《武汉工程大学学报》 2013年02期
74-79
出版日期：2013-02-28
ISSN:1674-2869
CN:42-1779/TQ
氢腐蚀分层对换热器筒体承载能力的影响
0引言某石化公司检修时，发现催化裂化工段中换热器的筒体发生氢腐蚀分层现象（筒体材料为16MnR，壳层介质中含有湿硫化氢）.在筒体内表面上发现有多处存在呈放射状的交叉裂纹，并在交叉点中间有轻微鼓起现象，如图1所示.在该部位取样并沿厚度方向切割后，发现筒体在沿厚度方向中面处发生了严重的分层，如图2所示.前期已经对该氢腐蚀分层的椭圆裂纹进行了应力强度因子变化规律的计算\[1\].本文通过化学成分分析、硬度测试、拉伸试验以及夏比V口冲击韧性试验，对腐蚀分层后的筒体材料进行综合分析.并对分层的筒体进行有限元计算.讨论氢腐蚀分层对换热器筒体承载能力的影响.图1换热器筒体内表面交叉裂纹Fig.1The crack developed on the inner on surface of heat exchanger图2筒体分层处沿厚度方向的剖面图Fig.2The section of inner surface crack in thickness-direction 1材料性能分析1.1化学成分分析对氢腐蚀分层区域取样进行化学成分分析，检测结果如表1所示.根据GB66541996《压力容器用钢板》\[2\]对16MnR钢板成分的要求，从表1可知，在筒体分层处的Si、P、C、S含量均在正常范围之内，但Mn元素的含量严重的低于国标中的规定.表1试样成分检测结果Table 1Test results of chemical constituents (mass fraction)%各成分的质量分数SiMnPCS试样0.190.650.0110.1260.0051GB66541996/（16MnR钢板）0.20~1.601.20~1.60≤0.035≤0.20≤0.0301.2硬度测试对筒体分层部位线切割取样，如图3所示，将试样编号为1、2、3，其中试样1、试样2 为圆柱形，尺寸为20×12 mm.试样3为矩形，尺寸为20×20×12 mm（长×宽×厚），测试使用HB3000B型布氏硬度测试仪，选用直径为2.5 mm的压头（针对16MnR钢材）.试样1、试样2及试样3的测试点分别如图4和图5所示.其中，试样3的侧面1与侧面2为两个相邻面，在侧面2的中间位置存在一条肉眼可见的裂纹.测试结果如表2～3所示.图3切割取样示意图Fig.3Diagram of Curing test specimens图4试样1与试样2上测试点示意图Fig.4Diagram of test points on test specimens 1 and 2(a)侧面1测试点(b)侧面2测试点图5试样3上测试点位置示意图Fig.5Diagram of test points on test specimens 3表2测试点的布氏硬度值Table 2Brinell hardness of test pointsHB试样测试点12345试样1146144156149152试样2145146153165150试样3侧面2149150152166161表3试样3侧面1上的测试点布氏硬度Table 3Brinell hardness of test points on side 3 on test specimens 3HB测试点123456789硬度156144160148160149158158156根据GB/T 231.22002《金属布氏硬度试验》\[3\]中要求16MnR材料的布氏硬度应在120～180 HB之间.从表2～3可知，符合GB/T 231.22002中对16MnR材料的硬度要求.第2期何家胜，等：氢腐蚀分层对换热器筒体承载能力的影响武汉工程大学学报第35卷1.3拉伸试验根据GB/T 2282002《金属材料室温拉伸试验方法》\[4\]对分层部位进行线切割取3个试样进行试验测试材料的屈服强度σs、拉伸强度σb力学性能指标.试样尺寸如图6所示.根据所得数据绘制出试样的力位移曲线图，如图7所示.图6标准拉伸试样示意图Fig.6Diagram of tensile test pieces图7试样的力位移曲线图Fig.7ForceDisplacement Curve of Specimens试验中测得的数据是材料的Fs（屈服拉力）和Fb（最大拉力），最终材料的σs和σb通过式（1）确定.σs=FsAσb=FbA（1）式（1）中，A为拉伸试样标定部位的横截面积.试样拉断后，从曲线可得试样的Fs上（上屈服极限拉力）、Fs下（下屈服极限拉力）和Fb，由于下屈服极限拉应力较为稳定且保险，因此取Fs下作为材料屈服拉应力σs的指标，如表4所示.计算得出的屈服强度σs和拉伸强度σb，如表5所示.表4材料的Fs下和FbTable 4Fs下 and Fb of specimenskN试样1试样2试样3Fs下29.1223.1428.91Fb37.7431.0736.85表5试样的σs和σbTable 5σs and σb of specimensMPa试样1试样2试样3σs364289361σb47138846016MnR钢料\[5\]屈服强度σs为355 MPa，拉伸强度σb为510 MPa.从表3中可以看出，试样1与试样3的σs略有升高，σb有所降低，屈强比增大，而试样2的σs和σb则明显降低.试样2的中间位置上有一条沿长度方向扩展的裂纹，且沿厚度方向有轻微的分层，说明氢腐蚀导致了该试样测试结果的明显降低.对比试样1与试样3说明氢腐蚀分层致使换热器筒体材料的力学性能下降，材质性能明显劣化.1.4夏比冲击韧性试验根据GB/T 2292007\[6\]中的要求对筒体分层部位取样，其中一个是未使用过的16MnR钢板对比试样.试样及尺寸如图8所示，在长度方向中间开2 mm深的V型缺口，缺口张开角度为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.图8夏比冲击试验试样及尺寸Fig.8Specimens and its dimensions of sharpy impact test试验后的试样形貌如图9所示.图9(a)中断口平齐，断面与长度方向垂直，断口状态为结晶状，呈现出明显的脆性断裂特征；图9(b)中断面不平齐，断口呈锯齿状，是典型的韧性断裂.测得试样的冲击功AK值和计算得出的冲击韧性αK值如表6所示.αK＝AKF（2）通过公式（2）将冲击功转换成冲击韧性，其中F为V型缺口处的横截面积.(a)筒体分层处试样(b)对比试样图9试样断口形貌Fig.9Fracture mode of specimens表6试样冲击功AK值和冲击韧性αK值Table 6Impact energy Values AK and impact toughness αK of specimens性能试样筒体试样对比试样冲击功AK/J80.1185.5冲击韧性αK/J·cm-2100.13231.88从表6中可以看出，筒体试样的冲击韧性αK值不足对比试样的12.说明筒体在发生氢腐蚀分层之后，其韧性明显降低，对裂纹扩展的抵抗力严重下降，易引发脆性断裂\[78\].2筒体分层处有限元分析氢腐蚀使换热器筒体局部出现分层现象，并产生屈服变形（见图2）.这说明分层处腔压很大，到底多大的腔压能使分层边缘发生屈服以及此时分层处应力的分布情况，将通过有限元方法进一步计算与讨论.2.1分层筒体有限元模型的建立由于筒体氢腐蚀分层产生的曲面椭圆裂纹的几何尺寸和载荷分布在空间上对称，所以取筒体及分层区域的14建立几何模型，筒体外径为1 200 mm，长度为2 000 mm，其它相关尺寸如图10所示，先建立三维椭圆裂纹尖端\[8\]，然后对几何模型进行单元网格划分\[9\]，建好后的有限元分析模型如图11所示.图10筒体14模型几何尺寸示意图Fig.1014 model diagram of heat exchanger shell 图11换热器筒体14对称模型图Fig.1114 finite element diagram of heat exchanger shell2.2筒体分层处应力计算及分析对有限元模型施加边界条件，坐标方向如图10所示，位移边界条件：面1和面2的Y向位移为零，面3的Z向位移为零；力边界条件：筒体内表面施加工作内压1.6 MPa，筒体端面施加24 MPa拉应力，在分层腔体的上下表面分别施加P为8 MPa、8.5 MPa、9 MPa、9.5 MPa、10 MPa和10.5 MPa的腔压.计算6种腔压情况下筒体的应力分布情况.图12为分层处在腔压为9.68 MPa时的应力分布情况.图12分层处的应力分布情况Fig.12Stress distributions of layered region 从图12中的应力分布云情况可以看出，在分层边缘有较大的应力集中，分层区域应力沿厚度分布不均，最大应力位于分层边缘线与椭圆裂纹短半轴的交汇处（图12圆圈标记处），6种腔压作用下的最大应力点都在这个位置.绘制分层边缘最大应力随腔压变化曲线，如图13所示，最大应力随腔压的增大而近似线性增大.当腔压P为9.68 MPa时，分层边缘最大应力为355 MPa，达到材料的屈服极限，即腐蚀分层边缘达到屈服时的临界腔压P为9.68 MPa.该换热器筒体在没有出现腐蚀分层的情况下，筒体的环向薄膜应力（σθ=PD2δ），仅为68.7 MPa，整个筒体上应力沿厚度方向均匀分布，而由于腐蚀分层的出现，导致筒体局部出现高应力区，破坏了筒体的薄膜应力状态.图13分层边缘应力随腔压变化曲线Fig.13Curve for edge stress as the pressure increased2.3应力强度因子的确定根据文献\[1\]中分层边缘应力强度因子变化曲线（见图14），通过有限元方法进一步计算完善了腔压P为5 MPa、10 MPa、20 MPa时的应力强度因子，得到了其变化曲线（见图15），得出了应力强度因子最大点为θ=9π24处.通过对分层筒体的有限元计算，已经得到了分层处应力达到屈服极限355 MPa时的临界腔压P为9.68 MPa，则此时的应力强度因子便可由图15的曲线得出，约为14.27 MPa·m12.图14文献1中应力强度因子变化曲线Fig.14The variation curve of stress intensity factor in document \[1\]图15应力强度因子变化曲线Fig.15The variation curve of stress intensity factor在已知腔压的情况下，通过图13中的曲线，可以快速得出最大的应力强度因子的值，对此时裂纹是否扩展能快速地做出定量的判断，对发生腐蚀分层换热器筒体的安全评定具有参考和指导意义.3结语氢腐蚀分层使筒体材料局部劣化，破坏了材料的均匀性和连续性，材料的强度极限降低，屈强比上升，材料韧性下降，抵抗裂纹扩展能力下降.材料变形及应力分析表明，分层处应力状态为非薄膜应力状态，有较大的局部应力产生；并有进一步扩大分层的趋势.以上情况说明氢腐蚀分层使换热器筒体的承载能力下降.致谢在论文前期调研取样过程中，武汉石化公司领导和技术人员给予的大力支持和帮助；实验检测中，武汉工程大学的石大力和刘春晖两位老师的辛勤指导与协助；论文后期的建模计算中，谢飞和魏卫等同学的积极参与和付出等，在此一并表示由衷的感谢和敬意.