乙烯裂解爐爐管損傷機理及剩余壽命評估

張維順 張國慶 王 燕 劉德宇 湛小琳 韓利哲 趙文靜

(1. 中國石油烏魯木齊石油化工總廠；2. 華北油田公司；

3. 中國特種設備檢測研究院)

乙烯裂解爐爐管損傷機理及剩余壽命評估

張維順*1張國慶2王 燕2劉德宇3湛小琳3韓利哲3趙文靜3

(1. 中國石油烏魯木齊石油化工總廠；2. 華北油田公司；

3. 中國特種設備檢測研究院)

通過對BA-101乙烯裂解爐爐管進行金相、顯微硬度及力學性能等試驗研究，分析了該爐輻射段爐管損傷的原因，基于金相分析結果和Larson-Miller曲線評估與該爐管相同服役條件下其他爐管的剩余壽命。結果表明:BA-101乙烯裂解爐爐管運行30 660h后晶界出現蠕變孔洞，且內表面發生一定程度的滲碳，爐管滲碳部分與非滲碳部分之間膨脹系數不同，造成材料內應力增加，該應力與其他應力共同作用使爐管在停爐過程中發生較大損害。BA-101乙烯裂解爐爐管在管壁正常操作溫度(1 000℃)時，剩余壽命約為17 000h。

乙烯裂解爐 爐管 蠕變 滲碳 剩余壽命評估

某石化公司乙烯裝置裂解爐于2010年7月投用。進入裂解爐的循環乙烷在對流段爐管內預熱，并在預熱過程中混入部分稀釋蒸汽，預熱至一定溫度后進入輻射段爐管進行裂解反應，通過對爐管外壁進行火焰加熱來提供裂解反應所需的熱量。在裂解反應中，會生成活性碳，并發生結焦反應。爐管的工作環境非常惡劣，管內存在烴類滲碳、結焦和介質腐蝕，管內外壁處于氧化和高溫環境下，同時又承受內壓、自重、清焦和開停車所引起的疲勞及熱沖擊等復雜的應力作用，爐管運行中可發生滲碳、高溫蠕變開裂、腐蝕減薄(高溫硫腐蝕、高溫氧化和沖刷)、熱沖擊、熱疲勞、過熱、蠕脹及彎曲等各種損傷[1～4]。

裂解爐爐管(規格φ80 mm×6.5mm)材料為Cr25Ni35NbMA，使用壽命為100 000h，工作溫度為1 000℃，有時會達到1 027℃，操作壓力為0.3MPa。該爐管發生多次堵塞、清焦，為評估同批次爐管的剩余壽命，筆者利用金相顯微鏡、光譜分析儀及顯微硬度儀等測試儀器，通過對該爐管的外觀形貌、金相組織、成分組成及顯微硬度等方面進行分析檢查，并評估該批爐管的剩余壽命，對乙烯工業裝置裂解爐的長周期運行具有指導和借鑒意義。

1 試驗方法及結果

為了科學安全合理地確定乙烯裂解爐輻射段爐管的安全狀態，相關檢測包括宏觀檢查、硬度測定、化學成分分析及金相分析等。

1.1宏觀檢查

對切割下的乙烯裂解爐輻射段爐管進行宏觀檢查，未發現爐管有彎曲變形及直徑變化等異常情況。

1.2硬度測定

對乙烯裂解爐輻射段爐管進行硬度測定。儀器型號為LEICA VMHT30M，使用壓力為100GF。圖1為試樣沿軸向和徑向的硬度測試點分布，得到的硬度測試結果見表1，可以看出內層硬度明顯高于中間層和外層。為了進一步確定高硬度區域的厚度，在軸向截面上進行了逐點顯微硬度測試，得出高硬度層的厚度約為1.9mm。

圖1 試樣沿軸向和徑向硬度測試點分布

表1 試樣軸向和徑向截面硬度測試結果 HV

1.3材料化學成分分析結果

對爐管主體材料化學成分進行分析，結果顯示內壁含碳量明顯高于標準規定，其他部位材料成分滿足標準要求。爐管內介質粉末的化學成分分析結果顯示，介質中含碳量很高，會促進爐管滲碳的發生。

1.4金相分析

金相分析試樣如圖2所示。爐管壁厚方向金相組織變化如圖3所示，可以看出試樣有明顯的蠕變行為，在晶界交匯處有明顯的孔洞(尤其是內層)，沿晶界出現較多裂紋，并且晶界變寬。

圖2 金相分析試樣

圖3 沿爐管壁厚方向金相組織

1.5高溫強度試驗

在爐管軸向位置取樣并制成直徑5mm的圓棒進行高溫強度試驗，結果列于表2。根據試驗結果可知，高溫屈服強度與標準值相比有所下降，但下降幅度不大。

表2 高溫強度測試結果

2 分析與討論

2.1損傷分析

2.1.1滲碳

滲碳是指高溫下金屬材料與碳含量豐富的材料或滲碳環境接觸時，碳元素向金屬材料內部擴散，導致材料含碳量增加而變脆的過程。發生滲碳要同時滿足3個條件：暴露于滲碳環境或與含碳材料接觸；足夠高的溫度使碳在金屬內部可以擴散(通常大于593℃)；對滲碳敏感的材料。溫度越高，滲碳發展越快。初始階段碳擴散速率大，滲碳層發展速度快，但隨著滲碳層向壁厚的深度方向移動，滲碳層發展速度減緩，并逐漸趨于停止。高碳活性氣相(如含烴、焦炭、CO、CO2、甲烷或乙烷的氣體)和低氧分壓(微量O2或蒸汽)有利于滲碳損傷的發展。

該爐管內層硬度值顯著高于中層與外層，這是由于爐管內壁處于高碳氛圍，同時經受高溫環境，爐管發生一定程度的滲碳，硬度升高導致韌性下降，材料變脆，造成爐管力學性能下降，影響爐管服役壽命。

2.1.2蠕變

蠕變是在低于屈服應力的載荷作用下，高溫設備或設備高溫部分金屬材料隨時間推移緩慢發生塑性變形的過程。蠕變分類包括：

a. 沿晶蠕變。常用高溫金屬材料(如耐熱鋼及高溫合金等)蠕變的主要形式，在高溫、低應力長時間作用下，晶界滑移和晶界擴散比較充分，孔洞、裂紋沿晶界形成和發展。

b. 穿晶蠕變。高應力條件下，孔洞在晶粒中夾雜物處形成，隨蠕變損傷的持續而長大、匯合。

蠕變損傷形態具有如下特征：

a. 蠕變損傷的初始階段一般無明顯特征，但可通過掃描電子顯微鏡觀察來識別。蠕變孔洞多在晶界處出現，在中后期形成微裂紋，然后形成宏觀裂紋；

b. 運行溫度遠高于蠕變溫度閾值時，可觀察到明顯的鼓脹及伸長等變形，變形量主要取決于材料、溫度與應力水平；

c. 承壓設備中溫度高、應力集中的部位易發生蠕變，尤其在三通、接管、缺陷及焊接接頭等結構不連續處。

蠕變損傷的主要影響因素有：

a. 蠕變變形速率的主要影響因素為材料、應力和溫度，損傷速率(或應變速率)對應力和溫度比較敏感，比如合金溫度增加12℃或應力增加15%可能使剩余壽命縮短一半以上。

b. 高于溫度閾值時，蠕變損傷就可能發生。在閾值溫度下服役的設備，即使裂紋尖端附近的應力較高，金屬部件的壽命也幾乎不受影響；

c. 應力水平越高，蠕變變形速率越大；

d. 蠕變韌性低的材料發生蠕變時變形小或沒有明顯變形。通常高抗拉強度的材料、焊接接頭部位和粗晶材料的蠕變韌性較低。

2.2應力分析

爐管外徑為80mm，名義壁厚為6.5mm，操作壓力0.3MPa，根據API 579，對于外徑與壁厚之比大于6的薄壁爐管的應力按下列公式計算：

(1)

(2)

σ3=0

(3)

由于壁厚測定未見異常。考慮到滲碳導致硬度變化厚度約為2mm，保守的取計算壁厚為4.5mm。應力計算結果為σ1=2.5MPa、σ2=1.3MPa、σ3=0.0MPa。

根據應力分析結果，其應力值遠遠低于高溫下屈服強度值。高溫下蠕變-斷裂是引發爐管損傷的主要原因。

2.3剩余壽命評估

2.3.1基于金相分析結果

根據國內相關權威學者的研究成果[5]，將蠕變損傷和組織損傷相結合，綜合判斷爐管的損傷級別，并與壽命相關，具體差別標準如下：

a. Ⅰ級。沒有孔洞產生，一次碳化物沿晶呈條狀析出，二次碳化物在晶內彌散分布，但在晶界附近呈現聚集狀態，對應的已服役壽命占總壽命的20%。

b. Ⅱ級。晶界上有很少量的孔洞散亂分布，一次碳化物沿晶界呈鏈狀塊狀分布，二次碳化物在晶內發生明顯的合并，對應的已服役壽命占總壽命的20%～40%。

c. Ⅲ 級。孔洞沿晶界成串排列，有少量的孔洞連接形成微裂紋，一次碳化物沿晶呈塊狀，合并后的二次碳化物在晶內逐漸消失，已服役壽命占總壽命的40%～60%。

d. Ⅳ級。部分孔洞沿晶界連接形成微裂紋，有的微裂紋和內壁滲碳引起的開裂連接形成小的宏觀裂紋，裂紋擴展，當長度達到壁厚的1/3～1/2 時，已服役壽命占總壽命的60%～75%。

e. V級。微裂紋之間相互連接所形成的宏觀裂紋從內壁向外壁擴展，其長度達2/3壁厚時，爐管服役壽命終了。

根據爐管金相分析結果，金相組織已形成少量空洞并連接成微裂紋，可知爐管蠕變損傷等級已達到III級，即在該服役狀況下，該爐管已服役壽命已經達到總壽命的40%～60%，由于該爐管已服役3.5a，保守估計占總壽命的60%。所以可以推知爐管的剩余壽命為2.3a左右。

2.3.2基于Larson-Miller曲線

根據蠕變損傷等損傷機理，可以由Larson-Miller曲線估算出剩余壽命。Larson-Miller曲線方程為:

PLM= (T+ 273 )(C+logt)×10-3

(4)

式中C——材料常數；

PLM——熱強參數;

T——溫度,取T=1027℃；

t——破裂時間，h。

由于本次評估中沒有進行蠕變持久試驗，NIMS機構對HP40Nb鑄造材料進行了大量的持久性能試驗，根據已有研究成果[6]，得到了置信度為80%時熱強參數與應力(PLM-σ)的關系曲線，(圖4)，并經過優化分析確定常數C的值為16.5。已知應力為2.5MPa，查圖4可知，對應的PLM=27，進而計算出剩余壽命為2.1a。

圖4 Larson-Miller預測曲線

3 建議

建議使用單位應盡量控制乙烯裂解爐輻射段介質中的組分，降低有害成分的含量；同時盡量控制乙烯裂解爐輻射段爐管系統不要超溫、超壓。

建議使用單位在乙烯裂解爐輻射段繼續運行期間應加強監控，避免內壓力、溫度劇烈波動，避免疲勞失效的發生。

建議使用單位嚴格控制介質中硫化物等有可能會導致發生應力腐蝕開裂的有害成分。

建議在線采用紅外成像方法對爐管進行監控。

4 結論

4.1通過介質成分分析及金相分析可知爐管的損傷機理主要為滲碳和蠕變損傷。金相分析中，金相組織已形成少量空洞并連接成微裂紋，爐管蠕變損傷等級達到III級，由此預測爐管的剩余壽命為2.3a。

4.2通過應力分析，爐管主應力遠遠小于高溫下的屈服強度，蠕變是引發爐管損傷的主要原因。

4.3基于Larson-Miller曲線預測的爐管剩余壽命為2.1a，綜合分析可知該批爐管剩余壽命約為2.0a。

4.4壽命預測過程中認為爐管無表面和埋藏等缺陷，且宏觀檢查中無明顯的彎曲變形。

[1] May I L, Silveira T L, Vianna C H . Criteria for the Evaluation of Damage and Remaining Life in Reformer Furnace Tubes[J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 1996,66(1/3):233～241.

[2] Ashok K R, Samarendra K S, Yogendra N T,et al. Analysis of Failed Reformer Tubes[J]. Engineering Failure Analysis, 2003,10(3):351～362.

[3] Konosu S，Koshimizu T，Lijima T,et a1．Evaluation of Creep-Fatigue Damage Interaction in HK-40 Alloy [J]．Journal of Mechanical Design, 1993,115(1):41～60.

[4] Guan K S, Xu F B, Wang Z W,et a1. Failure Analysis for Hot Corrosion of Weldment in Ethylene Cracking Tubes [J]. Engineering Failure Analysis, 2005,12(1):1～12.

[5] 張忠政,鞏建鳴,姜勇,等. 新舊HP.Nb爐管焊接后剩余壽命評價[J].南京化工大學學報, 2005.27(4):32～36.

[6] 周冶東,高加強,方健,等. NIMS持久蠕變試驗技術簡介[C]. 2012年海峽兩岸破壞科學/材料試驗學術會議論文摘要集.西安：中國電力學會，2012.

*張維順，男，1965年12月生，工程師。新疆維吾爾自治區烏魯木齊市，830019。

TQ054

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0254-6094(2015)01-0038-05

2014-09-16)

DamageMechanismandResidualLifeEvaluationofEthylenePyrolyzerTube

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