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浏览:- 发布日期:2023-02-22 14:27:33【

王步美1,王志成1,叶有俊1,王一宁1,赵建平2

(1.江苏省特种设备安全监督检验研究院,南京 210036;2.南京工业大学,南京 210036

摘 要:某台服役年限超50a的加氢反应器环焊缝上存在5条裂纹和1处埋藏缺陷连续 循环加载球压痕法得到材料的力学性能和断裂韧性,并从内壁挖取试样进行理化检验,现材显微硬度无异常,材料晶粒粗大,显微组织无变化,且韧性较好依据 GB/T196242019标准,用平面缺陷的常规评定方法,同时考虑塑性失效和断裂失效两种机理,计算出5条裂纹和1缺陷的评定点均落在双判据法失效评定图的安全区域内结果表明:该反应器能安全运行3a

关键词:加氢反应器;超期服役;安全评定 中图分类号:TG115.5 文献标志码:A 文章编号:1001-4012(2022)10-0021-05

某公司在对铂重整装R501进行 定 期 检 验 时,首 次 采 (TOFD)检测技术,从外表面检测到多处环焊缝内 存在超标缺陷,缺陷位置如图1所示(图中 S为南, E 为 东,N 为 北,W 为 西,H ,Z 为 纵 焊 ),结合超声检(UT)和相控(PA), 发现5处裂纹和1处埋藏缺,1,一条裂纹断续总长为 1386 mm该反应器于 19699月投入使用,在其接管与筒体及补强圈角 焊缝在局部未,压监控使使51a,国内大部分同类型反应器已停止使用设计 8.8MPa,3.9 MPa,300 ,290 ,(× × )?1800mm×10729mm× 55.0mm ()/ 60.0mm(封头),材料为 20Cr3NiMoA ,内 衬 材 料为耐热水泥+1Cr18Ni9Ti钢保护套加氢反应器是石油产品加工的关键设备,如果 立即将其报废会造成巨大的经济损失[1]筒体材料 的屈服强度为579 MPa,抗拉强度为686 MPa种钢材的制造和焊接工艺性能差,返修难度[2],该设备运行时间远超设计使用寿命依据安全技术 规范,对焊缝上的缺陷进行安全评定,评估该加氢反 应器焊缝保留缺陷在正常工况下能否继续安全运 3a


1 试验方法

在筒体 H2环焊缝中心和偏离焊缝中心5mm 处进行连续循环加载球压试验,获取两处的压深度 和载荷曲线,估算材料的力学性能和断裂韧性[3-7]在筒体内壁 H2环焊缝热影响区及其附近母材 两处分 别 挖 取 直 径 约 为 26 mm 的 碟 型 试 样 (2,位置1为母材,位置2为热影响区)。采用线 切割方式去除试样上的形变区后,对其进行显微硬 度测试金相检验和液压鼓胀破口分析


依据 GB/T4340.12009 验 第1部分:,GB/T132982015 金 属 显 微 组 织 检 验 方 法GB/T63942017 平均定方行 金 相 检 验线 1.5mm 厚的小 薄 片,对 其 进 行 液 压 鼓 胀 试 验,验结束后将鼓胀形成的断口在扫描电镜(SEM)观察2 理化检验 2.1 力学性能测试 H2偏离中心5mm 两处材 料的学性2


2.2 硬度测试和金相检验

母 材 处 的 显 微 硬 度 分 别 为 201.1,209.7, 205.3HV热影响区处的显微硬度分别为217.0, 207.0,218.2 HV可以看出热影响区处的显微硬 度略高于母材处,但均未见明显异常。 

对筒体材料进行金相检验,3,3可知:组织为贝氏体+网状的铁;和晶内没有明显析出物,组织无明显变化;粒度为2.5,热影响区处晶粒3.5,由于原奥氏体晶粒较大,材料较高,速率较慢,因此铁素体呈网状分布。 

2.3 析 

SEM 下观察,4所示口布,,口局,料局部 有夹杂物


3 安全评定

3.1 安全评定方式

理化检验显示该加氢反应器经过51a,料硬度无异常,组织无变化,壁温小于材,可排除介质疲劳材料劣化蠕变等失效模式反应器内壁有耐热水泥和 1Cr18Ni9Ti钢保护套, 使用期间不会发生缺陷与介质直接接触的情况,排除介质腐蚀和应力腐蚀,则潜在失效模式为裂纹 应力集中导致的弹塑性断裂失效,或因净强度削弱 导致的塑性失效采用 GB/T196242019 在用 容器据通用失效评定 图方的常平面缺陷的常规评定步骤为:缺陷的表征材料 K P I K S I Kr Lr 计算载荷比安全性评价,具体程序如图5所示


3.2 缺陷的表征

按照缺陷 规 则 化 原 则 (见 图 6),将 表 1 中 的 1 # ~5 # 裂纹规则化为c=l/2,a=h(a 规则后的表征裂纹尺寸;c 为椭圆椭圆形表面裂纹在沿壳体表面方向的半长)的半椭 圆内表面裂纹6 # 埋藏缺陷规则化为c=l/2,a= h/2的椭圆形埋藏裂纹考虑严重失效后果,代入 表征尺寸分安全系数1.1,则作为计算用的寸为:??a=1.1a,??c=1.1c加氢反应器服役51a, 壁厚,0.05mm/a,3a ,B 52.3mm1 # ~6 # 缺 陷 规 则 化 后 的 尺 寸 如 表 3 所示

3.3 材料力学性能的确定 

受取样方法的限制,采用材料室温(20 )力学 性能评估该加氢反应器在设计温度300下的安全 该加氢 反 应 器 材 料 在 室 温 下 的 屈 服 强 度 为 579MPa,抗拉强度为686 MPa测试结果表明:该加氢反应有发生明显劣化API5792016合于使用评价附录9F规定,对于未知化学成分的铁素体材料,温断裂韧性为3478 MPa·mm 1/2,性随温度的升高而变好Cr-Mo,300 材料屈服强度和抗拉强度相对于室温下变化较小采用离焊缝中心5mm 处获得的的力(屈 服 强 度 为 427.74 MPa ,2748.34 MPa·mm 1/2)来评估该加氢反应器在设计 300 ℃下的安全性具有较大的安全裕度

3.4 应力的确定

一次薄膜应力是由内压引起的,按无力矩理论公式(1)计算压力为设计压力8.8 MPa,筒体外径 Ro 1910mm,Ri 1805.4mm,膜应力Pm 73.81MPa沿为均匀变化,一次弯曲应力Pb 0MPaPm = R 2 i R 2 o -R 2 i (1) 根据加氢反应器工,余应力σR根据标准σR=0.5σs(σs ),Qm -213.5MPa,Qb 427MPa,K1 1.5,次应力 K2 1.0,Pm 110.72 MPa,Qm -213.5MPa,Qb 427MPa3.5 (2)部位的应力强度因子 KI对裂纹的长轴点进行一次应力强度因子 K P I K S I fm σm(Pm Qm),fb σB(Pb Qb)??a/??c,??a/B,fm ,fb GB/T196242019 中选取,1 # ~6 # 缺陷长轴点的裂纹构形因子和应力 强度因子计算结果如表4所示KI = π??a(σmfm +σBfb) (2

3.6 载荷比Lr Kr

采用式(3)~(4)1 # ~6 # 荷比Lr采用式(5)~(6)1 # ~6 # 的断裂比 Kr,其中干涉效应系数G=1,ρ正因子Lr = 1.2Pm σs 1-??a/(BMg) 1-??a/B (3) Mg = 1+1.6[??c 2/(RiB)] (4) Kr = G(K P I +K S I) Kp +ρ (5) Kp = KJC 1.2 (6) 1 # ~6 # 缺陷长轴点载荷比断裂比的计算结果 如表5

3.7 安全

1 # ~6 # Lr,Kr 成的评定点(Lr,Kr)线(7),评定点均位于安全区内,可知6处平面缺陷 的常规评定结果为安全

4 结论及建议

(1)服役超50aR501加氢反应的显 微硬度无异常,晶粒,组织为贝氏+状铁,组织未发生明显变化(2)环 焊 缝 上 的 6 处 缺 陷 能 够 满 足 GB/T 7 加氢反应器的安全评价结果 196242019,线,使(3)使,使,,防止使用过程中出现超温超压与违章现象TSG082017使, (4)使,TOFD 线4,TOFD ,,2 TOFD ,如发现缺陷发生扩展,(5)R501加氢使超过3a,进行,依据评估结果决定该加氢反应器能否继续使用

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