2的Y向位移為零，面3的Z向位移為零；力邊界條件：筒體內(nèi)表面施加工作內(nèi)壓1.6 MPa，筒體端面施加24 MPa拉應力，在分層腔體的上下表面分別施加P為8 MPa、8.5 MPa、9 MPa、9.5 MPa、10 MPa和10.5 MPa的腔壓.計算6種腔壓情況下筒體的應力分布情況.圖12為分層處在腔壓為9.68 MPa時的應力分布情況.

圖12 分層處的應力分布情況Fig.12 Stress distributions of layered region

圖13 分層邊緣應力隨腔壓變化曲線Fig.13 Curve for edge stress as the pressure increased

2.3 應力強度因子的確定

圖14 文獻1中應力強度因子變化曲線Fig.14 The variation curve of stress intensity factor in document [1]

圖15 應力強度因子變化曲線Fig.15 The variation curve of stress intensity factor

在已知腔壓的情況下，通過圖13中的曲線，可以快速得出最大的應力強度因子的值，對此時裂紋是否擴展能快速地做出定量的判斷，對發(fā)生腐蝕分層換熱器筒體的安全評定具有參考和指導意義.

3 結(jié) 語

氫腐蝕分層使筒體材料局部劣化，破壞了材料的均勻性和連續(xù)性，材料的強度極限降低，屈強比上升，材料韌性下降，抵抗裂紋擴展能力下降.材料變形及應力分析表明，分層處應力狀態(tài)為非薄膜應力狀態(tài)，有較大的局部應力產(chǎn)生；并有進一步擴大分層的趨勢.以上情況說明氫腐蝕分層使換熱器筒體的承載能力下降.

致謝

在論文前期調(diào)研取樣過程中，武漢石化公司領導和技術人員給予的大力支持和幫助；實驗檢測中，武漢工程大學的石大力和劉春暉兩位老師的辛勤指導與協(xié)助；論文后期的建模計算中，謝飛和魏衛(wèi)等同學的積極參與和付出等，在此一并表示由衷的感謝和敬意.

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