萬里平,李 宇

(中國石化工程建設(shè)有限公司,北京 100101)

0 引言

加氫反應(yīng)器等高溫設(shè)備通常采用高強(qiáng)度抗氫腐蝕的鉻鉬鋼，成本較高。近年出現(xiàn)的2.25Cr-1Mo-V(SA-182 F22V,以下簡稱加釩鋼)許用應(yīng)力較鉻鉬鋼大幅提升，見表1。這對操作壓力和溫度要求更高的反應(yīng)器是很好的選擇，可大幅降低壁厚。隨著反應(yīng)器的規(guī)模擴(kuò)大，對于上千萬噸的漿態(tài)床加氫反應(yīng)器沸騰床加氫反應(yīng)器及渣油加氫反應(yīng)器等，輕量化設(shè)計(jì)舉足輕重，因此加釩鋼在國產(chǎn)加氫反應(yīng)器中的應(yīng)用日益增多[1-5]。加氫反應(yīng)器承受苛刻載荷，需采用分析方法設(shè)計(jì)。加氫反應(yīng)器設(shè)計(jì)的難點(diǎn)很多，本文僅討論反應(yīng)器殼體結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)。

表1 不同溫度下的許用應(yīng)力與屈服強(qiáng)度Tab.1 Allowable stress and yield stress at different temperatures

1 加釩鉻鉬鋼加氫反應(yīng)器設(shè)計(jì)方法介紹

加釩鋼在400 ℃以上的許用應(yīng)力主要由與時(shí)間相關(guān)的材料參數(shù)控制，Sy為屈服強(qiáng)度。2.25Cr-1Mo-V許用應(yīng)力隨溫度的變化曲線見圖1?？梢钥闯?，許用應(yīng)力Sm在400 ℃之后有明顯下降。

圖1 2.25Cr-1Mo-V許用應(yīng)力隨溫度的變化曲線

國內(nèi)常規(guī)設(shè)計(jì)規(guī)范GB/T 150.1～150.4—2011《壓力容器》引入試件發(fā)生1%蠕變和斷裂持久極限的強(qiáng)度參數(shù)對材料許用應(yīng)力進(jìn)行限制。分析設(shè)計(jì)規(guī)范JB 4732—1995《鋼制壓力容器——分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》無相應(yīng)的蠕變和蠕變疲勞校核方法，新版標(biāo)準(zhǔn)正在修訂，送審稿第5部分引入了兩種高溫蠕變分析方法，其中方法A與ASME Code Case 2605-3(以下簡稱CC2605-3)相似，方法B與ASME Code Case 2843相似，單就適用材料和溫度看，均可用于加氫反應(yīng)器的設(shè)計(jì)。

1.1 目前常見的彈性分析方法

加氫反應(yīng)器最大應(yīng)力通常出現(xiàn)在頂部人孔、熱電偶口、裙座過渡段等部位，設(shè)計(jì)時(shí)主要關(guān)注其強(qiáng)度問題，選用與蠕變和持續(xù)斷裂相關(guān)的許用應(yīng)力以保證設(shè)計(jì)安全,基本設(shè)計(jì)思路如下：(1)初步確定殼體和接管的壁厚；(2)對應(yīng)力集中區(qū)域采用彈性應(yīng)力分析+應(yīng)力分類法，進(jìn)行塑性垮塌和安定性校核。

1.2 蠕變疲勞校核方法

蠕變本構(gòu)方程眾多，比較有代表性的有NORTON[6]本構(gòu)方程，PRAGER[7]提出的Omega方程，BAKER等[8]提出的方程等。CC2605-3采用的Omega方程見式(1)，描述蠕變變形的第二和第三階段。該方法并非強(qiáng)制要求，但國外業(yè)主通常要求必須采用。

(1)

CC2605-3需進(jìn)行4種失效模式的校核：防止塑性垮塌、防止棘輪、防止蠕變疲勞、防止外壓屈曲。首先根據(jù)用戶說明書確定最苛刻的應(yīng)力和溫度對應(yīng)的工況，其中設(shè)計(jì)工況用于校核塑性垮塌，操作工況用于校核棘輪和蠕變疲勞，根據(jù)不同情況選擇Option1或Option2方案，兩種方案對應(yīng)的校核要求不同。CC2605-3允許采用彈性分析方法校核棘輪，見式(2)。

PL+Pb+Q+F≤(Sh+Syc)

(2)

采用理想彈塑性應(yīng)力應(yīng)變曲線和Omega方程計(jì)算蠕變率和蠕變損傷，進(jìn)而得到純?nèi)渥儔勖?，由?dāng)量應(yīng)力幅查得允許循環(huán)次數(shù)，從而得到蠕變疲勞壽命。CC2605-3校核流程在文獻(xiàn)[9-10]有詳細(xì)介紹，這里不再贅述。

2 加釩鋼加氫反應(yīng)器算例的討論

2.1 彈性分析方法

采用彈性分析設(shè)計(jì)的某4臺加釩鋼加氫反應(yīng)器(由于技術(shù)保密，對工藝條件進(jìn)行合理調(diào)整)，設(shè)計(jì)壽命30年，開停工循環(huán)次數(shù)為30次(每年停工檢修1次)。最大應(yīng)力出現(xiàn)在頂部人孔，熱電偶口，裙座與筒體連接處(見圖2)。由于國內(nèi)項(xiàng)目遵循的分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)是JB 4732，本節(jié)采用第三強(qiáng)度理論。各部位在設(shè)計(jì)和操作工況下的SINT應(yīng)力如表2所示。

圖2 反應(yīng)器頂部人孔、熱電偶口及裙座與筒體連接處的網(wǎng)格模型Fig.2 The mesh model of manhole,thermocouple port andconnection of shell and skirt at top of the reactor

表2 4臺加釩鋼反應(yīng)器的彈性分析結(jié)果Tab.2 The elasticity analysis results of 4 vanadium-containing hydrogenation reactors

從表2可以看出，熱電偶開口處的應(yīng)力強(qiáng)度最大，頂部人孔應(yīng)力最小。其中，第2臺反應(yīng)器的操作條件最苛刻，以該反應(yīng)器為例，對應(yīng)力強(qiáng)度最小的頂部人孔和應(yīng)力最大的熱電偶口進(jìn)行校核。

(1)塑性垮塌校核。

設(shè)計(jì)工況下，人孔、熱電偶口的SINT云圖及線性化路徑SCL_1～SCL_10見圖3,4。

圖3 頂部人孔設(shè)計(jì)工況下的應(yīng)力強(qiáng)度云圖及線性化路徑示意Fig.3 The stress intensity nephogram and schematic diagramof linearization path of manhole under design condition

圖4 熱電偶口設(shè)計(jì)工況下的應(yīng)力強(qiáng)度云圖及線性化路徑示意Fig.4 The stress intensity nephogram and schematic diagramof linearization path of thermocouple under design condition

(2)安定性校核。

安定性校核基于操作工況，由于溫差應(yīng)力非常小，因此采用設(shè)計(jì)工況的結(jié)果等比例折算。

從表3校核結(jié)果可以看出，塑性垮塌的評定和安定性校核設(shè)計(jì)余量都較大。

表3 第2臺反應(yīng)器的應(yīng)力校核結(jié)果Tab.3 Stress check results of the second reactor MPa

2.2 CC2605-3的非彈性方法

與第2.1節(jié)相同，選取第2臺反應(yīng)器的頂部人孔和熱電偶口作為研究對象。根據(jù)CC2605-3(b)和(c)的要求，塑性垮塌校核與第2.1節(jié)(1)相同，這里重點(diǎn)介紹棘輪評定和蠕變疲勞評定。CC2605-3(d)(1)中Option1要求采用最苛刻的溫度和壓力組合，設(shè)置3個(gè)完整循環(huán)，每個(gè)循環(huán)在操作溫度下保載8 725 h(即1年時(shí)間)，如圖5所示。

圖5 載荷隨時(shí)間變化曲線(含3次完整循環(huán))Fig.5 Variation curve of load with time(Including 3 complete cycles)

2.2.1 棘輪校核

經(jīng)過3次循環(huán)，在圖6中的A點(diǎn)(人孔接管內(nèi)倒角)，B點(diǎn)(熱電偶口內(nèi)倒角)取得應(yīng)力應(yīng)變曲線，見圖7，8。

圖6 點(diǎn)A和點(diǎn)B示意圖Fig.6 Schematic diagram of point A and B

由圖7可以看出，人孔的A點(diǎn)，3次循環(huán)過程均未發(fā)現(xiàn)非彈性行為，棘輪校核通過。由于最大應(yīng)力強(qiáng)度僅248 MPa，遠(yuǎn)低于該溫度下的屈服強(qiáng)度353 MPa，保載時(shí)間內(nèi)蠕變應(yīng)變很小，應(yīng)力松弛不明顯。由圖8可以看出，熱電偶口的B點(diǎn)，在第一次循環(huán)加載過程中產(chǎn)生了塑性屈服，此后兩次加載過程均在彈性范圍內(nèi)。盡管應(yīng)力強(qiáng)度達(dá)到了屈服強(qiáng)度353 MPa，但在操作溫度400 ℃下，應(yīng)力松弛也不明顯。經(jīng)過3次循環(huán)，A點(diǎn)的非彈性應(yīng)變最大值1.79×10-7mm/mm，B點(diǎn)的非彈性應(yīng)變最大值3.32×10-4mm/mm，均小于CC2605-3中表2的限值，滿足規(guī)范中(d)(6)(a)的要求。因此棘輪校核通過。

圖7 3次循環(huán)載荷作用下A點(diǎn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Stress-strain curve of point A under 3 cyclic loads

圖8 3次循環(huán)載荷作用下B點(diǎn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.8 Stress-strain curve of point B under 3 cyclic loads

第1.2節(jié)已經(jīng)介紹過，對于棘輪的校核還可采用彈性分析，通過式(2)進(jìn)行校核，這里不再贅述。

2.2.2 蠕變疲勞校核

(1)確定純?nèi)渥儔勖?/p>

在操作溫度400 ℃和操作壓力19.22 MPa下保載1×106h，頂部人孔點(diǎn)A的蠕變損傷DC=0.023<0.95(見圖9)，純?nèi)渥儔勖麹caf=1×106h。經(jīng)過3.17×105h，熱電偶口點(diǎn)B的DC達(dá)到0.95(見圖10)，該處Lcaf為3.17×105h。

圖9 1×106 h后頂部人孔模型的蠕變損傷云圖Fig.9 Creep damage nephogram of top manhole modelafter 1×106 h

圖10 3.17×105 h后熱電偶模型的蠕變損傷云圖Fig.10 Creep damage nephogram of thermocouple modelafter 3.17×105 h

(a)

(b)圖11 人孔在操作壓力19.22 MPa下的應(yīng)力強(qiáng)度云圖和靜水壓云圖Fig.11 Stress intensity nephogram and hydrostatic stress nephogram of manhole under the operating pressure of 19.22 MPa

(2)校核蠕變疲勞壽命。

根據(jù)CC2605-3式(15)和式(16)，A點(diǎn)操作壓力下的當(dāng)量應(yīng)力幅為123.35 MPa，Δεeqv=0,允許循環(huán)次數(shù)N=29 891，大于實(shí)際循環(huán)次數(shù)30次，Lcwf=Lcaf=1×106h，大于設(shè)計(jì)壽命2.628×105h。B點(diǎn)操作壓力下當(dāng)量應(yīng)力幅為229.9 MPa，Δεeqv=0.000 004 97，N=418，大于實(shí)際循環(huán)次數(shù)30次，Lcwf=3.16×105h，大于設(shè)計(jì)壽命2.628×105h。

因此，兩者蠕變疲勞校核通過。

2.3 對兩種方法計(jì)算結(jié)果的分析

彈性分析方法設(shè)計(jì)的典型部位余量較大，尤其是頂部人孔。熱電偶口開孔率很小，但開孔內(nèi)壁出現(xiàn)了較大的應(yīng)力集中，對于蠕變疲勞壽命的影響非常大。

由第2.2節(jié)可知，對于頂部人孔，操作壓力產(chǎn)生的最大應(yīng)力約248 MPa，尚未屈服，溫度400 ℃對應(yīng)的蠕變損傷非常小，蠕變疲勞校核余量很大。對于熱電偶口，B點(diǎn)進(jìn)入屈服，400 ℃的操作溫度下保載3.17×105萬h后，蠕變損傷就達(dá)到了0.95。以上的分析可知，對于彈性虛擬應(yīng)力超過屈服強(qiáng)度的部位，應(yīng)特別注意其蠕變疲勞的校核。

文中案例是近年來國內(nèi)加氫裝置的典型加釩鋼加氫反應(yīng)器，本節(jié)對其中設(shè)計(jì)條件較苛刻的一臺補(bǔ)充了蠕變疲勞校核，發(fā)現(xiàn)該反應(yīng)器具有一定設(shè)計(jì)余量，這也側(cè)面說明，由于設(shè)計(jì)時(shí)留有足夠的安全余量，近年來設(shè)計(jì)的加釩鋼加氫反應(yīng)器在使用中通常不會出現(xiàn)蠕變失效問題。

3 操作溫度和操作壓力對蠕變參數(shù)的影響

3.1 同一操作溫度不同操作壓力對蠕變參數(shù)的影響

文獻(xiàn)[11]指出，三軸度系數(shù)(σe/p)較大的點(diǎn)是蠕變疲勞校核的危險(xiǎn)點(diǎn)。以人孔為例，操作溫度400 ℃，操作壓力19.22 MPa時(shí)，應(yīng)力強(qiáng)度σe云圖及靜水壓p云圖見圖11。最大應(yīng)力強(qiáng)度σe出現(xiàn)在A點(diǎn)，最大靜水壓p出現(xiàn)在A′點(diǎn)。逐漸加大操作內(nèi)壓，從19.22 MPa增至19.22×2.0 MPa，表4列出A點(diǎn)附近與A′點(diǎn)附近的σe和p及σe/p的數(shù)據(jù)。

表4 人孔在不同操作壓力作用下的σe，p及σe/pFig.4 σe,p,σe/p of manhole under action of different operating pressure MPa

A點(diǎn)的σe/p始終大于A′點(diǎn)。從第2.2節(jié)可知，經(jīng)過3次循環(huán)，A點(diǎn)的蠕變損傷大于A′點(diǎn)。隨著內(nèi)壓增加，應(yīng)力強(qiáng)度σe和靜水壓p等比例增加，σe/p保持不變，當(dāng)內(nèi)壓增至27.68 MPa(19.22×1.44)，A點(diǎn)率先進(jìn)入屈服，繼續(xù)增大內(nèi)壓，A點(diǎn)的σe保持不變，而p繼續(xù)增加，當(dāng)A′點(diǎn)直到內(nèi)壓達(dá)到36.52 MPa(19.22×1.9)左右時(shí)才進(jìn)入屈服。

可以看到，表征危險(xiǎn)點(diǎn)的σe/p在彈性狀態(tài)和彈塑性狀態(tài)下，其數(shù)值是變化的，在彈性狀態(tài)下，每個(gè)部位的σe/p保持不變，一次加載即可找到危險(xiǎn)點(diǎn)。但若操作壓力使得結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性狀態(tài)，危險(xiǎn)點(diǎn)可能變化。

3.2 同一操作壓力不同操作溫度對蠕變參數(shù)的影響

蠕變應(yīng)變εc是蠕變損傷Dc的函數(shù)，而Dc是應(yīng)力強(qiáng)度σe，靜水壓p，操作溫度T和時(shí)間增量t的函數(shù)，即Dc=f(σe,p,T,t)。已知σe和p，可以通過CC2605-3中的式(3)～(14)得到某時(shí)間增量下的Dc。隨著應(yīng)力松弛的持續(xù)，σe和p逐漸下降。

圖13示出了操作溫度390 ℃下，B點(diǎn)的Dc實(shí)際模擬值和公式估算值的對比。表5為公式計(jì)算過程的示范。可以看出，隨保載時(shí)間的增加，實(shí)際模擬的Dc始終低于公式估算值。采用公式計(jì)算得到的純?nèi)渥儔勖囟ù笥趯?shí)際考慮蠕變松弛的純?nèi)渥儔勖褂迷搲勖M(jìn)行蠕變疲勞校核是保守和安全的。

圖13 實(shí)際模擬與公式估算的蠕變損傷Dc隨時(shí)間變化的對比Fig.13 Comparison of variations of creep damage Dcactually simulated and estimated by formula with time

表5 公式計(jì)算的蠕變損傷Tab.5 Creep damage calculated by formula

4 Omega方法的工程簡化

彈性分析在加氫反應(yīng)器設(shè)計(jì)中已非常成熟，而CC2605-3需編寫子程序，有一定難度。彈性分析是一次加載，而CC2605-3需要計(jì)算成千上萬個(gè)載荷步，尤其是節(jié)點(diǎn)較多的三維模型(如文中熱電偶口)，對計(jì)算機(jī)要求很高，工程中實(shí)施起來費(fèi)時(shí)費(fèi)力。

加氫反應(yīng)器的操作壓力通常為15～20 MPa，操作溫度為380～440 ℃,運(yùn)行過程中一般不會出現(xiàn)復(fù)雜的載荷波動(dòng)。由于這個(gè)特點(diǎn)，可以將CC2605-3進(jìn)行合理簡化。CC2605-3的重點(diǎn)是棘輪和蠕變疲勞的校核。其中，棘輪可以通過彈性分析校核。蠕變疲勞校核要點(diǎn)是計(jì)算蠕變疲勞壽命Lcwf。采用初始σe和p，通過公式計(jì)算Lcwf和允許循環(huán)次數(shù)N，進(jìn)行蠕變疲勞的初步評估，是保守而安全的。若蠕變疲勞校核非設(shè)計(jì)文件要求必須完成，可以通過如下步驟，對結(jié)構(gòu)合理性進(jìn)行預(yù)判或保守地回避完整的蠕變疲勞校核。

(1)初步確定結(jié)構(gòu)尺寸，在設(shè)計(jì)壓力和設(shè)計(jì)溫度下，采用彈性分析方法[12-13]，進(jìn)行塑性垮塌校核；

(2)采用CC2605-3中(d)(1)Option1的方法確定最苛刻的操作載荷，通過彈性分析方法和式(2)進(jìn)行棘輪校核，采用彈塑性分析方法，獲得三軸度系數(shù)較大的危險(xiǎn)點(diǎn)的σe和p；

(3)采用CC2605-3中的式(3)～式(14)，計(jì)算(2)中危險(xiǎn)點(diǎn)的純?nèi)渥儔勖麹caf；

(4)求得危險(xiǎn)點(diǎn)的當(dāng)量應(yīng)力幅，通過CC2605-3中表3M和表4求得允許循環(huán)次數(shù)N及當(dāng)量應(yīng)變幅Δεeqv，得到蠕變疲勞壽命Lcwf。

若棘輪或蠕變疲勞校核不通過，則調(diào)整結(jié)構(gòu)，重新校核。如此，無需調(diào)用蠕變子程序，僅進(jìn)行簡單易行的彈性分析和彈塑性分析，即可保守得到允許循環(huán)次數(shù)N和蠕變疲勞壽命Lcwf，降低了設(shè)計(jì)難度。

5 結(jié)語

首先介紹了加釩鋼加氫反應(yīng)器常用的彈性分析方法和CC2605-3進(jìn)行蠕變疲勞校核的流程。以國內(nèi)某臺反應(yīng)器為例，對頂部人孔和熱電偶口分別采用兩種方法進(jìn)行校核，發(fā)現(xiàn)反應(yīng)器雖未進(jìn)行蠕變疲勞校核，由于彈性分析的設(shè)計(jì)余量較大，蠕變疲勞校核是合格的，并且指出雖然熱電偶口開口率較小，但由于內(nèi)倒角附近存在非常大的應(yīng)力集中，極大降低了該處的蠕變疲勞壽命，在未來的設(shè)計(jì)中應(yīng)優(yōu)化結(jié)構(gòu)，降低這類結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中。

研究了操作溫度和操作壓力對于蠕變參數(shù)的影響。若某操作壓力使得結(jié)構(gòu)處于彈性狀態(tài)，通過一次加載的彈性分析可確定三軸度系數(shù)較大的危險(xiǎn)點(diǎn)，若操作壓力使結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性，則隨著保載的持續(xù)，三軸度系數(shù)較大點(diǎn)的位置可能變化。若結(jié)構(gòu)處于彈性狀態(tài)，對于加氫反應(yīng)器常見的操作溫度，蠕變疲勞壽命通常較大，如本文中的人孔結(jié)構(gòu)；若結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性，隨溫度的增加，蠕變疲勞壽命會迅速下降，且此時(shí)由于當(dāng)量應(yīng)力幅較大，允許循環(huán)次數(shù)較小。此時(shí)需優(yōu)化結(jié)構(gòu)形式，改善應(yīng)力集中，提高蠕變疲勞壽命。

最后對CC2605-3中的重難點(diǎn)進(jìn)行歸納，提出采用彈性分析和彈塑性分析方法，利用初始σe和p，通過公式保守估算蠕變疲勞壽命。在非必需進(jìn)行蠕變疲勞分析的項(xiàng)目中，這樣的簡化回避了編寫蠕變子程序和計(jì)算機(jī)硬件不足的困難，方便工程人員進(jìn)行蠕變疲勞壽命預(yù)估，可快速預(yù)判結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是否安全合理。