丁宇奇 戴希明 劉巨保 魏學軍 竇世山 馬 卿

(1．東北石油大學機械科學與工程學院； 2．中國石油工程建設公司華東設計分公司)

制氫轉化爐關鍵連接部位應力集中與開裂預防方法研究

丁宇奇1戴希明1劉巨保1魏學軍2竇世山2馬 卿2

(1．東北石油大學機械科學與工程學院； 2．中國石油工程建設公司華東設計分公司)

以大型制氫轉化爐為研究對象，采用有限元計算方法分別對其入口集氣總管與支管、入口集氣支管與尾管、冷熱壁集氣管連接處的變形和應力分布情況進行了分析。計算結果表明：各管系連接處在高溫下變形不協(xié)調，是導致應力集中和開裂的重要原因。分別通過增設彈簧吊架和保護器結構有效降低了連接處的應力集中情況，最大應力降低率達到了36%以上。通過采用出口柔管與全冷壁集氣管結合的出口集氣管形式，可有效避免裝置運行過程中由于滑動支座運行不暢引起連接處應力集中的問題。

制氫轉化爐 管系 應力集中 開裂 有限元

隨著常規(guī)石油資源的日益減少，原油重質化和劣質化的趨勢將更加明顯，我國煉油行業(yè)加工含硫原油和重質原油的比例很大，脫硫和加氫工藝的應用越來越廣泛，目前大約70%的氫原料來自制氫裝置，需要更大型化的制氫裝置與之相適應。大型制氫裝置采用的制氫方法均為烴類水蒸氣轉化法，其中轉化爐是制氫裝置的核心設備之一[1,2]。由于制氫轉化爐的工藝條件限制，使得各管系結構長期承受高溫作用，加之轉化爐管系結構復雜，往往引起管道結構變形不協(xié)調，導致連接部位產生應力集中現(xiàn)象。各管系結構由于應力集中、高溫、腐蝕介質而發(fā)生應力腐蝕最終引起連接部位發(fā)生開裂以致裝置停車現(xiàn)象時有發(fā)生[3,4]。吳延輝等通過對入口集氣管三通開裂處材料成分、晶相檢查及焊縫強度等方面進行分析，得出由于三通處應力集中現(xiàn)象與外部腐蝕環(huán)境共同作用，導致入口集氣總管與支管連接處開裂的結論[5～7]。王桐海等通過對尾管開裂區(qū)域金相和掃描電鏡的斷口分析，確定了長時間過熱和機構應力過大是造成開裂的主要原因[8～10]。張維順等通過對上豬尾管與入口集氣管開裂區(qū)域的內外壁宏觀形貌、爐管材料劣化金相組織分析對開裂原因進行總結，得出焊縫附近材料有一定程度劣化，內壓、殘余應力及附加彎矩等載荷共同作用導致開裂[11～13]。范海明等結合焊接工藝、宏觀形貌檢驗、合金元素成分分析、金相檢驗及數(shù)值模擬等方法，得出局部熱應力集中現(xiàn)象與焊接影響因素共同作用引發(fā)出口集氣管開裂的結論[14～16]。

從上述分析可以看出，制氫轉化爐各管系結構連接處的應力集中現(xiàn)象是引發(fā)開裂的重要原因之一。因此，若能從管系結構角度抑制或者降低各連接處的應力集中現(xiàn)象，則可有效避免發(fā)生應力腐蝕開裂的現(xiàn)象和幾率。為此，筆者以某煉廠10×104Nm3/h制氫轉化爐為研究對象，采用有限元計算方法，對熱態(tài)工況下各主要管系連接處的變形和應力進行分析。找到引起各主要連接部件應力集中現(xiàn)象的原因，通過結構改造，達到降低應力集中與預防開裂的目的。通過研究，可從結構設計角度有效降低各連接處發(fā)生應力腐蝕開裂的幾率，對工程設計具有重要的指導意義。

1 制氫轉化爐結構變形分析

由于工藝條件要求，制氫轉化爐各管系結構承受溫度不同，導致各管系在高溫下產生很大熱變形。本節(jié)主要從結構熱變形角度，找出各管系結構連接處由于變形不協(xié)調現(xiàn)象，可能引起應力集中的部位。

1.1 制氫轉化爐整體有限元數(shù)值模型的建立

以德希尼布10×104Nm3/h冷熱壁結合出口集氣管形式的轉化爐為研究對象，考慮到轉化爐管系所受載荷中有內壓和溫度的共同作用，采用管單元pipe288對制氫轉化爐入口管系直管部分進行網格劃分，采用彎管單元pipe289對局部彎管部分進行網格劃分。建立的整體有限元模型如圖1所示(為了顯示清晰，圖中只顯示出了一根轉化爐管和尾管)，其中入口集氣支管從入口集氣總管向外延伸方向為x正方向；以轉油線向入口集氣總管延伸方向為y正方向(即入口集氣管垂直方向)；以入口集氣總管沿與轉油線接點向近轉油線端點處延伸方向為z正方向。

圖1 制氫轉化爐管系整體有限元計算模型

1.2 邊界條件和載荷

1.2.1 邊界條件

轉油線入口部分固定，從入口算起第4個彎管處有一固定支座限制轉油線向下位移，在立管上距入口集氣管總管10m處有水平方向限位，限位間隙為36mm。入口集氣總管有兩個水平方向限位裝置，限位間隙為36mm。入口集氣支管末端有滑動支座限制其向下位移，并保證支管沿著滑動支座與豎直呈41.3°滑動，同時有水平方向10.5mm的間隙。出口集氣總管和支管為滑動支座，只允許管道沿著軸向方向滑動。

1.2.2 載荷

各管道內壓為3MPa，轉油線、入口集氣總管和上尾管操作溫度為630℃，轉化爐管操作溫度為920℃，熱壁集氣管為900℃、冷壁出口集氣管為250℃。入口集氣支管有15個恒力彈簧吊架，恒力彈簧吊架安裝位置和安裝載荷見表1；上尾管橫梁吊架兩端恒力彈簧安裝載荷分別為3.12kN。轉化爐管為變力彈簧吊架結構，每根轉化爐管彈簧吊架安裝載荷為7.4kN。各部件計算自身重力為9.8N/kg。

表1 入口集氣管支管恒力彈簧吊架載荷

1.3 整體變形計算結果分析

該制氫轉化爐管系結構按照功能可分為3個區(qū)域：入口管系(轉油線、入口集氣總管、入口集氣支管和尾管)、轉化管系(爐管)和出口管系(熱壁集氣管、冷壁集氣支管、冷壁集氣總管)。從現(xiàn)場管系結構常見開裂區(qū)域看，主要在入口管系和出口管系區(qū)域的關鍵連接部位：入口集氣總管與支管連接處、入口集氣支管與尾管連接處、冷熱壁集氣管連接處發(fā)生開裂，如圖2所示。而對于轉化管系(爐管)區(qū)域，由于此部分主要為爐管的軸向膨脹變形，因此并不會發(fā)生開裂現(xiàn)象。筆者主要對這3個連接處工作狀態(tài)下的變形情況進行分析。

圖2 轉化爐管系常見應力集中(開裂)區(qū)域

1.3.1 入口集氣總管與支管連接處變形分析

按圖1將入口集氣支管分為1～5號支管，由于支管x方向變形為管道軸向伸縮方向的膨脹變形，并不會產生應力集中現(xiàn)象。為此，只需要對其y、x方向的變形進行分析。經計算，入口集氣總管與支管連接處y、z方向的變形如圖3所示。入口集氣各支管y、z方向的位移見表2。

圖3 入口集氣總管與支管連接處變形圖

表2 各入口集氣支管位移對比(原結構) mm

從圖3和表2中的數(shù)據(jù)可以看出，每根入口支管兩端在y方向上膨脹量差異較大，最多有43.5mm的高度差，說明總管與支管在y方向上不是水平狀態(tài)；隨著支管遠離總管方向，支管與總管在垂直方向上的位移差值呈先增大后略有減小的分布狀態(tài)。對比1～5號支管，1號支管y方向高度差最大為43.5mm，5號支管最小為11.7mm，說明5根支管相互之間也存在變形不協(xié)調現(xiàn)象。同時，由于支管末端滑動支座水平方向限位影響，使得支管末端水平方向最大變形只能為限位間隙10.5mm，而支管首端則可隨總管軸線方向膨脹；最終導致每根支管首末兩端在z方向存在變形不協(xié)調現(xiàn)象，最大水平位移差值達到了58.7mm。上述結果表明由于總管與支管y、z方向的變形不協(xié)調現(xiàn)象，將導致入口集氣總管與支管連接處承受彎扭組合狀態(tài)，此位置產生應力集中現(xiàn)象。

1.3.2 入口集氣支管與尾管連接處變形分析

尾管上端與入口集氣支管相連，在垂直方向(y方向)隨支管一起運動；而在水平(x、z方向)由于尾管自身結構原因，將可能導致在這兩個方向上與支管變形不協(xié)調現(xiàn)象。經計算，入口集氣支管與尾管連接處x、z方向變形如圖4所示。選取5組支管中與尾管連接處最大x和z方向變形見表3。

從圖4和表3可以看出，入口集氣支管與尾管連接處x方向最大差值僅為4mm。說明尾管在x方向膨脹變形主要跟隨支管一起變化，當支管受熱沿著軸向膨脹時，伴隨著尾管同時移動；而由于尾管自身結構原因，導致它在水平z方向產生較大的膨脹變形，支管結構在水平z方向的變形則主要為跟隨主管的移動。因此，入口集氣支管與尾管連接處z方向位移平均差值達到了40mm以上，使得連接處承受彎矩作用，導致應力集中現(xiàn)象的發(fā)生。

圖4 入口集氣支管與尾管連接處變形圖

1.3.3 冷熱壁集氣管連接處變形分析

冷熱壁集氣管開裂位置發(fā)生在冷熱壁連接處小頭位置。但從圖5連接處x和z方向的變形可以看出，冷熱壁集氣管連接處在兩個方向的變形基本一致，最大位移差值僅為0.1mm，說明在裝置正常運行過程中，此連接處不存在變形不協(xié)調現(xiàn)象。

2 制氫轉化爐各管系連接處局部應力分析

在對制氫轉化爐結構變形分析過程中，主要采用管道單元進行計算，管道單元在計算過程中可準確描述結構位移和截面形式無變化處的應力分布情況。但由于各管系連接處截面相貫，采用管道單元只能對其連接處的位移情況進行描述，對其應力分布情況并不能進行準確描述。為此需要采用局部子模型計算方法來進一步分析各連接處的應力分布情況。

表3 入口集氣支管與尾管連接處各方向最大位移(原結構) mm

圖5 冷熱壁集氣管連接處變形圖

采用實體單元分別對入口集氣總管與支管連接處、入口集氣支管與尾管連接處、冷熱壁集氣管連接處進行模擬，分別選擇各連接處最大應力所在位置為其危險截面，依次為A-A、B-B和C-C。以各管系連接處最大變形發(fā)生位置進行計算，入口集氣總管與支管連接處等效應力分布如圖6所示，應力線性化曲線如圖7所示；入口集氣支管與尾管連接處等效應力分布如圖8所示，應力線性化曲線如圖9所示；冷*熱壁集氣管連接處等效應力分布如圖10所示，應力線性化曲線如圖11所示。

圖6 入口集氣總管與支管連接處等效應力分布圖

圖7 入口集氣總管與支管連接處危險截面應力線性化曲線

圖8 入口集氣支管與尾管連接處等效應力分布圖

圖9 入口集氣支管與尾管連接處危險截面應力線性化曲線

圖10 冷熱壁集氣管連接處等效應力分布圖

圖11 冷熱壁集氣管連接處危險截面應力線性化曲線

通過對各管系連接處的局部結構分析，可以得到其危險截面的一次應力和二次應力。應力分析評定參照JB 4732標準進行強度評價：一次局部薄膜應力σ1≤1.5[σ]t；一次加二次應力σ4≤3[σ]t。[σ]t為某溫度下材料許用應力強度，取值[σ]t=σs/ns；σs是該溫度下材料的最低屈服強度；ns為相應的安全系數(shù)，取1.5。此制氫轉化爐入口管系(入口集氣管、尾管)材料為TP347H，在630℃下σs=139MPa；冷熱壁連接處材料為Cr20Ni32，在900℃下σs=57MPa。將各管系連接處最大應力的計算結果列于表4。

表4 各管系連接處應力(原結構)

從圖6、7和表4中的數(shù)據(jù)可以看出，由于入口集氣總管與支管在y方向和z方向變形不協(xié)調，連接處承受彎扭組合狀態(tài)導致應力集中，一次加二次應力達到了312MPa，已經超出了標準中對于該項應力的強度要求，連接處處于不安全狀態(tài)。從圖8、9和表4中的數(shù)據(jù)可以看出，對于入口集氣支管與尾管連接處，由于支管與尾管在z方向變形不協(xié)調現(xiàn)象，導致連接處承受很大彎矩并引起應力集中，一次局部薄膜應力與一次加二次應力均超出了JB 4732標準中對各項應力的要求，因此該位置將可能發(fā)生開裂。從圖10、11和表4中的數(shù)據(jù)可以看出，冷熱壁集氣管連接處各項應力均遠遠小于材料設計許用應力，進一步說明在裝置正常運行過程中，該位置不會產生應力集中現(xiàn)象。

3 制氫轉化爐各管系連接處應力集中與開裂預防方法

3.1 應力集中與開裂預防方法

3.1.1 入口集氣總管與支管連接處

入口集氣總管與支管連接處y、z方向的變形不協(xié)調現(xiàn)象，是引發(fā)應力集中現(xiàn)象的主要原因。主要是由于制氫轉化爐各彈簧吊架的設置，是以各管系冷態(tài)安裝平衡而設計的。為此，筆者從各管系冷熱態(tài)均平衡角度增設恒力彈簧吊架，對變形不協(xié)調現(xiàn)象進行改進，如圖1所示。

y方向改善：在入口集氣總管的第1、2根支管之間和第4、5根支管之間，添加兩個y方向恒力彈簧吊架sp18、sp19。在轉油線y方向距入口集氣總管10m處增加一個恒力彈簧吊架sp20。并調節(jié)恒力彈簧吊架載荷的大小，經計算入口集氣管系恒力彈簧吊架sp18、sp19、sp20的安裝載荷分別為28、5、10kN，通過這3個恒力彈簧吊架改善入口集氣總管與支管、各支管之間在y方向變形不協(xié)調現(xiàn)象。

z方向改善：支管z方向首末變形不一致主要原因是末端滑動支座限制間隙過小，僅為10.5mm，導致支管末端不能在z方向自由移動。依據(jù)有限元計算結果，將滑動支座間隙增大為65mm。

3.1.2 入口集氣支管與尾管連接處

由于尾管z方向變形過大，引起支管與尾管連接處變形不協(xié)調，該位置承受較大彎矩并引起應力集中。本轉化爐共計215根尾管，尾管數(shù)量多，若采用增加彈簧吊架方法，一方面由于各尾管間隙過小導致安裝困難；另一方面增加彈簧吊架后，會進一步增大入口集氣總管與支管連接處變形不協(xié)調現(xiàn)象。因此，筆者采用外加保護器的方法，保護器結構如圖12所示。在轉化爐正常工作過程中，由尾管z方向變形引起的彎曲應力傳遞到保護器上，通過加裝保護器結構承載部分載荷，使原結構承受載荷降低，進而降低原結構連接處應力。經計算，保護器壁厚取為5mm、與原結構間隙10mm、在支管兩側長度100mm、在尾管長度150mm，起到降低應力集中的效果最為明顯。

圖12 支管與尾管連接處保護器結構

3.1.3 冷熱壁集氣管連接處

冷熱壁集氣管連接處各方向最大位移差值僅為0.1mm，最大等效應力為7.4MPa，各項應力均符合強度標準要求。若裝置運行正常，并不會引起連接處應力集中現(xiàn)象。綜上分析該連接處發(fā)生應力集中的原因為：冷壁集氣管在運行過程中滑動支座不能靈活運行，導致冷熱壁集氣管軸向膨脹變形不協(xié)調所引發(fā)的應力集中。為了預防此現(xiàn)象的發(fā)生，考慮將冷熱壁集氣管更換為全冷壁集氣管，如圖13所示。爐管內的出口柔管引導高溫轉化氣體進入下襯有耐火材料的冷壁集氣管內，出口柔管受熱后向下自由膨脹。冷壁集氣管軸向膨脹變形用柔性管的柔性來部分吸收，一方面減少了熱壁集氣管和連接接頭，也避免了二者膨脹變形不協(xié)調引起的應力集中現(xiàn)象。

3.2 應用效果分析

分別采用上述3種降低各管系連接處應力集中與開裂預防方法，對改進后的結構進行局部應力分析，計算載荷同原結構。將各管系連接處最大應力計算結果列于表5。可以看出，在增設彈簧吊架后，入口集氣總管與支管連接處應力集中現(xiàn)象明顯改善，最大應力降低率達到了39.7%；在對入口集氣支管與尾管連接處增加保護器后，連接處最大應力下降了36.2%；對于出口管系，采用全冷壁和冷熱壁結合的管系形式對連接處的應力影響不明顯，改造前后均在強度要求范圍之內。

圖13 全冷壁出口集氣管結構

4 結論

4.1 采用有限元計算方法對整體結構進行了有限元計算分析。經計算，入口集氣總管與支管連接處，總管與支管y方向最大位移差值達到了43.5mm、z方向位移最大差值達到了58.7mm，導致該位置承受彎扭組合狀態(tài)；入口集氣支管與尾管連接處z方向平均位移差值達到了40.0mm，導致該位置承受彎矩作用，是其產生應力集中的重要原因。對于冷熱壁集氣管連接處，并不存在變形不協(xié)調現(xiàn)象，裝置正常運行條件下不會發(fā)生應力集中現(xiàn)象。

表5 各管系連接處應力(原結構-改進結構)

4.2 各連接處局部子結構的應力計算結果表明：入口集氣總管與支管連接處一次加二次應力達到了312MPa；入口集氣支管與尾管連接處一次局部薄膜和一次加二次應力均超出了JB 4732標準中對各項應力的要求，該位置可能發(fā)生由于應力集中現(xiàn)象引起的開裂；對于冷熱壁集氣管連接處各項應力均遠遠小于強度要求。

4.3 分別從結構受力與裝置運行可靠性方面，在入口集氣總管與轉油線增設恒力彈簧吊架、入口集氣支管與尾管連接處增加保護器結構、出口集氣管采用出口柔管與全冷壁集氣管結合形式，對各管系關鍵連接部位應力集中位置進行了改進。改進后，各位置最大當量應力分別降低了39.7%、36.2%和3.1%，應力集中現(xiàn)象明顯降低，滿足了強度要求，達到了預防應力開裂的目的。

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ResearchontheStressConcentrationandCrackingPreventionMethodsforKeyConnectionPartsoftheHydrogenReformerFurnace

DING Yu-qi1, DAI Xi-ming1, LIU Ju-bao1, WEI Xue-jun2, DOU Shi-shan2, MA Qing2
(1.CollegeofMechanicalScienceandEngineering,NortheastPetroleumUniversity; 2.EastChinaDesignBranch,ChinaPetroleumEngineeringConstructionCorp.)

Taking a large-sized hydrogen reformer furnace as the research object, making use of the finite element method to analyze deformation and stress distribution over the inlet gas-gathering manifold and branch pipes, the branch manifold and tail pipes and the hot and cold wall collector junction was implemented. The calculation results show that, the incongruous deformation of the pipes connection at high temperature mainly causes the stress concentration and cracking; and through adding spring hanger and protection device, the maximum stress reduction rate there can be above 36%; and exit gas-gathering manifold which combining the outlet flexible tube with the whole cold-wall collector can effectively avoid the stress concentration which caused by the none smooth running of the sliding bearing in the running process of the device.

hydrogen reformer furnace, piping system, stress concentration, cracking, finite element

國家自然科學基金青年基金項目(51604080)；東北石油大學青年科學基金項目(NEPUQN2015-1-09)。

丁宇奇(1982-)，副教授，從事石油石化設備應力分析及測試技術的研究。

聯(lián)系人劉巨保(1963-)，教授，從事石油鉆采管柱力學的研究，jslx2004@163.com。

TQ054

A

0254-6094(2017)03-0284-08

2016-09-18，

2017-05-09)