聚酯終縮聚圓盤反應器圓盤加固連接塊斷裂失效分析與改造

余勝堯

(中國石化儀征化纖有限責任公司聚酯中心，江蘇儀征　211900)

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設備改造

聚酯終縮聚圓盤反應器圓盤加固連接塊斷裂失效分析與改造

余勝堯

(中國石化儀征化纖有限責任公司聚酯中心，江蘇儀征211900)

本文通過對聚酯裝置中圓盤反應器圓盤加固連接塊失效原因進行了分析和計算，判斷出在某些狀況下，圓盤加固連接塊失效不可避免，同時提出了改進措施和建議，對于今后針對圓盤加固和改造具有指導作用。

圓盤反應器連接塊斷裂粘度拉伸應力強度校核

聚酯裝置主流程為五釜反應流程，最后一釜最終縮聚反應器為盤環反應器，又稱為圓盤反應器。聚酯進口裝置圓盤反應器由德國吉碼公司設計、德國蒂森(THYSSEN)公司制造，其型式為帶螺旋形夾套臥式多室圓盤反應器，設計負荷100 t/d，經過儀化公司的不斷優化與改造，增容生產線已達到165 t/d。圓盤反應器是聚酯生產最關鍵的設備之一，發生故障將對聚酯生產造成重大影響。

1　圓盤反應器主要結構介紹

1.1反應器釜體

聚酯吉碼裝置圓盤反應器[1]筒體內徑為3 m，長6.8 m，容積48 m3。筒體內部由12塊大隔板(T1～T12)分成13個室，以使物料呈活塞流(平推流)前進而不返混，另外還有15塊小隔板(ST7.1～ST12.2)分布在第7～12室中，配合盤環的轉動來撕裂熔體物料、加大蒸發面積，但不起防止物料返混的作用。大、小隔板共27塊，固定在筒體內壁上，一端為固定端，另一端為活動端，活動端可允許29 mm的位移量。物料自第一室頂部進口進入反應器，熔體進口管與水平面呈30°，并設擋板使物料沿反應器內壁流下，有利于乙二醇等的蒸發；物料出口在最后一室(第13室)底部。

1.2反應器圓盤分布

圓盤反應器[2]除第13室為物料出口未設置圓盤外，第1～12室內共設置了52塊外徑(2 850 mm)相同、內徑由2 190 mm逐漸加大至2 450 mm的圓盤，圓盤及輪輻材質分別為1.4301、1.4541(二者性能基本接近)。原設計52塊圓盤分布情況為：1～3室(RS1～RS3)每室6塊成組設置共18塊，4室(RS4)為5塊成組設置，5～6室(RS5～RS6)每室4塊成組設置共8塊，7～9室(RS7～RS9)每室4塊單個設置共12塊，10～12室(RS10～RS12)每室3塊單個設置共9塊。

2　圓盤反應器圓盤失效損壞與改造情況

2.1圓盤失效與改造

圓盤反應器內圓盤及隔板等部件經過投用初期的改進與優化(包括操作方面)后，運行穩定，直至使用20年以后，開始出現疲勞損壞。2007年10月，X單元RO5.2圓盤故障，第10～12室7塊圓盤(RS21～RS27)嚴重損壞或變形，第12室最后3塊圓盤損壞尤其嚴重，第10～12室之間的3塊大隔板(T10～T12)和第11、12室內的4塊小隔板(ST11.1、ST11.2、ST12.1、ST12.2)也嚴重損壞，高粘端射源套管嚴重彎曲變形等；2012年10月，Y單元R05.2圓盤故障，第8室第3(RS13)、第4(RS14)塊圓盤變形損壞嚴重,第8、9室間T8大隔板斷裂損壞，第8室第2(RS12)塊圓盤變形，第9室第1(RS15)塊圓盤變形；2013年7月，Z單元R05.1圓盤故障，第6室組合盤(RS6)變形嚴重，第7室第1塊(RS7)和第2塊(RS8)單盤設置圓盤損壞，第6室和第7室之間T6大隔板損壞，第5室和第6室之間T5大隔板磨損。除嚴重變形損壞的圓盤外，其它圓盤包括其它圓盤反應器的圓盤也存在不同程度的變形。

2007年，X單元R05.2圓盤損壞故障發生后，公司多次組織相關專家進行討論，最終確定取消第7～12室小隔板、對圓盤進行組合加固改造的方案，其后圓盤的損壞及其它圓盤反應器的加固改造延用了這一方案。

圓盤反應器第7～12室各相鄰單盤之間的輪輻都錯開2.5°，對單盤進行加固連接的連接塊為平行四邊形，使用9 mm厚度的不銹鋼板加工制作而成(連接尺寸按設計相鄰圓盤輪輻間距)，共75塊，如圖1所示。連接塊與圓盤輪輻采用氬弧焊，焊接位置在距離圓盤外緣410 mm處。

圖1　圓盤組合加固連接塊

2.2加固連接塊損壞情況

圓盤反應器進行圓盤組合加固改造后，經過一段時間運行，利用停車檢修間隙對連接塊加固情況進行了檢查，均在最后一室3塊圓盤處發生加固連接塊斷裂的現象，其它室迄今未發現。目前已檢查過的圓盤反應器加固連接塊斷裂情況詳見表1。

表1　圓盤反應器加固連接塊斷裂情況

從上表可見，加固改造的圓盤反應器，不論使用時間長短，最后3塊圓盤或多或少均存在連接塊斷裂的情況，除Y單元第一次有雙側斷裂及掉落外，其余均為單側斷裂(相對薄弱的一側斷裂后應力得到釋放，另一側不再斷裂)。倒數第1、2塊圓盤及倒數第2、3塊圓盤間連接塊斷裂的數量也大致相當。

處理方式上，X單元R05.1連接塊斷裂及Y單元R05.1連接塊第一次斷裂均僅為重新加工更換，因此，2015年3月Y單元停車檢修檢查，連接塊再次發生斷裂現象，只是斷裂的數量還較少。Z單元R05.1考慮到了變形尺寸，但10塊連接塊仍為2種尺寸(同時材質由304改為316L)。從Z單元起在距圓盤外緣560 mm處再增加第2塊連接塊，其長度與第1塊一致，此后的處理基本按Z單元的處理方式，其效果尚有待檢驗。

3　連接塊斷裂失效分析

圓盤反應器內圓盤及加固連接塊的受力情況較為復雜，連接塊受著驅動力、物料阻力(流體剪切力)、拉伸應力、加工應力、焊接應力、熱應力等的共同作用，下面試從物料阻力、拉伸應力及連接塊的強度等主要方面對連接塊的斷裂作定量或定性的分析。

3.1熔體攪拌阻力及連接塊剪切力計算

圓盤反應器加固改造后由于小隔板全部拆除(共15塊)，小隔板的主要作用是配合盤環的轉動來撕裂熔體物料、加大蒸發面積，但不起防止物料返混的作用，實際是增加了物料的縮聚速度。表2為6臺已加固及未加固的圓盤反應器相關工況及運行參數情況。

表2　某裝置6臺R05圓盤反應器相關工況及運行參數表

上表中輸出扭矩T計算公式為：

其中Φ為功率因素，取0.85；η1為電機效率，取0.95；η2為減速箱的效率，取0.95；n為減速箱輸出軸轉速。

由表2可見，在基本相同的負荷及產品的工況下，進行過加固改造的圓盤反應器其出口液位較未改造的要高些，電流及驅動轉矩也要高些。

輸出扭矩主要是驅動攪拌軸、圓盤及物料轉動，即T=F×L，F為總驅動力，L為圓盤半徑，根據試車時攪拌器空轉的運行情況，其電流近30 A，在不考慮油膜摩擦阻力的情況下，物料驅動力矩T2為總驅動力矩T減去空轉驅動力矩T1。以Z單元R05.1為例，物料驅動力矩約為52 500 Nm。

52塊圓盤對物料的驅動力為

圓盤反應器最后3塊圓盤在第12室，出口在第13室(無圓盤)底部，12室處的物料粘度基本就是出口粘度，其特性粘度為0.675 dL/g，動力粘度μ2為360 Pa·s(約為3 600泊)。進口物料特性粘度為0.2 dL/g(增容線為0.3 dL/g)，動力粘度μ1為0.5 Pa·s(約為5泊)。物料在圓盤的攪拌下呈活塞流(平推流)的形式運動，物料的徑向流動近似為圓盤轉速，其流動狀態可通過計算出雷諾數進行確定。

ρ為流體密度，熔體約為1.172×103kg/m3,反應器進出口基本一樣；

μ為流體動力粘度，Pa·s；

對于圓盤反應器進口處，雷諾數為

按表2可知Z單元R05.1進口液位35%計算水力半徑R1為0.712 5 m。

代入相關數值計算出進口物料雷諾數Re1為598，同理計算出口物料雷諾數Re2為0.83。

進出口物料雷諾數均小于2 000，為層流，沿程阻力系數為

結合達西公式，物料在兩個圓盤間的沿程損失

圓盤攪拌物料流過相同的長度，出口處阻力為進口處的720倍。由于最后一室為圓盤，且小隔板取消后出口液位有所增高，物料存在返混，第12室的物料非常接近出口粘度，該室3塊圓盤的攪拌阻力基本是一樣的。而進口處粘度上升慢，前3塊圓盤處的粘度可近似看成相當，這樣，最后3塊圓盤的攪拌阻力為前3塊圓盤的720倍。事實上，由于第12室受物料返混的沖擊與影響，這個比值還會大些。

圓盤將物料攪拌到下一塊圓盤外緣處受到的物料剪切力為

上式中，γ為該段物料的容重9.8ρ，l為兩圓盤間距即連接塊長度。

將式(1)、式(2)代入上式，得

代入相關數值，計算出最后一室圓盤外緣處的剪切力為5.8 kPa。其攪拌范圍內的剪切力參照管束流動剪切力公式：

對于連接塊，上式中r為圓盤半徑，r0為r減去連接塊距圓盤外緣的距離(2.85/2-0.41),由此計算出連接塊的流體剪切力為4.1 kPa。

另外，根據前面的計算，最后一塊圓盤受力為第一塊圓盤的720倍，而圓盤總物料阻力為36 842 N，在粘度均勻增加的情況下受力也均勻增加，假設同一室圓盤受力相近，將總受力按12室簡化處理，可算出第1室圓盤阻力為8.5 N，最后1室為6 120 N。最后1室3塊圓盤，由于液位低于反應器一半，圓盤一般只有2根輪輻部分盤面受力，圓盤內外徑分別為2 450 mm、2 850 mm，其平均剪切阻力按下式計算：

代入相關數值計算最后一室圓盤平均剪切力為3.4 kPa。對于圓盤外緣處的剪切力,參照式(4)計算為6.8 kPa。這個簡化計算的數值與前面通過流體力學計算的剪切力相差不是很大。

由于圓盤隨攪拌器的轉動不斷進出物料，因此，物料對圓盤及連接塊的剪切力是一個交變應力。

3.2連接塊拉伸應力計算分析

圓盤反應器連接塊除受外部的物料剪切力外，還有一個主要的受力，由于圓盤存在變形，連接塊強行矯正進行組合加固產生的拉伸應力。從連接塊斷裂后產生的間距來看，有些連接塊斷裂后產生了最大10 mm左右的間距(圖2)，對于輪輻來說，也即在此處產生了10 mm左右的彎曲塑性變形，連接塊的拉伸應力即為輪輻的彎曲應力,其彎曲正應力符合胡克定律。

E為鋼材的彈性模量，對于普通不銹鋼約為194 GPa；ε為彈性應變；y為變形量，10 mm；ρ為曲率半徑。

輪輻原長L即為連接塊處的輪輻半徑減去輪轂半徑(190 mm)，計算為825 mm(1425-410-190),變形后長度近似等于原長L，變形后弧度為θ(10/825)，曲率半徑計算為34 031 mm。相關數值代入式(5)計算出該處輪輻的彎曲正應力為57 MPa，此力即為連接塊所受的拉伸應力。曲率半徑計算相關幾何關系如圖3所示。

圖2　連接塊斷裂部位圖

圖3　曲率半徑計算幾何關系示意圖

3.3連接塊強度校核與分析

根據GB150，普通不銹鋼板在300 ℃時，抗拉強度σb為127 MPa，許用應力[σ]為114 MPa，抗剪許用應力[τ]為85 MPa。連接塊的斷裂部位基本集中在兩個位置，一是角焊縫根部，二是連接塊兩端坡口邊緣。根據前面的計算，連接塊受到的拉伸應力為57 MPa(為抗拉許用應力的一半，雖然為靜應力，但由于12室圓盤受物料返混、EG蒸發、物料阻力等的沖擊與影響，靜應力并不是一成不變的，可近似看為應力幅變化較小的交變應力)，剪切力為4.1 kPa(近似看為脈沖交變應力)。

連接塊在受到拉伸應力的同時受到物料的交變剪切力等，其持久極限計算式為：

σr為材料持久極限，對于低碳鋼，取0.4σb；

εσ為尺寸系數，取0.8；

β為表面質量系數，連接塊粗糙度全為Ra12.5，取0.85；

Kσ為有效應力集中系數，取1.4；

以上相關數據根據連接塊的尺寸及表面粗糙度計算并查表得出，代入式(6)，計算連接塊持久極限應力為24.67 MPa，小于連接塊的拉伸應力57 MPa。實際上，連接塊加工應力集中部位還處于焊縫的熱影響區，要考慮到焊縫熱影響區強度下降的影響(焊接熱影響區近縫區強度一般為母材的0.7～0.9。即使把拉伸應力看作靜應力，將σr取σb值計算，再算上焊縫熱影響區強度下降(取0.8計算)，連接塊的抗拉強度也只有49 MPa，屈服強度只有44.68 MPa。

對于焊縫部位，可將式(6)的加工有效應力集中系數換為焊縫應力集中系數(最大集應力集中部位在根部)，尺寸系數及表面質量系數換為焊縫強度系數(在無嚴格焊接工藝控制的情況下，其強度系數取母材的0.7～0.8，由于焊縫部位受到連接塊的較大拉伸應力，還受到到溫度升高后熱應力及殘余應力的拉伸作用，當拉伸變量超過焊縫塑性極限時，就會產生裂紋；另外，物料的剪切應力(交變應力)對角焊縫的壽命影響也極為重要(根據前面的計算，第12室物料剪切力為第1室的720倍)，雖然單獨的物料剪力不足以破壞焊縫，但在焊縫受到多種力量綜合作用的情況力，較大的剪力對焊縫的壽命影響也很大。

因此，第12室圓盤在圓盤變形輪輻間距較大仍按設計尺寸加工連接塊安裝的情況下，斷裂失效基本是必然的。

4　措施與建議

綜合上述的計算與分析，連接塊的斷裂失效主要受拉伸應力及物料剪切力的影響。第12室由于物料阻力最大，圓盤的變形一般而言也是最大的，連接塊受到的拉伸應力也最大。因此，對于圓盤組合加固建議采取如下措施加以改進：

a) 12室圓盤加固連接塊的長度要按實際尺寸加工，輪輻拉伸變形量宜控制在3 mm以內。對于其它室圓盤，也要檢查圓盤的變形情況，間距與設計尺寸偏差較大的，連接塊尺寸也要按實加工。

b) 即使采取增加一塊連接塊加強的措施，連接塊長度與圓盤間距也不宜大于5 mm，同時要避免增加一塊連接塊造成的二次塑性變形。2007年X單元R05.1圓盤反應器圓盤損壞第一次加固時，由于最后一塊圓盤輪轂與鍵頂絲位置裝反，只能將圓盤反裝，由于角度變大，倒數第1、2塊圓盤兩輪輻間均增加了一塊連接塊，2011年初停車檢查時，也斷裂了3塊。

c) 適當提高連接塊的加工精度，特別是坡口及相鄰的連接塊表面，表面粗糙度應不高于Ra6.3；連接塊開坡口的過渡部位要平緩，倒圓角去除棱角，減小應力集中。

d) 圓盤反應器連接塊焊接前，清理干凈連接塊及輪輻，要采用多層焊的方式焊接，不要使用單層焊，減少焊接缺陷及應力集中，焊縫厚度要高于母材確保焊接強度。

e) 工藝操作上要盡量降低出口測的液位，減輕出口側的攪拌負擔。液位若增至40%時，要降低進料負荷。目前圓盤反應器出口液位普遍超過了32%，甚至有超過40%的，使得出口側的攪拌阻力增大。

[1]張瑞平，許智豐，姜際昭，等．聚酯生產設備[M]．南京：東南大學出版社，1991：215．

[2]郭松林.吉瑪公司聚酯裝置終縮聚圓盤反應器[J].聚酯工業,1996,(2)：55-64.

Fracture failure analysis and improvement of disc reinforced connection block of disc reactor

Yu Shengyao

(PETProductionCenterofSinopecYizhengChemicalFibreL.L.C.,YizhengJiangsu211900,China)

Disc reinforcement connecting block failure of disc reactor causes on polyester device were analyzed and calculated. Under certain conditions, disc reinforcement connecting block failure was inevitable. At the same time, the improvement measures and suggestions were put forward, which could guide the strengthening and improvement of the disc for future.

disk reactor；connection block；fracture；viscosity；tensile stress；strength check

2016-08-15

余勝堯(1979―)，貴州水城人，高級工程師，主要從事聚酯設備管理工作。

TH17

B

1006-334X(2016)03-0033-05