盧雪梅, 李燕姣, 岳 彬, 閆森智, 宋文明

(機(jī)械工業(yè)上海藍(lán)亞石化設(shè)備檢測所有限公司, 上海 201518)

某公司天然氣凈化廠的硫磺回收裝置為一套300×104m3·d-1天然氣凈化裝置的配套環(huán)保裝置，該裝置采用美國Merichem公司開發(fā)的LO-CAT硫磺回收工藝，其工藝的核心設(shè)備為一個(gè)吸收/氧化反應(yīng)器。該反應(yīng)器由7個(gè)主室組成，包括1個(gè)反應(yīng)室,2個(gè)氧化室，3個(gè)吸收室及1個(gè)脫氣室，各主室之間采用擋板隔離，反應(yīng)器的主體材料是S30403不銹鋼，直徑為8 300 mm，名義壁厚為7 mm，公稱容積為450 m3，設(shè)計(jì)壓力為0.025 MPa，設(shè)計(jì)溫度為65 ℃。脫硫流程為酸氣在76 ℃和69 kPa的條件下進(jìn)入吸收氧化反應(yīng)器的3個(gè)吸收室，與循環(huán)溶液逆向接觸后，脫除酸氣中的H2S，焚燒后排放至大氣；吸收H2S的循環(huán)溶液進(jìn)入反應(yīng)室，在Fe3+的作用下將S2-轉(zhuǎn)換成單質(zhì)硫，并生成Fe2+；反應(yīng)后溶液進(jìn)入2個(gè)氧化室，與增壓后的空氣發(fā)生氧化反應(yīng)，F(xiàn)e2+轉(zhuǎn)化為Fe3+，溶液達(dá)到再生。反應(yīng)器在運(yùn)行中要周期性通入氣體和空氣以使生成的硫磺不附著在設(shè)備表面或者完成Fe2+的轉(zhuǎn)化。

該公司的硫磺回收裝置在運(yùn)行過程中，發(fā)現(xiàn)反應(yīng)器外壁有多處發(fā)生泄漏。在檢修時(shí)發(fā)現(xiàn)反應(yīng)器內(nèi)部擋板的加強(qiáng)角鋼與反應(yīng)器壁內(nèi)側(cè)焊接接頭處存在多條裂紋，部分裂紋擴(kuò)展至外壁，引起了反應(yīng)器泄漏。筆者通過一系列檢驗(yàn)和有限元模擬分析等方法分析了該反應(yīng)器的開裂原因，并提出了相應(yīng)的解決措施。

1 理化檢驗(yàn)

1.1 宏觀分析

對該反應(yīng)器進(jìn)行開罐檢查，測量壁厚以及進(jìn)行相應(yīng)的表面檢測，檢查結(jié)果發(fā)現(xiàn)該反應(yīng)器內(nèi)、外壁均無明顯的腐蝕現(xiàn)象和設(shè)備壁厚減薄現(xiàn)象，實(shí)測最小壁厚為6.9 mm；外壁存在4處漏點(diǎn)，滲透檢查發(fā)現(xiàn)外壁、內(nèi)壁共存在3條裂紋，裂紋宏觀形貌如圖1和圖2所示。由圖2可見，發(fā)生開裂的部位位于內(nèi)部擋板加強(qiáng)角鋼與反應(yīng)器壁內(nèi)側(cè)焊接接頭處，裂縫出現(xiàn)在焊趾處，裂紋穿透器壁，導(dǎo)致反應(yīng)器發(fā)生泄漏，裂紋處存在結(jié)構(gòu)不連續(xù)處、應(yīng)力集中以及焊后殘余應(yīng)力的問題。

圖1 開裂反應(yīng)器外壁裂紋宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of cracks on outer wall of the cracked reactor

圖2 開裂反應(yīng)器內(nèi)壁裂紋宏觀形貌Fig.2 Macro morphology of cracks on inner wall of the cracked reactor

1.2 化學(xué)成分分析

在含有完整裂紋的部位取樣，對其進(jìn)行化學(xué)成分分析，結(jié)果見表1?？梢娫摬课坏幕瘜W(xué)成分符合GB/T 24511—2017《承壓設(shè)備用不銹鋼和耐熱鋼鋼板和鋼帶》對S30403不銹鋼的成分要求。

表1 開裂反應(yīng)器的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical compositions of the cracked reactor (mass fraction) %

1.3 硬度測試

依據(jù)GB/T 4340.1—2009《金屬材料 維氏硬度試驗(yàn) 第1部分：試驗(yàn)方法》，對反應(yīng)器開裂部位試樣進(jìn)行硬度測試，結(jié)果見表2，可見其硬度滿足GB/T 24511—2017中對S30403不銹鋼的技術(shù)要求。

表2 開裂反應(yīng)器的硬度測試結(jié)果Tab.2 Hardness test results of the cracked reactor HV10

1.4 金相分析

對反應(yīng)器開裂部位試樣進(jìn)行金相檢驗(yàn)，如圖3和圖4所示。可見裂紋尖端較鈍，呈穿晶特征，裂紋內(nèi)壁無明顯腐蝕痕跡。反應(yīng)器母材顯微組織為奧氏體+析出相，析出相呈條帶狀分布，含量約為9.6%(面積分?jǐn)?shù))，焊縫、熱影響區(qū)的顯微組織正常。裂紋位于近焊縫處的反應(yīng)器母材上，向板材壁厚方向擴(kuò)展，裂紋尖端較鈍，無分叉，無產(chǎn)物附著，不具備應(yīng)力腐蝕開裂特征。

圖3 裂紋尖端處顯微組織形貌Fig.3 Microstructure morphology of crack tip

圖4 裂紋源區(qū)顯微組織形貌Fig.4 Microstructure morphology of crack source zone

1.5 斷口分析

對反應(yīng)器開裂部位試樣采用掃描電鏡(SEM)進(jìn)行微觀形貌觀察，如圖5和圖6所示?？梢娏鸭y源區(qū)、裂紋擴(kuò)展區(qū)均存在疲勞輝紋，輝紋密集、間距較小，為疲勞開裂的典型特征。

圖5 裂紋源區(qū)SEM形貌Fig.5 SEM morphology of crack tip source zone

圖6 裂紋擴(kuò)展區(qū)SEM形貌Fig.6 SEM morphology of crack growth zone

2 分析與討論

2.1 應(yīng)力分析

采用有限元分析軟件Ansys Workbench作為應(yīng)力分析的工具，開裂發(fā)生于擋板與反應(yīng)器壁的連接處，因此選用擋板及與其相連的部分反應(yīng)器壁建模進(jìn)行分析。由于反應(yīng)器運(yùn)行過程中，循環(huán)溶液中會(huì)周期性通入氣體，使容器中的液體發(fā)生涌動(dòng)，液體的涌動(dòng)將會(huì)形成應(yīng)力，傳遞給器壁和擋板，引起連接部位承受交變應(yīng)力。根據(jù)運(yùn)行工況，分為兩種情況分析其應(yīng)力分布，一種情況為溶液中通入氣體時(shí)擋板及器壁的應(yīng)力情況，另一種情況為溶液中未通入氣體時(shí)擋板及器壁的應(yīng)力情況。應(yīng)力分析時(shí)所考慮的載荷有反應(yīng)器內(nèi)壓、自重、風(fēng)載、地震力、液柱靜壓力等。位移邊界條件為裙座底板下表面、中心圓柱底板下表面及容器殼體上端施加約束，即Δx=Δy=Δz=0。

兩種情況下反應(yīng)器擋板的總變形量如圖7和圖8所示。由圖7和圖8可以看出，在通入氣體時(shí)擋板的變形量較大，最大值為44.399 mm，未通入氣體時(shí)擋板的變形量較小，最大值為8.833 mm。

圖7 通入氣體時(shí)擋板總變形量模擬圖Fig.7 Simulation diagram of total deformation of baffle with gas

圖8 未通入氣體時(shí)擋板總變形量模擬圖Fig.8 Simulation diagram of total deformation of baffle without gas

兩種情況下的反應(yīng)器器壁及擋板的應(yīng)力云圖如圖9和圖10所示。由圖9和圖10可以看出，通入氣體時(shí)等效應(yīng)力的最大值發(fā)生在擋板角鋼與反應(yīng)器器壁連接處，其值為448.5 MPa，未通入氣體時(shí)器壁的應(yīng)力強(qiáng)度較小，最大值為75.043 MPa。

圖9 通入氣體時(shí)反應(yīng)器壁及擋板的應(yīng)力云圖Fig.9 Stress nophogram of reactor wall and baffle with gas

圖10 未通入氣體時(shí)反應(yīng)器壁及擋板的應(yīng)力云圖Fig.10 Stress nephogram of reactor wall and baffle without gas

兩種情況下的反應(yīng)器器壁線性化應(yīng)力分布結(jié)果如圖11和圖12所示。其中縱坐標(biāo)指的是反應(yīng)器器壁上最大應(yīng)力點(diǎn)處(A-A截面)的一次應(yīng)力和二次應(yīng)力之和,橫坐標(biāo)指的是反應(yīng)器器壁的厚度，將其劃分為48等份。由圖11和圖12可以看出，通入氣體時(shí)反應(yīng)器器壁線性化一次加二次應(yīng)力為408.93 MPa，未通入氣體時(shí)器壁線性化一次加二次應(yīng)力為26.97 MPa。

圖11 通入氣體時(shí)反應(yīng)器器壁上最大應(yīng)力處(A-A截面) 的線性化應(yīng)力曲線Fig.11 Linearized stress curves at the maximum stress (A-A section) on reactor wall with gas

圖12 未通入氣體時(shí)反應(yīng)器器壁上最大應(yīng)力處(A-A截面) 的線性化應(yīng)力曲線Fig.12 Linearized stress curves at the maximum stress (A-A section) on reactor wall without gas

2.2 強(qiáng)度評定

根據(jù)JB 4732—1995(R2005)《鋼制壓力容器分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》中各類應(yīng)力強(qiáng)度的允許極限規(guī)定，選取反應(yīng)器器壁應(yīng)力最大處作為強(qiáng)度評定分析點(diǎn)，通入氣體時(shí)反應(yīng)器器壁的強(qiáng)度評定結(jié)果如表3所示。 未通入氣體時(shí)反應(yīng)器器壁的強(qiáng)度評定結(jié)果如表4所示。由表3和表4可以看出，該反應(yīng)器壁的強(qiáng)度校核在兩種操作狀態(tài)下均合格。

2.3 疲勞評定

當(dāng)溶液中通入氣體時(shí)，反應(yīng)器壁上應(yīng)力的最大值在大塊擋板上端三角鋼筋板與器壁連接處，為448.15 MPa。當(dāng)溶液中未通入氣體時(shí)，此點(diǎn)的應(yīng)力為75.043 MPa，考慮溫度調(diào)整系數(shù)，故此點(diǎn)的應(yīng)力幅為221.1 MPa。根據(jù)JB 4732-1995(R2005)附錄C以疲勞分析為基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)中的圖C-2奧氏體不銹鋼的疲勞設(shè)計(jì)曲線，應(yīng)力幅為221.1 MPa對應(yīng)的循環(huán)次數(shù)約為110 000次(相當(dāng)于設(shè)備連續(xù)運(yùn)行19月的循環(huán)次數(shù))。此循環(huán)次數(shù)遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于反應(yīng)器運(yùn)行10年的循環(huán)次數(shù)691 200次，所以此反應(yīng)器器壁的疲勞評定結(jié)果為不通過。

表3 通入氣體時(shí)A-A截面的強(qiáng)度評定結(jié)果Tab.3 Strength evaluation results of A-A section with gas

表4 未通入氣體時(shí)A-A截面的強(qiáng)度評定結(jié)果Tab.4 Strength evaluation results of A-A section without gas

3 結(jié)論及建議

該反應(yīng)器內(nèi)壁擋板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理，導(dǎo)致?lián)醢迳系募訌?qiáng)角鋼與反應(yīng)器壁焊接接頭處的應(yīng)力較大，在周期性通入空氣的作用下，反應(yīng)器壁發(fā)生了疲勞開裂。

建議改進(jìn)反應(yīng)器擋板的結(jié)構(gòu)，擋板上增加槽鋼橫筋，以增加擋板的剛性；在擋板橫筋與反應(yīng)器壁連接處增加墊板，減小連接處應(yīng)力；在運(yùn)行中提高反應(yīng)器的運(yùn)行平穩(wěn)性，避免較大的沖擊應(yīng)力。