管殼式換熱器管箱開裂失效分析

韓守鵬* 王勝輝 許金沙 宋友立 徐洪濤

（1.上海市特種設備監督檢驗技術研究院 2.上海理工大學 能源與動力工程學院）

0 引言

管殼式換熱器是一種廣泛應用在石油、化工、食品及醫藥等行業的換熱設備。管殼式換熱器根據結構不同可以分為，固定管板式換熱器、浮頭式換熱器、U 形管換熱器和填料函式換熱器等[1]。管殼式換熱器由管箱、殼體、管板、管束和擋板等幾部分組成。在管殼式換熱器內進行換熱的兩種介質，一種在管內流動，其行程稱為管程；一種在管外流動，其行程稱為殼程。某化工企業的一臺管殼式換熱器的主要設計參數如表1 所示。

該管殼式換熱器管箱投用5 個月后出現開裂泄漏現象，如圖1 所示。裂紋主要集中分布在管箱筒體與隔板連接角焊縫處以及隔板拼接焊縫周圍，管箱筒體上有裂紋的區域內壁均對應著隔板角焊縫，且裂紋在筒體內壁基本沿隔板角焊縫筒體側的焊趾部位與焊縫平行的方向連續擴展，而在筒體外側呈斷續狀擴展，裂紋是由內側隔板角焊縫焊趾處啟裂并向外壁擴展。裂紋貫穿整個管箱筒體，從而導致介質泄漏。

表 1 換熱器主要設計參數

圖 1 換熱器管箱裂紋

利用有限元分析軟件ANSYS 對出現裂紋的管殼式換熱器管箱進行應力分析，得到換熱器管箱整體應力場分布情況，并基于JB 4732—1995（2005 年確認）《鋼制壓力容器——分析設計標準》進行強度評定[2]。另外，也對該換熱器的實際運行條件進行了調查和研究，并對該換熱器管箱裂紋進行了檢驗和分析。

1 有限元模型

1.1 物理模型和材料屬性

管殼式換熱器管箱的物理模型完全按照設計圖紙的尺寸來建立[3]，如圖2 所示。由于該管箱是平面對稱結構，于是采用1/2 的物理模型進行有限元分析計算。該管箱由蒸汽進出口、人孔、隔板、封頭和筒體組成，其中蒸汽進出口材質為15CrMoⅡ鍛件，內徑為203 mm，外徑為290 mm；人孔口材質為15CrMoⅢ鍛件，內徑為560 mm，外徑為675 mm；隔板、封頭和筒體材質為15CrMoR，隔板厚度為16 mm，封頭厚度為36 mm，管箱內徑為1 750 mm，管箱筒體厚度為36 mm。

圖 2 換熱器管箱物理模型

換熱器管箱所用材料為15CrMoR、15CrMoⅡ鍛件和15CrMoⅢ鍛件，材料彈性模量和屈服強度可按照JB 4732—1995（2005 年確認）標準中附錄G 的要求選用，材料許用應力和泊松比可按照GB 150—2011《壓力容器》材料部分的要求選用[4]。該換熱器設計溫度為420 ℃，在設計溫度下選用的材料性能參數如表2 所示。

表 2 材料性能數據表

1.2 單元選擇和網格劃分

該應力場有限元模型選擇了8 節點六面體結構分析單元Solid185。Solid185 單元用于構造三維固體結構，該單元適用于超彈性、應力鋼化、蠕變和大變形等場合[5-6]。該模型的整體網格單元數為233 055，節點總數為1 229 299。對模型中管箱結構突變和不連續處進行網格加密，確保其滿足計算精度要求。管箱局部網格細節如圖3 所示。

圖 3 換熱器管箱局部網格模型

1.3 約束條件

在管箱筒體下表面施加位移全約束邊界條件，將管箱中間剖面設置為對稱面，在管箱和接管內部表面施加設計壓力載荷4 MPa；在人孔和接管的端面施加等效拉應力載荷，人孔接管等效拉應力值為8.83 MPa，蒸汽進出口接管等效拉應力值為3.84 MPa，等效拉應力p 的計算公式如下[4]：

式中：pc——設計壓力，MPa；

D——接管外徑，mm；

d——接管內徑，mm。

2 應力分析和強度評定

圖4 所示為管箱整體應力分布云圖，從圖4 可知，管箱筒體與隔板連接處的角焊縫處存在較大的應力集中現象，最大應力點位于圖4 中的MX 處，最大應力值為808 MPa。另外，在人孔接管與封頭連接處和蒸汽進出口與管箱連接處也產生了應力集中現象，人孔接管與封頭連接處的最大應力值為378 MPa，蒸汽進出口與管箱連接處的最大應力值為266 MPa。隔板整體應力水平較低，應力集中主要發生在隔板與筒體連接的角焊縫處。

根據JB 4732—1995（2005 年確認）標準中關于彈性應力分析法的評估策略，利用線性化原理對設計載荷下管箱應力集中處進行分類評定[7]。首先，通過最大應力節點，并沿著壁厚以最短距離設置線性化路徑；其次，由于筒體與接管連接處的結構幾何不連續，因此沿相交處選取的截面得到的薄膜應力為一次局部薄膜應力PL，對應一次局部薄膜應力強度SⅡ。該處的薄膜加彎曲點應力中包括了靜力平衡需要的一次彎曲應力和因變形協調引起的二次彎曲應力。由于兩種應力無法區分，為了滿足JB 4732—1995（2005年確認）標準中對各應力強度依次逐級評定的要求，對薄膜應力加彎曲應力宜按照一次薄膜加一次彎曲應力強度SⅢ處理。根據JB 4732—1995（2005年確認）標準附錄J的要求，將這一部分SⅢ參照SⅡ按2.2倍設計應力強度Sm計算。通過應力水平高的節點，分別對管箱筒體、隔板、人孔接管和蒸汽進出口接管分別選擇一條路徑進行應力評定[8-9]，應力強度評定結果如表 3 所示。

表 3 應力評定結果

圖 4 換熱器管箱應力分布

從表3 中的應力評定結果可知，管箱筒體、人孔接管和蒸汽接管的設計均滿足應力強度要求；管箱隔板應力評定結果為不合格，即不滿足應力強度要求。該管殼式換熱器在設計工況下，管箱隔板和筒體角焊縫因設計強度不滿足要求而出現裂紋，導致管箱開裂失效。

3 現場調查分析

3.1 工藝條件

該管殼式換熱器的管程介質為中壓飽和蒸汽，殼程介質為變換氣；管程的中壓飽和蒸汽進口溫度約為241 ℃，出口溫度約為380 ℃，管程工作壓力為3.25 MPa；殼程變換氣進口溫度為427 ℃，出口溫度為377 ℃，殼程工作壓力為6.07 MPa。在現場工藝調查中發現，操作人員為了防止蒸汽鍋爐結垢，在鍋爐給水中添加了大量的磷酸三鈉（Na3PO4）。磷酸三鈉易溶于水，水解后溶液呈堿性，并隨著溶液濃度增加堿性也增強。因此，該換熱器管程處于典型的堿性介質環境中，富含磷酸三鈉的水蒸氣在管箱內流動，且極易在管箱和隔板連接的角焊縫處凝結和蒸發，造成了局部區域磷酸三鈉濃縮。將從現場裂紋處采集到的白色粉末化驗后可知，其中含有較多的磷酸三鈉結晶，從而證實了磷酸三鈉在管箱和隔板連接處的角焊縫處濃縮，因此該處受到堿腐蝕作用較強。

3.2 金相分析和X射線能譜分析

選取換熱器管箱裂紋處的試樣進行金相分析，管箱裂紋局部形貌如圖5 所示。從圖5 中可以看出裂紋大多沿晶擴展，在個別地方出現分叉現象。裂紋縫隙中充滿了氧化物，且裂紋周圍也存在氧化現象。對金相試樣進行X 射線能譜分析，發現在裂紋縫隙部位存在較多的O、Na 和P 元素。

圖 5 管箱裂紋局部形貌

4 分析和討論

對換熱器管箱進行應力分析、強度評定和工藝分析，根據結果分析可知該換熱器管箱在設計和使用中存在以下問題：（1）通過對管箱進行應力分析得到管箱的應力分布情況，管箱筒體與隔板連接的角焊縫處存在應力集中現象，局部應力最大值為808 MPa，已經遠遠高出材料在設計溫度下的屈服應力（185 MPa）；分別選擇一條路徑對管箱筒體、隔板、人孔接管和蒸汽進出口接管進行強度評定，管箱隔板強度評定結果為不合格，即不滿足應力強度要求；（2）在現場工藝調查中發現管程中壓飽和蒸汽介質中添加了大量的磷酸三鈉，導致換熱器管程長期處于典型的堿性介質環境中，中壓飽和蒸氣受到操作壓力和溫度的作用后極易在管箱和隔板連接的角焊縫等角落處凝結和蒸發，造成該處磷酸三鈉濃度高、堿性強。對換熱器管箱的裂紋進行金相分析和X 射線能譜分析后發現，管箱裂紋大多沿晶擴展，可觀察到沿晶開裂的二次裂紋；裂紋縫隙中充滿了氧化物，且裂紋周圍也存在氧化現象，裂紋縫隙部位存在較多的O、Na 和P 元素。

通過以上分析可知，該換熱器管箱長期處于高應力集中、高設計壓力、高設計溫度和強堿性的環境下，因此裂紋是由高應力水平下堿應力腐蝕引起的。對照GB/T 30579—2014《承壓設備損傷模式識別》標準中對堿應力腐蝕開裂的描述，發現該管箱裂紋的損傷形態、受影響材料和主要影響因素都較為吻合[10]。GB/T 30579—2014 標準中對堿應力腐蝕開裂的描述如下：堿應力腐蝕開裂通常出現在靠近焊縫的母材上，沿著焊縫平行的方向擴展；裂紋的開裂主要呈沿晶擴展，裂紋中充滿氧化物；應力水平要達到材料的屈服應力時裂紋才會發生；隨著堿濃度升高，開裂敏感性升高；隨著溫度的升高，開裂敏感性升高。

5 結論

本文以某化工企業中1 臺管殼式換熱器管箱為研究對象，通過應力分析、強度評定、工藝分析、金相分析和X 射線能譜分析，對該換熱器管箱出現開裂失效的主要原因進行了分析，并得到以下結論。

（1）該換熱器管箱筒體與隔板連接的角焊縫處存在應力集中現象，局部應力最大值為808 MPa；管箱隔板強度評定結果為不合格，即不滿足應力強度要求。

（2）管程介質中添加了大量的磷酸三鈉，換熱器管程長期在典型的堿性介質環境中運行，磷酸三鈉極易在管箱和隔板連接的角焊縫等角落處凝結和蒸發，從而造成磷酸三鈉濃縮，堿性濃度較高。

（3）管箱裂紋大多沿晶擴展，且可以并觀察到沿晶開裂的二次裂紋；裂紋縫隙中充滿氧化物，裂紋周圍也有氧化現象；裂紋縫隙部位存在較多的O，Na和P 元素。

（4）該換熱器管箱長期處于高應力集中、高設計壓力、高設計溫度和強堿性的環境下，因此該換熱器管箱裂紋為高應力水平下堿應力腐蝕引起的開裂。