臨氫環境下承受交變載荷的壓力容器合于使用評價及缺陷成因分析

潘曙平 甘 磊

（1.甘肅省特種設備檢驗檢測研究院；2.國家管網西部管道甘肅輸油氣分公司）

壓力容器作為最常見的特種設備之一，在化工生產過程中發揮了無可替代的作用。在制造或長期使用過程中，復雜苛刻的工藝環境會導致壓力容器產生不同類型的缺陷。由于化工生產的連續性特點，頻繁停車檢修會造成巨大的經濟損失，因此需對含超標缺陷的在用壓力容器進行合于使用評價研究，找出缺陷產生的原因，避免發生失效事故。

筆者采用有限元應力分析方法對某含缺陷的加氫裂化裝置氫氣壓縮機二級出口緩沖器進行合于使用評價，為容器維修提供科學依據。由于該設備在臨氫環境及疲勞工況下運行，為避免再次失效，在缺陷部位取樣，通過力學性能試驗、化學成分分析、金相檢驗、掃描電鏡觀察及能譜分析等手段，分析該容器產生裂紋的原因。

1 合于使用評價

1.1 基本情況

某石化公司柴油加氫裂化裝置使用時長約21個月，期間曾停車兩個月進行了停車檢驗。在檢修過程中發現，K-101A二級出口緩沖器入口接管角焊縫處存在一處埋藏缺陷。緩沖器主要技術參數如下：

設計溫度 150 ℃

操作溫度 73 ℃

設計壓力 8.63 MPa

操作壓力 6.50 MPa

介質 新氫

材料 筒體Q345R 接管16MnⅢ

規格 筒體壁厚δ=32 mm接管 φ375 mm×50 mm

壓力容器類別 Ⅱ類

管外 無保溫

1.2 檢驗檢測情況

緩沖器入口接管焊接接頭滲透檢測結果如圖1所示，可以看出，入口接管焊接接頭外表面未見開口缺陷；超聲檢測發現焊縫根部存在超標埋藏缺陷，缺陷最大深度約18 mm。考慮到該設備投用時間較短且緊急停車會造成巨大的經濟損失，故采用合于使用評價的方法判斷該缺陷是否需要立即維修。

圖1 緩沖器入口接管焊接接頭滲透檢測形貌

由于缺陷尺寸較大，故優先考慮彈塑性斷裂失效的失效模式，采用GB/T 19624—2019《在用含缺陷壓力容器安全評定》［1］中平面缺陷評定方法對該埋藏缺陷進行安全評定。

1.3 缺陷表征

根據無損檢測結果，該缺陷表征前后的缺陷尺寸數據見表1。

表1 缺陷表征尺寸mm

1.4 應力分析

采用有限元分析方法，得到整體結構應力分布如圖2 所示，設備最大應力為達到了216.760 1 MPa。

圖2 整體結構應力分布云圖

根據GB/T 19624—2019中的平面缺陷常規評定方法，評定中所選的應力是缺陷部位的主應力，計算該主應力時應采用線彈性計算方法，并假設結構中不存在缺陷。根據有限元分析計算出的應力結果，選取各缺陷所在位置的應力結果為一次應力；按照GB/T 19624—2019第5.4.2條，保守地取材料的屈服強度為二次應力。

乘以安全系數后，缺陷處的一次薄膜應力Pm為32.21 MPa，一次彎曲應力Pb為2.30 MPa，二次薄膜應力Qm為305.13 MPa，二次彎曲應力Qb為0 MPa。

1.5 應力強度因子計算

根據材料學性能數據，計算應力強度因子。GB/T 19624—2019附錄D給出了典型結構的應力強度因子KI計算式：

其中，fm和fb為形狀系數，不同結構的形狀系數算法及其取值詳見GB/T 19624—2019附錄D。文中取fm=1.60，fb=0.57，計算得一次應力的應力強度因子=396.61，二次應力的應力強度因子=3664.38。

1.6 載荷比Lr和斷裂比Kr的計算

載荷比Lr是指引起一次應力的施加載荷與塑性屈服極限載荷的比值，表示載荷接近于材料塑性屈服極限載荷的程度，不同結構的載荷比計算式見GB/T 19624—2019附錄C （文中只給出計算結果）。

斷裂比Kr是指施加載荷作用下的應力強度因子與以應力強度因子表示的材料斷裂韌度的比值，其計算式如下：

式中 G——相鄰兩裂紋間彈塑性干涉效應系數，單獨評定時取1；

KC——以應力強度因子表示的材料斷裂韌度，或由J 積分斷裂韌度除以CTOD斷裂韌度換算的以應力強度因子表示的材料斷裂韌度，MPa·m1/2或N/mm3/2。

ρ為塑性修正因子，其計算式如下：

其中，Ψ1的值可根據的值查得（其中σs為評定溫度下的材料屈服強度，也可用其條件屈服強度σ0.2代替）。

1.7 失效評定

將計算得到的評定點坐標值（Lr，Kr）標注于通用失效評定圖上，具體如圖3所示。

圖3 FAC失效評定曲線

根據圖3可以得到Kr的評定曲線方程：

由圖3可知，評定點落在安全區外，故該缺陷未通過GB/T 19624—2019的安全評定，該容器無法滿足繼續安全使用的條件。為避免發生失效，保證壓力容器的長周期安全穩定運行，需對缺陷部位進行更換，并對缺陷成因及失效模式進行分析。

2 缺陷成因分析及失效模式判斷

為探明缺陷成因及設備的失效模式，在缺陷處取樣分析。取樣部位及宏觀斷口局部形貌如圖4所示，可以看出斷口整體平整，無明顯塑性變形，呈脆性開裂的特點；表面覆蓋垢物，焊縫內存在未焊透缺陷。

圖4 取樣部位及宏觀斷口局部形貌

2.1 化學成分分析

對緩沖器筒體、接管和焊縫分別進行化學成分分析，結果見表2。由表中的數據可以看出，筒體化學成分符合GB/T 713—2014對Q345R材料的要求；接管化學成分符合NB/T 47008—2017對16Mn材料的要求；焊縫化學成分符合GB/T 5117—2012對焊接材料E5015（J507）熔敷金屬的要求。

表2 化學成分分析結果wt%

2.2 力學性能試驗

在筒體和接管完好部位取樣進行常溫拉伸試驗和低溫沖擊試驗，結果見表3。可以看出，筒體屈服強度、抗拉強度、斷后伸長率和沖擊功均符合GB/T 713—2014對Q345R材料的要求；接管屈服強度、抗拉強度、斷后伸長率和沖擊功均符合NB/T 47008—2017對16Mn材料的要求。

表3 力學性能檢測結果

2.3 硬度測定

對焊接接頭進行布氏硬度測定，結果表明，筒體側母材布氏硬度范圍為105HBW～123HBW；焊縫和兩側熱影響區布氏硬度均高于兩側母材硬度；接管側母材布氏硬度符合NB/T 47008—2017對16Mn材料的要求。

2.4 金相組織分析

焊接接頭缺陷及金相組織形貌如圖5所示。可以看出，在焊縫內存在一處未焊透缺陷，兩條裂紋萌生于未焊透部位兩尖角處，沿熔合線由未焊透部位向外和向內擴展，裂紋尖端呈臺階狀；筒體金相組織為鐵素體+珠光體，存在鐵素體帶狀組織（圖5c），根據GB/T 34474.1—2017《鋼中帶狀組織的評定 第1部分：標準評級圖法》，帶狀組織級別為3級。

圖5 焊接接頭缺陷及金相組織形貌

2.5 掃描電鏡及能譜分析

對原始斷口進行清洗，清洗后斷口形貌如圖6所示，可以看出斷口呈雞爪狀形貌，符合氫致開裂的特征。

圖6 清洗后的斷口形貌

對緩沖器內壁垢物、原始斷口和金相樣品近斷口部位進行能譜分析，結果見表4。可以看出，內壁垢物主要以鐵的氧化物形式存在，還含有F、S、Cl、P、Ca、Zn等雜質元素；原始斷口垢物主要以鐵的氧化物形式存在，還含有Ca、Na、K、S、Mg、Al、Ti、Ni等雜質元素，原始斷口塊狀垢物中含有Ca、F、Na、K、Mg、S、Al、Si等雜質元素；金相樣品近斷口部位裂紋處主要以鐵的氧化物形式存在，還含有S、Cl、Al、K等雜質元素。

表4 能譜分析結果

2.6 總結

經過檢測及分析試驗，緩沖器筒體材料的化學成分、拉伸性能、沖擊功均滿足標準要求，金相組織為鐵素體+珠光體，存在鐵素體帶狀組織，帶狀組織級別為3級；接管材料的化學成分、拉伸性能、硬度值均滿足標準要求，金相組織為鐵素體+珠光體；焊縫和熱影響區組織為索氏體+針狀、塊狀分布的鐵素體；斷口具有氫致開裂的特征。

緩沖器入口接管焊接接頭處焊縫存在未焊透缺陷，該缺陷局部存在尖角，在尖角處易發生應力集中，此處為焊接接頭的最薄弱部位。該處長期受結構應力和工作應力共同作用，缺陷的尖角處萌生裂紋。緩沖器介質為新氫，氫氣吸附于緩沖器內表面并分解成氫原子，氫原子較小，易向金屬中擴散，裂紋部位為強氫陷阱，氫不斷富集，促進了裂紋的擴展。筒體組織存在鐵素體帶狀組織，帶狀組織易成為輸氫通道，促進裂紋擴展；在長期運行過程中會加速裂紋擴展。

3 結束語

筆者針對某柴油加氫裂化裝置壓縮機出口緩沖器的埋藏缺陷，使用有限元分析方法進行了合于使用評價，評定點落在安全區外，缺陷未通過GB/T 19624—2019的安全評定，故該容器無法繼續安全使用。為避免發生失效，保證壓力容器的長周期安全穩定運行，需對缺陷部位進行更換，并對缺陷成因及失效模式進行分析。結果表明，斷口具有氫致開裂的特征，緩沖器入口接管焊接接頭處焊縫存在未焊透缺陷，該缺陷局部存在尖角，在尖角處易發生應力集中，此處為焊接接頭的最薄弱部位，需制定措施加以解決。