硫磺回收裝置反應器開裂原因

盧雪梅, 李燕姣, 岳 彬, 閆森智, 宋文明

(機械工業上海藍亞石化設備檢測所有限公司, 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保裝置，該裝置采用美國Merichem公司開發的LO-CAT硫磺回收工藝，其工藝的核心設備為一個吸收/氧化反應器。該反應器由7個主室組成，包括1個反應室,2個氧化室，3個吸收室及1個脫氣室，各主室之間采用擋板隔離，反應器的主體材料是S30403不銹鋼，直徑為8 300 mm，名義壁厚為7 mm，公稱容積為450 m3，設計壓力為0.025 MPa，設計溫度為65 ℃。脫硫流程為酸氣在76 ℃和69 kPa的條件下進入吸收氧化反應器的3個吸收室，與循環溶液逆向接觸后，脫除酸氣中的H2S，焚燒后排放至大氣；吸收H2S的循環溶液進入反應室，在Fe3+的作用下將S2-轉換成單質硫，并生成Fe2+；反應后溶液進入2個氧化室，與增壓后的空氣發生氧化反應，Fe2+轉化為Fe3+，溶液達到再生。反應器在運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備表面或者完成Fe2+的轉化。

該公司的硫磺回收裝置在運行過程中，發現反應器外壁有多處發生泄漏。在檢修時發現反應器內部擋板的加強角鋼與反應器壁內側焊接接頭處存在多條裂紋，部分裂紋擴展至外壁，引起了反應器泄漏。筆者通過一系列檢驗和有限元模擬分析等方法分析了該反應器的開裂原因，并提出了相應的解決措施。

1 理化檢驗

1.1 宏觀分析

對該反應器進行開罐檢查，測量壁厚以及進行相應的表面檢測，檢查結果發現該反應器內、外壁均無明顯的腐蝕現象和設備壁厚減薄現象，實測最小壁厚為6.9 mm；外壁存在4處漏點，滲透檢查發現外壁、內壁共存在3條裂紋，裂紋宏觀形貌如圖1和圖2所示。由圖2可見，發生開裂的部位位于內部擋板加強角鋼與反應器壁內側焊接接頭處，裂縫出現在焊趾處，裂紋穿透器壁，導致反應器發生泄漏，裂紋處存在結構不連續處、應力集中以及焊后殘余應力的問題。

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

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

1.2 化學成分分析

在含有完整裂紋的部位取樣，對其進行化學成分分析，結果見表1。可見該部位的化學成分符合GB/T 24511—2017《承壓設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 開裂反應器的化學成分(質量分數)Tab.1 Chemical compositions of the cracked reactor (mass fraction) %

1.3 硬度測試

依據GB/T 4340.1—2009《金屬材料 維氏硬度試驗 第1部分：試驗方法》，對反應器開裂部位試樣進行硬度測試，結果見表2，可見其硬度滿足GB/T 24511—2017中對S30403不銹鋼的技術要求。

表2 開裂反應器的硬度測試結果Tab.2 Hardness test results of the cracked reactor HV10

1.4 金相分析

對反應器開裂部位試樣進行金相檢驗，如圖3和圖4所示。可見裂紋尖端較鈍，呈穿晶特征，裂紋內壁無明顯腐蝕痕跡。反應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%(面積分數)，焊縫、熱影響區的顯微組織正常。裂紋位于近焊縫處的反應器母材上，向板材壁厚方向擴展，裂紋尖端較鈍，無分叉，無產物附著，不具備應力腐蝕開裂特征。

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

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

1.5 斷口分析

對反應器開裂部位試樣采用掃描電鏡(SEM)進行微觀形貌觀察，如圖5和圖6所示。可見裂紋源區、裂紋擴展區均存在疲勞輝紋，輝紋密集、間距較小，為疲勞開裂的典型特征。

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

圖6 裂紋擴展區SEM形貌Fig.6 SEM morphology of crack growth zone

2 分析與討論

2.1 應力分析

采用有限元分析軟件Ansys Workbench作為應力分析的工具，開裂發生于擋板與反應器壁的連接處，因此選用擋板及與其相連的部分反應器壁建模進行分析。由于反應器運行過程中，循環溶液中會周期性通入氣體，使容器中的液體發生涌動，液體的涌動將會形成應力，傳遞給器壁和擋板，引起連接部位承受交變應力。根據運行工況，分為兩種情況分析其應力分布，一種情況為溶液中通入氣體時擋板及器壁的應力情況，另一種情況為溶液中未通入氣體時擋板及器壁的應力情況。應力分析時所考慮的載荷有反應器內壓、自重、風載、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，在通入氣體時擋板的變形量較大，最大值為44.399 mm，未通入氣體時擋板的變形量較小，最大值為8.833 mm。

圖7 通入氣體時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

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

圖9 通入氣體時反應器壁及擋板的應力云圖Fig.9 Stress nophogram of reactor wall and baffle with gas

圖10 未通入氣體時反應器壁及擋板的應力云圖Fig.10 Stress nephogram of reactor wall and baffle without gas

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

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

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

2.2 強度評定

根據JB 4732—1995(R2005)《鋼制壓力容器分析設計標準》中各類應力強度的允許極限規定，選取反應器器壁應力最大處作為強度評定分析點，通入氣體時反應器器壁的強度評定結果如表3所示。 未通入氣體時反應器器壁的強度評定結果如表4所示。由表3和表4可以看出，該反應器壁的強度校核在兩種操作狀態下均合格。

2.3 疲勞評定

當溶液中通入氣體時，反應器壁上應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。當溶液中未通入氣體時，此點的應力為75.043 MPa，考慮溫度調整系數，故此點的應力幅為221.1 MPa。根據JB 4732-1995(R2005)附錄C以疲勞分析為基礎的設計中的圖C-2奧氏體不銹鋼的疲勞設計曲線，應力幅為221.1 MPa對應的循環次數約為110 000次(相當于設備連續運行19月的循環次數)。此循環次數遠遠小于反應器運行10年的循環次數691 200次，所以此反應器器壁的疲勞評定結果為不通過。

表3 通入氣體時A-A截面的強度評定結果Tab.3 Strength evaluation results of A-A section with gas

表4 未通入氣體時A-A截面的強度評定結果Tab.4 Strength evaluation results of A-A section without gas

3 結論及建議

該反應器內壁擋板的結構設計不合理，導致擋板上的加強角鋼與反應器壁焊接接頭處的應力較大，在周期性通入空氣的作用下，反應器壁發生了疲勞開裂。

建議改進反應器擋板的結構，擋板上增加槽鋼橫筋，以增加擋板的剛性；在擋板橫筋與反應器壁連接處增加墊板，減小連接處應力；在運行中提高反應器的運行平穩性，避免較大的沖擊應力。