煙氣管道的高溫蠕變應力分析

董曉敏，趙海杰

（中國石油建設公司大連設計分公司， 遼寧 大連 116011）

煙氣管道的高溫蠕變應力分析

董曉敏，趙海杰

（中國石油建設公司大連設計分公司， 遼寧 大連 116011）

石油化工廠的部分高溫煙氣管道長期在 650～700 ℃左右運行，研究表明，碳鋼部件工作溫度高于 350 ℃、合金鋼部件工作溫度超過 420 ℃、不銹鋼部件工作超過 480 ℃時，進入蠕變溫度。通過對某石化廠原有高溫煙氣出口管道運行工況分析，運用 CAESARII應力分析軟件優(yōu)化管道布置，并通過計算管道蠕變條件下服役年限進行安全評定。

蠕變；應力；高溫管道；CAESARII

高溫煙氣管道長期在 650～700 ℃左右運行，研究表明，碳鋼部件工作溫度高于 350 ℃，合金鋼部件工作溫度超過 420 ℃、不銹鋼部件工作超過480 ℃時進入蠕變溫度。高溫蠕變導致材料應力松弛，降低管道的承載能力，增加高溫構件失效可能性，影響高溫管道的安全運行。目前國內針對材料蠕變的研究比較廣泛[1,2]，但在石油化工領域將管道蠕變與應力計算結合起來的研究很少。因此研究高溫管道的蠕變與應力計算分析相結合具有十分重要的現(xiàn)實意義。

1 項目概況

某石化公司催化裝置有一段從三旋分離器煙氣出口至煙道部分高溫管線，自投用至今，管線已經發(fā)生嚴重變形，現(xiàn)對管線進行設計整改。原有管線運行條件：介質為煙氣，介質密度為 2 kg/m3，操作溫度為 670 ℃，設計溫度為 700 ℃，操作壓力為0.17 MPa，設計壓力為 0.3 MPa；保溫材料為復合硅酸鋁鎂管殼，密度為 300 kg/m3，保溫厚度為 120 mm；管線規(guī)格為φ325×13、φ377×14，管線材質為304H。原有管道現(xiàn)場圖片如圖 1，計算軟件采用CAESAR II 2013R。

圖 1 煙氣管道現(xiàn)場圖Fig.1 Flue gas pipeline scene photo

2 主要問題分析

金屬材料在常溫下的力學行為顯示材料在外載荷作用下會產生彈性變形和塑性變形，彈性變形能會恢復，塑性變形不能恢復，也就是常規(guī)意義的材料失效。所以在管道設計時確保管道的一次應力值低于材料的許用應力，使材料僅僅發(fā)生彈性變形，保證管道的安全性和穩(wěn)定性。但金屬材料在蠕變溫度范圍，運行到一定時期，應力即使低于許用應力，還是會產生一定的塑性變形，這種形變就是蠕變。ASME 標準[3]中對于高溫下金屬材料的許用應力取值是根據(jù)限制材料的蠕變速率，而不是限制材料的總應變。根據(jù) ASME B31.3 規(guī)范中 302.3.2 節(jié)規(guī)定材料進入蠕變范圍，其許用應力值取下面三種情況之中的小值：

1）工作 100 000 h 發(fā)生斷裂，取材料內部應力平均值的 67%；

2）工作 100 000 h 發(fā)生斷裂，取材料內部應力最小值的 80%；

3）取工作 1 000 h 產生 1%塑性變形的應力值；ASME B31.3 規(guī)定，蠕變范圍的限制時間是 100 000 h（11.4 a），但管道的運行時間往往超過 11.4 a，所以對于高溫管道，設計人需要確定管道在蠕變下的安全服役時間。

該項目的管線材質為奧氏體不銹鋼，設計溫度為 700 ℃，運行到一定階段管道會進入蠕變，導致管道應力松弛，即使管道滿足一次應力、二次應力要求，但在管道運行很長時間之后，發(fā)現(xiàn)管道在運行一段時間后發(fā)生了一定程度的塑性變形，這是很多設計工作者往往忽略蠕變對高溫管道服役壽命的影響以及考慮一次應力時沒有將蠕變可能帶來的危害因素考慮進去。因此在高溫管道的應力分析和配管設計中應該考慮蠕變對管系的影響。但目前未有計算方法或應力分析軟件能將管道的蠕變和應力分析綜合考慮分析。

根據(jù)現(xiàn)場情況，現(xiàn)對該管道進行如下整改方案：

（1）對原有管道進行應力分析，判斷管道一次應力、二次應力是否滿足要求；

（2）根據(jù)應力分析結果，對原有管道的管道布置形式進行優(yōu)化；

（3）根據(jù)最優(yōu)化的管道布置的管道應力計算管道在發(fā)生蠕變時的服役年限，是否滿足設計需要。

3 管道應力分析

3.1 應力模型建立

根據(jù)管道運行條件，操作溫度為 670 ℃，設計溫度為 700 ℃，操作壓力為 0.17 MPa，設計壓力為0.3 MPa ，建立模型?？偣步?3 個模型進行計算分析：模型 A—原有運行管道模型、模型 B—優(yōu)化的管道模型。

3.2 應力結果分析

圖 2-1a/b、2-2a/b 分別是模型 A、B 的一次應力結果，圖 2-1c、2-2c 分別是模型 A、B 的二次應力結果。

3.2.1 模型 A 應力結果分析

圖 2-1a 模型 A 一次應力結果效果圖Fig.2-1a Primary stress result of model A

圖 2-1b 模型 A 一次應力結果Fig.2-1b Primary stress result of model A

圖 2-1c 模型 A 二次應力結果Fig.2-1c Secondary stress result of model A

由結果可知，原有管道的一次應力超過了材料的許用應力值，最大處達到了 42 214.2 kPa，遠遠超過許用應力值 26 613.7 kPa。一次應力超標可能導致管道在應力超標處發(fā)生塑性變形致失效。由圖 2-1a中的應力超標處可以看出與管道現(xiàn)場圖1中管道發(fā)生較大變形處對應。

管道二次應力值達到 85.4%，在二次應力許用范圍之內，所以管道的柔性足夠。

根據(jù)圖 2-1a分析，在應力超標處的管道跨距過大，需要在應力超標處設立支架，以減小管道受到的持續(xù)荷載，對管道布置進行調整優(yōu)化。管道調整結果，見 3.2.2 部分。

3.2.2 模型 B 應力結果分析

圖 2-2a 模型 B 一次應力結果效果圖Fig.2-2a Primary stress result of model B

圖 2-2b 模型 B 一次應力結果Fig.2-2b Primary stress result of Model B

圖 2-2c 模型 B 二次應力結果Fig.2-2c Secondary stress result of model B

由一次應力分析結果可知，管道經過調整后一次應力低于材料的許用應力，一次應力最大處為許用應力值的 65.4%，說明管道安全。

管道的二次應力值最大處為 60.7%，小于模型A的值。現(xiàn)利用優(yōu)化后管道的一次應力值，計算管線的蠕變服役年限。

4 管道蠕變服役年限計算分析

4.1 計算方法

根據(jù) ASME B31.3 Appendix V 中的線性壽命分率法則，壽命分率分析僅論及管道組件的整體強度，沒有考慮局部應力的影響。

4.2 實例計算

將管道參數(shù)帶入公式進行計算，按照SH/T3059-2012《石油化工管道設計器材選用規(guī)范》中 5.3 節(jié)規(guī)定管道設計壽命宜為 15 a[4]，所以在設計時需保證管道蠕變服役年限超過 15 a。將管道的使用壽命設為 200 000 h（＞131 400=15 a），并考慮以下2個工況：

A） 正常操作工況：操作溫度 670 ℃，操作壓力 0.17 MPa，180 000 h；

B） 設計條件工況：設計溫度 700 ℃，設計壓力 0.3 MPa，20 000 h；

從公式計算基于壓力的當量應力 Spi。

從 ASME B31.3 Appendix A 表 A-1，在 700 ℃，Sd=26613.7 kPa。

Sp1=26613.7×（0.17/0.3）=15081.1 kPa

Sp2=26613.7×（0.3/0.3） =26613.7 kPa

對于每個條件 i 的一次應力值 SL（ 根據(jù)CAESAR II的計算結果 ）

SL1=16696.8 kPa

SL2=17412 kPa

對于無縫管，SP1、SP2 的 W 是 1.0，對于環(huán)焊縫，SL1、SL2 的 W 是 0.74、0.68(W 值根據(jù) ASME B31.3中表 302.3.5 查得出)。當量應力 Si是 SPi／W 和 SLi／W 中的較大值，因此，Si值如下：

S1 =（SP1/W 或 SL1/W）中的較大值

=（15 081.1/1 或 16 696.8/0.74）中的較大值

=（15 081.1 或 16 696.8/0.74）中的較大值

= 22 563.2 kPa

S2 =（SP2/W 或 SL2/W）中的較大值

=（26 613.7/1 或 17 412/0.68）中的較大值

=（26 613.7 或 17 412/0.68）中的較大值

= 25 605.9 kPa

從 ASME B31.3 Appendix A 表 A-1，依據(jù) Si，查到溫度 TE:

TE1=691 ℃

TE2=704 ℃

對于每個條件 ii，使用公式計算 LMP：

LMP=（20+5）（691+273）=24 100

LMP=（20+5）（704+273）=24 425

使用公式計算斷裂壽命 tn：

a=24 100/（670+273）-20=5.557

tr1=10a=105.557=360578.643h

a=24 425/（700+273）-20=5.103

tr2=10a=105.103=126 765.1866 h

對于所有使用條件，用 ti／tri的總和，計算利用系數(shù)u：

t1/tr1=180 000/360 578.643=0.499

t2/tr2=20 000/126 765.186 6=0.158

u=0.499+0.158=0.657＜1

因此，該值是合格的，說明管道在 20 a 內不會發(fā)生蠕變失效。

5 結束語

首先 ，需 CAESAR II計算管道在高溫環(huán)境運行下的安全性，通過計算，設計最優(yōu)化的管道布置方式。

其次，計算管道的安全服役壽命，經核算優(yōu)化后管道布置滿足 20 a 設計內不會蠕變斷裂。

最后，對于高溫管道，除了需計算管道的蠕變影響下的安全服役壽命外，還需要將蠕變影響考慮到管道的一次應力核算中，不能僅僅根據(jù)滿足材料的許用應力值就認為管道完全安全，因管道的蠕變受管道的持續(xù)應力影響，管道的一次應力值越大，管道的蠕變應變越大，導致管道的一次應力值變化，所以應該在管道設計時做到以下幾點：

1）盡可能降低管道承受的一次應力值；

2）降低管道的撓度或減小管道支架或彈簧之間的跨距[5]；

3）確保一次應力值小于金屬材料的許用應力。

［1］梁浩宇，段滋華.金屬材料的高溫蠕變特性研究 [D]. 太原:太原科技大學,2013.

［2］陳年金.高溫環(huán)境中疲勞蠕變交互作用壽命預測方法研究[D].浙江工業(yè)大學,2006.

［3］ASME B31.3 Process Piping[S].

［4］SH/T3059-2012 石油化工管道設計器材選用規(guī)范[S].

［5］The Role of Stress Analysis in the Life Extension of Piping Syste ms-Evaluation of Creep Stresses[R].Mechanical Engineering News，COADE,lnc.May，1993.

Creep Stress Analysis of Flue Gas Pipeline

DONG Xiao-Min，ZHAO Hai-Jie
（China Petroleum Engineering Construction Corporation Dalian Design Branch, Liaoning Dalian 116011，China）

Some high temperature flue gas pipelines of petrochemical enterprises always run in 650 ~ 700 ℃ or so for a long time. The researches show that the creep temperature of carbon steel pipeline is about 350 ℃, the creep temperature of alloy steel pipeline is about 420 ℃, the creep temperature of stainless steel pipeline is about 480 ℃.In this paper, by analyzing the operation conditions of an original high temperature flue gas export pipeline in a petrochemical plant, the pipeline arrangement was optimized by using stress analysis software CAESARII. The safety about the service life of pipeline under the condition of creep was assessed through calculating.

Creep; Stress; High temperature pipes; CAESARII

TG 111.8

： A文獻標識碼： 1671-0460（2014）07-1208-04

2014-07-08

董曉敏（1962-），女，河北豐潤人，工程師，1995 年畢業(yè)于大連石化職工大學石油煉制專業(yè)，現(xiàn)從事石油化工工程管道設計工作。E-mail：dongxiaomin-dl@cnpc.com.cn。