合成氨水冷器換熱管斷裂失效分析及對策

時傳興，尹高雷，趙鵬鵬

(山東華魯恒升化工股份有限公司，山東德州 253000)

0 引言

近年來，我國大型氨合成裝置陸續(xù)投產(chǎn)，隨著單套裝置產(chǎn)能的擴大，裝置設備參數(shù)不斷加大[1]。水冷器是氨合成裝置的關鍵設備之一，其安全性能關系到整套裝置的平穩(wěn)運行。某公司年產(chǎn)60萬噸氨合成裝置于2018年投產(chǎn)，該裝置水冷器在試運行(管程氮氣試壓狀態(tài)，殼程介質為循環(huán)水，流量為 1 700 m3/h)時，發(fā)現(xiàn)管殼程有連通現(xiàn)象,經(jīng)殼程水壓試驗，確認有1根換熱管出現(xiàn)泄漏，經(jīng)內窺鏡檢查，發(fā)現(xiàn)靠近殼程冷卻水入口處有1根換熱管發(fā)生斷裂，斷裂位置位于換熱管脹管的起脹處，隨后將斷裂的換熱管進行了堵管處理。設備正式投入運行3個多月后，發(fā)現(xiàn)換熱器內部異響，停車拆檢后，確定靠近第1次斷裂管的另1根換熱管也發(fā)生了斷裂現(xiàn)象，與第1根換熱管不同的是，該換熱管的斷裂位置位于換熱管與殼程的換熱管板根部。水冷器參數(shù)見表1。

表1 設備主要技術參數(shù)

由于換熱管斷裂位置位于管板內部和管板根部，與常見的換熱管在折流板處斷裂位置不同，且有一個換熱管斷裂位置位于換熱管脹管的起脹處。根據(jù)換熱管斷裂的位置和基本特點，換熱管斷裂的原因有可能是換熱管自身缺陷、換熱管過脹或者換熱管振動疲勞斷裂造成的。通過查閱相關文獻和案例[2-8],發(fā)現(xiàn)文獻[2]中換熱管因振動造成的斷裂失效與文中水冷器換熱管斷裂失效特點類似，但是并沒有提供換熱管振動分析判據(jù)，理論支持不足；文獻[3-4]中雖然提供了換熱管因流體誘發(fā)振動造成斷裂的相關理論，但是沒有針對性的工程實例，且提供的預防措施針對性不足，無法為本案例提供有力的解決方案。因此，該水冷器換熱管斷裂失效需要通過檢驗檢測和斷裂失效分析進一步判斷原因，針對性地提出相關措施加以預防。

1 取樣宏觀檢查

對斷裂換熱管進行了取樣(見圖1)，第1次斷裂的換熱管編號為 1#樣品，第2次斷裂的換熱管編號為2#樣品。

圖1 換熱管取樣

分別對1#樣品和2#樣品內外壁進行宏觀檢查，斷口外觀形貌見圖2。1#樣品外壁局部有碰撞變形痕跡，其外壁圓弧面已磨成平面(圖中箭頭所指處)，內壁有較厚的結垢物，由于該根管子斷裂后一直放置在設備內未取出，導致斷裂管內結了大量的水垢。2#樣品內外壁未見有明顯的腐蝕及結垢現(xiàn)象。

圖2 換熱管斷面宏觀形貌

2 換熱管檢驗檢測分析

2.1 鐵磁相測定

分別對換熱管1#，2#樣品進行了鐵磁相含量測量：將1#樣品軸向方向分為5段(編號為1,2,3,4,5)，在5個分段的樣品徑向0°,90°,180°,270°四個方向進行測定；由于取樣品時現(xiàn)場作業(yè)空間受限，2#樣品取樣較短，將2#樣品軸向方向分為3段(編號為1,2,3)，在3個分段的樣品徑向0°,90°,180°,270°四個方向進行測定，測定結果見表2。結果表明，1#，2#樣品測試部位鐵磁相含量基本正常。

表2 鐵磁相含量 %

2.2 力學性能

對斷裂的換熱管樣品進行了拉伸試驗以及硬度(HV)測試，測試結果表明,換熱管樣品力學性能指標均符合標準[9-11]要求，測試結果見表3,4。

表3 拉伸試驗結果

表4 硬度(HV)試驗結果

2.3 化學成分

對斷裂的換熱管樣品進行了化學成分分析，測試結果表明，換熱管的化學成分指標符合標準[12]要求，測試結果見表5。

表5 化學成分分析結果 %

2.4 金相組織

對1#,2#樣品進行金相分析，其金相組織見圖3,4，屬正常的奧氏體組織，晶粒度為5級，符合標準[13-14]要求。

圖3 1#樣品金相組織

圖4 2#樣品金相組織

2.5 宏觀斷口分析

1#樣品斷口相對較平整，隱約可見有放射狀紋路，按放射紋路收斂方向可判斷斷口的啟裂部位應位于管子的外壁,如圖5(a)所示，箭頭所示位置為收斂點。2#樣品斷口高低不平，有較多的臺階，斷口上有一個相對陳舊的斷面區(qū)域(見圖5(b))，箭頭所示位置為裂紋形貌，該區(qū)域應為最先啟裂的。從該區(qū)域的內外壁長度判斷啟裂點也應位于管子外壁。

圖5 斷口宏觀形貌

2.6 微觀斷口分析

用掃描電鏡對清洗后的斷口進行觀察。1#樣品斷口微觀形貌見圖6，啟裂部位附近明顯有被擠壓的痕跡，其他區(qū)域均觀察到清晰的疲勞輝紋，具有典型的疲勞斷口特征。2#樣品斷口微觀形貌見圖7，斷面部位疲勞輝紋清晰。

圖6 1#樣品斷口微觀形貌

圖7 2#樣品斷口微觀形貌

3 換熱管振動分析

由斷口分析可知，換熱管斷裂處發(fā)現(xiàn)疲勞輝紋，斷口存在典型的疲勞斷裂特征，啟裂位置均在換熱管外壁處。在換熱管拆檢過程中，發(fā)現(xiàn)換熱管與管板管孔存在縫隙。換熱管斷裂的啟裂處均位于換熱管外壁，且換熱管斷裂均發(fā)生在換熱管脹管的起脹和管板根部(終止脹接的臨近位置)。換熱管在該位置受到高應力作用，屬于應力集中區(qū)域[15]。換熱管加工過程中外壁光潔度不足、換熱管穿管過程中與管板摩擦、換熱管外壁在脹接過程中變形等都有可能造成換熱管外壁損傷。上述原因造成換熱管外壁表面沿晶粒方向的溝槽，進而造成外壁表面的裂紋起源。在高應力作用下?lián)Q熱器屈服引起疲勞損傷，換熱管振動進一步造成裂紋擴展，最終導致?lián)Q熱管斷裂。

基于上述分析，可以判斷換熱管斷裂失效是由振動引起的疲勞造成的，后面用振動分析加以證明。在管殼式換熱器的殼程中，流體橫向流過管束時，流體誘發(fā)振動主要有4種原因：卡門漩渦激振、湍流抖振、流體彈性不穩(wěn)定、聲振動。GB/T 151—2014《熱交換器》附錄C中，當氣體或者蒸汽進入換熱器殼程后，聲學駐波頻率與卡門漩渦頻率或湍流抖振主頻率一致時，才發(fā)生聲振動，由于水冷器介質為循環(huán)水，所以不存在聲振動發(fā)生的可能。

當流體橫向流過傳熱管時，管子背面會產(chǎn)生卡門渦街[16]。隨著卡門渦街的交替產(chǎn)生和脫落，使管子的兩側產(chǎn)生垂直于流動方向周期性變化的激振力，傳熱管受到力的作用而發(fā)生振動。當漩渦脫落頻率等于或接近于傳熱管固有頻率時，管子發(fā)生共振?？ㄩT漩渦激振發(fā)生判據(jù):當卡門漩渦頻率fv與換熱管最低固有頻率f1[17]之比大于0.5和換熱管最大振幅ymax1大于0.02倍的換熱管外徑(19 mm)，即ymax1=0.38 mm時可引起管束卡門漩渦激振?？ㄩT旋渦頻率計算公式：

(1)

式中St——斯特羅哈數(shù)，無因次，可根據(jù)換熱管節(jié)徑比S/do查GB/T 151—2014附錄C圖表；

S——換熱管中心距，m；

do——換熱管外徑，m；

V——橫流速度,根據(jù)換熱管管間的最小自由截面計算，m/s。

橫向穿過管束的流體產(chǎn)生的湍流會使管子表面的流場壓力產(chǎn)生隨機性脈動，從而使管子產(chǎn)生振動。當湍流脈動的主頻率與管子的固有頻率相近或相等時，就會產(chǎn)生共振。湍流抖振[18]發(fā)生判據(jù)：當湍流抖振頻率ft與換熱管最低固有頻率f1之比大于0.5或換熱管最大振幅ymax2大于0.02倍的換熱管外徑(19 mm)，即ymax2=0.38 mm時可引起管束湍流抖振。湍流抖振的計算公式：

(2)

式中l(wèi)——縱向換熱管中心距，m；

T——橫向換熱管中心距，m。

流體彈性不穩(wěn)定是動態(tài)的流體力與管子的運動相互作用的結果。當流體彈性力對管子所做的功大于管束阻尼所消耗的功時，管子將產(chǎn)生大振幅的振動。流體彈性振動[19]發(fā)生判據(jù)：當介質流體橫流速度V大于臨界橫流速度Vc時，可引起管束發(fā)生流體彈性振動。臨界橫流速度計算公式：

(3)

其中：

(4)

式中Kc——比例系數(shù)，根據(jù)查GB/T 151—2014附錄C計算；

fn——換熱管固有頻率，Hz；

δs——質量阻尼參數(shù)，無因次；

b——指數(shù)，查GB/T 151—2014附錄C；

m——單位換熱管的質量，kg；

δ——換熱管的對數(shù)衰減率，無因次；

ρo——殼程流體的密度，kg/m3。

文中換熱器為等跨直管結構，在管板端為固定支承，在折流板處為簡支，換熱管固有頻率為：

(5)

式中λn——頻率常數(shù);

n——振型的階數(shù)；

E——材料的彈性模量，MPa；

di——換熱管內徑，m；

l——換熱管支撐板間跨距，m。

根據(jù)換熱器的結構尺寸、流體流速等相關參數(shù)，以及上述計算模型，分別對可能存在的振動部位(殼程冷卻水進口、第1塊換熱管支持板與折流板之間)的換熱管在設計工況、氣密工況、運行工況進行了振動計算，振動計算結果如表6所示。

表6 換熱管振動計算結果

水冷器換熱管在設計工況、試運行工況及正常操作工況下殼程冷卻水入口、支持板與折流板間會發(fā)生卡門漩渦激振、湍流抖振和流體彈性振動，通常發(fā)生流體彈性振動換熱管更易損傷[20]。換熱管由于貼脹變形所引起的應力在換熱管伸入管板的根部最大，使得該處的換熱管有斷裂的可能。外排 U形彎管具有較低的固有頻率，對于流體誘導振動的破壞更加敏感。接管的進出口區(qū)域由于流場復雜，在受限制的區(qū)域內產(chǎn)生局部的高速度，導致該處的換熱管更易振動損壞。

4 分析結果與對策

通過檢驗檢測和振動分析計算，可得出如下結論：換熱管的化學成分、拉伸性能及硬度均滿足相關標準的要求；換熱管的金相組織正常，1#樣品內壁存在輕微的垢下腐蝕；1#， 2#樣品的斷口均表現(xiàn)出典型的疲勞斷裂特征；斷口表面腐蝕產(chǎn)物中主要有氧、氯和硫等元素存在；殼程水垢主要為 CaCO3和 CaSO4等。振動計算結果表明，在設計、試運行及正常操作工況下，殼程冷卻水入口、第1塊支持板與折流板間存在管束振動的可能，進而可導致?lián)Q熱管疲勞破壞，其中流體彈性振動對換熱管的損傷更大。

GB/T 151—2014附錄C中給出了換熱器管束流體誘發(fā)振動的計算方法，但并未作為設計要求。因此，在該工況下的換熱器設計要進行振動分析，可采取改變折流板形狀、減小換熱管跨距、振動振幅大的位置增加固定支撐等措施。制造環(huán)節(jié)中，在換熱管板及換熱管加工時，一定要控制管口直徑的偏差以及換熱管外徑偏差，避免配合尺寸偏差引起的振幅過大。該問題發(fā)生后，對泄漏換熱管進行了堵管處理，同時換熱管振動位置增加了支撐，并對斷管附近區(qū)域，即循環(huán)水進口位置的換熱管進行了聯(lián)排固定，進一步降低換熱管振動的可能。采取換熱管加固措施后，設備在氣密試驗過程中和投用后均無異響發(fā)生，經(jīng)分析介質成分，未發(fā)現(xiàn)換熱管泄漏，整套裝置運行情況良好。

5 結語

通過對大型氨合成裝置水冷器換熱管斷裂失效情況的介紹、檢驗檢測和斷裂分析，探究了換熱管斷裂失效的根本原因，提出了針對性的處理措施。裝置停車后，對設備內斷裂換熱管進行了堵管處理，同時對介質進口區(qū)域易發(fā)生振動的換熱管進行了加固，有效地避免了換熱管振動造成的疲勞斷裂。目前檢修后的換熱器運行情況良好，設備無異常響動，未發(fā)生換熱管泄漏事故，保證了裝置長周期平穩(wěn)運行。