16.在役焦炭塔筒体鼓胀变形分析(daigai).doc

在役焦炭塔筒体鼓胀变形分析在役焦炭塔筒体鼓胀变形分析郭宏伟 121001 辽宁石化职业技术学院机械技术系金春远 121001 中国石油锦州石化公司焦化车间 摘 要 焦炭塔从1990年建设投入运行至今，在运行过程中从塔底部锥段向上多层塔节发生了臌胀变形，并发现了大量表面裂纹，利用射线、超声、着色等无损检测手段检测，金相显微组织分析等手段进行定量与定性分析，确定该塔还可以在稳定操作条件下继续生产。关键词 焦炭塔 变形 检测 分析1 引言4#焦炭塔是1990年11月制造安装、并于同年12月投入运行的大型设备。该设备的材质为20G；规格尺寸为61003102730/36（mm）；上封头为球形，下封头为锥体结构；设计压力：0.3MPa，设计温度：上段440，下段475；操作压力：0.2 MPa，平均操作温度：460（上段430，下段490）。该焦炭塔在运行中，每隔48小时压力和温度变化一次，内部介质为焦化富气、汽油、柴油、蜡油、石油焦、水和水蒸汽。该焦炭塔自投入运行以来，在多年的运行中鼓胀变形严重，且工况恶劣，对其运行的安全构成了威胁。 图1 变形的焦炭塔塔体 图2 塔体上的表面裂纹2 4#塔体直径及高度测量塔体筒节内径的测量数据见表1，筒节高度的测量数据见表2。筒壁编号及变形情况示意见图3。表1 4#焦炭塔筒节内径Di表2 4#焦炭塔筒节高度H从表1及表2中的测量结果可以看到4#焦塔塔节径向鼓胀变形量在逐渐增大，而且筒节高度也发生了明显倾斜性变化，4#焦炭塔确已发生了比较严重的变形。图3 4#焦炭塔筒节编号及变形示意图外观检查发现，最大错边量：纵缝3.0mm，环缝4.0mm；最大棱角：纵缝5.0mm，环缝6.0mm；局部变形凸凹量：230mm。 布点测厚共测178点，筒体壁厚最小值为33.4mm，最大值为36.1mm；封头壁厚最小值为33.1mm，最大值为33.5mm。腐蚀检查表明，未见明显腐蚀。3 无损检测及结果3.1 渗透检查在变形较大外壁的三道环缝中，在沿焊缝两侧均查出整圈的表面裂纹，另两道环缝上也查出了长度十分严重的表面裂纹；另外在塔体内壁上，也查出一些表面龟裂裂纹，其中最长一处裂纹尺寸为50mm。3.2 射线探伤在有条件的位置合计拍片总数共408张，其中环缝358张，纵缝50张，裂纹片120张。3.3 超声波探伤由于渗透探伤和射线探伤查出的裂纹缺陷极其严重，考虑到费用及时间因素，故决定采用超声波方式对没作渗透和射线检查的其余焊缝进行探伤，又查出了数量可观的新裂纹缺陷。后经返修打磨证实，经本次超声波探伤内壁环缝13道，共计发现73处超标性缺陷，所确定的超标缺陷100%皆为裂纹性缺陷。纵焊缝上也查到了超标缺陷。4 金相显微组织分析4.1 金相组织分析对4#焦炭塔鼓胀变形严重的下锥体、第一至第五筒节的塔壁母材及其相邻的焊缝作了金相组织分析。母材组织：铁素体+珠光体焊缝组织：魏氏体或铁素体+珠光体热影响区组织：粗大魏氏体晶粒度：6级部分筒体母材组织出现珠光体球化，球化级别为4级或3级。4.2 表面裂纹检验和其附件金相组织分析从第四道环焊缝外表面裂纹明显处挖取试样，对其表面裂纹的侧面形貌、裂纹附近的金相组织及裂纹的深度进行了分析和测定。图4分别是一条表面裂纹的不同区段、不同放大倍数的图像。另外，也对焊缝表面的夹渣缺陷也作了放大观察。表面裂纹的深度较小，实测为0.68mm。考虑打磨的厚度，该表面裂纹的深度估计约为1.01.5mm，属较浅的裂纹。从图像可明显看到，裂纹是由外壁表面启裂后，沿着垂直于壁厚的方向往内壁扩展的，从微观组织上可看是典型的穿晶式扩展形貌，这应属于疲劳裂纹扩展的典型形貌。呈黑色的裂纹两侧组织应为高温（500）下金属被氧化后得形貌。图4 不同放大倍数下裂纹形貌图5 基体组织（晶粒度：8.5级） 图6 焊缝及热影响区组织形貌图5和图6分别为材料外壁的母材、焊缝和热影响组织。母材为铁素体+珠光体；焊缝为铁素体+珠光体；热影响区为魏氏体（网状）、母材晶粒度8.5级，未见到珠光体球化现象。金相组织为正常组织。5 硬度测定焦炭塔的硬度测定结果见下表3。表3 焦炭塔硬度测量结果从表3中结果可见，焦炭塔塔体材料长期在500条件下运行，其母材、焊缝、热影响区的硬度都属正常范围。6 断裂安全分析检查出了相当数量的表面龟裂裂纹及多条环焊缝附近存在着极其严重的表面裂纹，金相检查表明，微观组织正常。虽发生了珠光体球化现象，球化级别已达到4级，判为合格。4级球化对材料的性能只有不大的不良影响；另外，硬度测定结果正常。 7 塔体变形分析4#焦炭塔经过多年时间运行后，下部筒体已发生了比较严重的膨胀变形，位于下面二、三、四节变形较严重。所有测定结果充分说明4#焦炭塔下部塔体一次比一次更加明显的鼓胀变形了。按保守估计，2009年4#焦炭塔变形最大处的实测内径值为6400mm，如果假定投用前的内径严格等于设计直径6100mm，则变形量应为： =4.92% （7-1）当然，实际的变形量不应是这样大。这是因为，变形后的筒体内径并非是正规的圆形四周都均匀膨胀，上面计算采用的直径尺寸是内径最大处的数值；另外，筒体的原始结构的内径也存在制造误差，因此，上述结果仅是按照最恶劣条件估算出的保守的一个结果。焦炭塔的变形是由于受内压、介质静压力和热应力的联合作业超了塔体材料的屈服强度而产生的塑性变形。但这种联合作用的等效应力（虚拟应力）尚未超出“安定性”条件准则，因为虚拟应力仍满足2条件。从力学角度分析，在反复的交变载荷作用下，当其变形量达到一定程度后，继续变形便会受到约束而被中止。对4#焦炭塔膨胀变形部位的金相观察表明，可确定其变形不是由蠕变引起的。因为，从金相组织中未见到明显的蠕变损伤证据。根据DL438-91标准中，对碳素钢管的蠕变变形量有着明确的规定：其外径不得大于3.5%。上面计算出的变形保守值为4.92%，比规定值大了1.42%。但是，我们上面计算中所面对的变形为一般的受力变形，而非蠕变变形，一般的受力变形和蠕变变形是完全不同性质。从材料的力学行为可知，通常材料因受力而发生的塑性变形受“形变强化机理”作用，在一定的塑性变形范围内，随塑性变形的出现，材料会发生强化现象（即材料的屈服强度增大）；而蠕变变形则不然，随着蠕变变形量的增大，材料因受到蠕变损伤而会使其强度上的抗力明显减弱。由此可以论断，DL438-91标准中所限定的蠕变变形量3.5%，不应对一般受力材料的变形发挥约束作用。另外，大量的试验测试还表明，室温下20#钢的延伸率（）约为2025%；450至500下延伸率则高达40%以上。并且，在外部受力到达材料的强度极限值之前，材料均是以厚度均匀变形的方式发生变形的。这种均匀变形在全部可允许的塑性变形值中所占的比例，对20#钢而言，至少应在50%以上。也就是说，在室温和450500条件下，材料均匀塑性变形所占的百分比至少分别应为延伸率一半以上，即大于10%和20%。如果将这两个数值与3.5%作比较，显然，它们大大高于后者，如用在工程上，应再给予一个足够的安全系数。综上所述，4#焦炭塔的个别塔筒节尽管已出现了比较大的变形量，但尚未达到危险的程度，因此，该焦炭塔仍可以继续安全运行。但对于已出现严重变形的4#焦炭塔而言，为保证其绝对的安全，首先对发生裂纹进行打磨与修理，且应立即采取必要的监护措施。8 塔体垂直度的测量对4#焦炭塔的垂直度进行了测量，测量高度为塔体自身的垂直高度，即H=32148mm。测量结果：铅垂线与下部靶心点偏离了125mm，该值较比2003年测值120mm增大了5mm。但4#焦炭塔顶盖分别于1999年、2003年和2005年做过换动，因此，难以对倾斜程度给出准确的结论，其垂直度的变化数据，是一个十分重要的与安全相关的问题，这是因为当塔体下部筒节的鼓胀变形不均匀时，可能会造成塔体的倾斜，又当倾斜度变得比较大的时候，又可能招致塔体的倒伏从而造成重大的安全事故。从安全角度而论，高度为24.58米的焦炭塔筒体，发生了0.223-0.06=0.163的超限倾斜，在安全上是大问题，但应注意这种倾向是不是不断恶化。9 结论4#焦炭塔筒节及下部锥体发生了严重的波