延遲焦化加熱爐輻射室爐管材質劣化分析及防范措施

張 塞

(中國石油化工股份有限公司北京燕山分公司,北京 102500)

1 延遲焦化加熱爐管的損傷

加熱爐是延遲焦化裝置的核心設備,其中輻射室爐管的結焦速率的大小決定了裝置的開工周期。加熱爐爐管直接受火焰加熱,且承受一定壓力,容易出現高溫蠕變、開裂、滲碳、沖蝕、石墨化、球化和氧化等損傷[1-3],見圖1。其損傷機理與高溫承壓特種設備相似,爐管材質劣化后能否繼續安全使用是企業極為關心的問題。2022年10月3日因當班人員誤操作關閉焦炭塔進料隔斷閥,導致加熱爐憋壓,裝置調整操作后仍有6處爐管壁溫超過650 ℃,裝置持續運行至當年11月3日后對爐管進行機械清焦處理,同時對爐管進行檢驗評估。

圖1 焦化爐管損傷

2 加熱爐簡介

2.1 加熱爐概述及工藝流程

加熱爐F2101是為焦炭塔內的反應提供熱量,加熱爐包括輻射室、對流室、余熱回收系統、燃燒器、通風系統和控制系統等。原料進入分餾塔底,由分餾塔底的加熱爐進料泵送入加熱爐,原料先經過對流室后再進入輻射室,直至被加熱至工藝所需溫度。加熱爐采用雙輻射室、雙對流室和四管程水平管雙面輻射箱式爐爐型,每個輻射室由中間火墻分為兩個爐膛。輻射盤管采用單排水平管雙面輻射布置。每一程爐管設置三個注汽點,分別位于對流室入口、轉油線和輻射室內。加熱爐采用雙面輻射、多點注汽和冷油高流速等技術,以延長加熱爐開工周期,同時采用空氣預熱器預熱空氣,提高加熱爐的熱效率,設置加熱爐余熱回收系統、加熱爐進料量和爐膛溫度檢測與燃料氣聯鎖控制。延遲焦化加熱爐工藝流程見圖2。

圖2 延遲焦化加熱爐工藝流程簡圖

圖3 焦化加熱爐爐管布置情況

2.2 爐管介紹

輻射室爐管材質為ASTM A335 P9,由日本進口(JFE Steel Corporation),設計運行壽命為 100 000 h,化學成分見表1(余量為Fe)。2013年對裝置加熱爐進行了改造,輻射室每路新增4根φ141 mm爐管單排布置在輻射室最上端。輻射室爐管分四路共128根爐管,由南向北分別是B,A,C,D路。每路共28根爐管,1—24根爐管規格為φ127 mm×10 mm,25—28根為φ141 mm×10 mm,底部爐管采用正三角形錯排,雙排第1—12根爐管管間距為215 mm,第13—25根爐管管間距為215 mm,第26—28根爐管管間距為254 mm。φ127 mm×10 mm與φ141 mm×10 mm 爐管變徑時必須采用同心大小頭,以防止變徑處產生流動死區,導致局部結焦。

表1 P9鋼的成分 w,%

3 檢驗結果

3.1 宏觀形貌

檢查加熱爐爐管外表面,未發現發生腐蝕減薄、宏觀裂紋和變形等,見圖4。由圖4可見:爐管外壁表面有一層氧化膜及垢層,氧化物由爐管外壁表面向外生長,氧化物化學成分分析基本上是鉻和鐵的氧化物,氧化層上有多個孔洞和多條裂紋。從出口法蘭處觀察結焦情況,爐管內有大約1～2 mm的焦層,觸動后會脫落。出口短節內焦層較厚,比較堅硬,厚度為10～20 mm,結焦層與爐管結合力較小。

圖4 爐管宏觀形貌

3.2 壁厚測定和蠕脹檢測

對輻射室爐管進行壁厚測定,其中A路測厚74個點,實測最小值為8.4 mm;B路測厚51個點,實測最小值為8.4 mm;C路測厚45個點,實測最小值為8.8 mm;D路測厚48個點,實測最小值為8.4 mm。采用游標卡尺測量爐管直徑,蠕脹檢測未發現裂紋和鼓包變形,見圖5。

圖5 爐管測厚示意和蠕脹檢測

3.3 表面缺陷和埋藏缺陷檢測

對輻射室爐管進行表面磁粉檢測和超聲檢測抽查,其中A路檢測焊口23道,B路檢測焊口21道,C路檢測焊口24道,D路檢測焊口19道。檢測未發現相關磁痕和其他缺陷。

3.4 硬度檢測

以抽查方式對輻射室爐管多道焊縫、母材、熱影響區進行硬度檢測,其中A路檢測11處275個點,B路檢測8處200個點,C路檢測11處275個點,D路檢測5處125個點,其中D路上數第7根東側直管母材硬度值分別為109,134,134,108和145 HB,硬度偏低,硬度值平均為126 HB。

3.5 金相檢驗

對輻射室爐管175處不同部位的母材、焊縫及熔合區取樣進行金相檢驗分析,結果見圖6和圖7。

圖6 未球化爐管的金相組織

圖7 爐管損傷典型金相組織

根據DL/T 884—2004《火電廠金相檢驗與評定技術導則》判定,其中A路3級球化52個點,5級球化1個點,蠕變2個點;B路3級球化35個點,4級球化3個點,5級球化1個點,蠕變1個點;C路3級球化51個點,4級球化1個點,4.5級球化1個點,5級球化1個點,蠕變1個點;D3級球化22個點,4.5級球化3個點。爐管材質為P9的新爐管的顯微組織由鐵素體和珠光體組成,晶界上有少量的塊狀碳化物。球化級別為5級的金相組織貝氏體(馬氏體)位向嚴重分散,晶界變粗出現雙晶現象,晶粒破碎出現再結晶現象,出現鏈狀孔洞[4]。

4 機理分析

4.1 結 焦

原料以減壓渣油為主,原料渣油的性質取決于其組成,原料含有飽和烴、芳烴、膠質和瀝青質4種組分。在受熱條件下,飽和烴及輕質芳烴較易發生裂解反應,重芳烴和膠質較易發生縮合反應,而瀝青質是最易縮合結焦的組分,各組分的反應機理見圖8。圖8中瀝青質為正庚烷不溶物;BI為甲苯不溶物;QI為喹啉不溶物,是結焦先兆物。本次爐管內部異常結焦過程是:閥門誤操作→爐管憋壓→加熱爐局部超溫→結焦→管壁溫度升高。爐管結焦是導致操作后期爐管管外壁溫度上升乃至損傷的根本原因。爐管的結焦與油品的性質有密切的聯系。結焦的速度與油品的邊界層的溫度、壓力、平均流速和邊界層焦炭的生成量都有關系,流體的黏度越大,質量流速越小,結焦前兆物向流動主體的擴散越困難,爐管越容易結焦[5-6]。

4.2 高溫氧化

爐管外壁因超溫而發生氧化,成為壁厚減薄的主要因素。由于這些氧化物與Cr9Mo鋼的熱膨脹系數相差很大,一旦出現溫度波動,爐管外表面金屬氧化物會剝落,使金屬裸露在高溫下繼續氧化腐蝕,最終導致爐管外壁減薄。管壁減薄后,溫度梯度值會進一步加大,進而導致爐管內的熱渣油快速達到反應溫度而在爐管內結焦[7]。

4.3 珠光體球化

常見的P9鋼的組織一般為鐵素體和珠光體,當其在440～760 ℃時,其微觀組織內部碳化物形態發生變化,顯微組織中細微分散的碳化物轉變成大的塊狀碳化物,即珠光體球化。珠光體的球化過程是碳化物的擴散過程,而晶界上碳化物的擴散速度較高,因此球化現象總是首先在晶界上發生。爐管球化會使其耐蠕變性能降低,鋼材的強度、硬度降低,嚴重球化時會降低20%～30%,最終降低爐管的使用壽命[8]。

溫度是影響球化的主要因素,在溫度較低的情況下,球化需要很多年才能發生,但溫度超過某一極限值時,球化過程只需要很短的時間,由本次金相檢驗發現,爐管憋壓導致超溫運行,加速爐管球化,部分爐管球化等級從2級變化到5級也證明了這一點。

5 壽命評估

5.1 應力計算

由爐管設計資料可知,爐管的規格為φ127 mm×10 mm,爐管材質為 P9(相當于Cr9Mo),爐管的設計壓力為1.6 MPa,工作壓力1.45 MPa,設計溫度650 ℃,工作溫度495～505 ℃。爐管的外徑與內徑比值為1.18,因此爐管屬于薄壁管。薄壁管在內壓下所產生的膜應力為[9]:

(1)

(2)

徑向應力λ3=0

(3)

式中,P取設計壓力1.6 MPa;D為爐管中徑,mm;t為爐管壁厚,mm。爐管的規格為φ127 mm×10 mm,最大膜應力為9.36 MPa,爐管的規格為φ141 mm×10 mm,最大膜應力為10.48 MPa。爐管的工作溫度取爐管的設計溫度650 ℃。由P9材料屈服強度可知,內壓產生的應力遠在屈服強度之下[10-11]。

5.2 強度校核

由于輻射段爐管已存在3至5級球化的材質劣化現象,因此采用替代方法保守估計存在材質劣化材料的許用應力及拉森-米勒爾曲線,其中3至5級球化P9材料的許用應力根據硬度檢測結果及GB/T 35013—2018《承壓設備合于使用評價》中的方法進行折算[12-14]。

經計算輻射段φ127 mm×10 mm直管段實測最小壁厚8.4 mm,腐蝕速率約為0.11 mm/a;φ141 mm×10 mm直管段實測最小壁厚8.5 mm,腐蝕速率約為0.17 mm/a;輻射段爐管設計溫度500 ℃。根據API 581,輻射段高溫氧化速率保守定為0.03 mm/a;輻射段φ127 mm×10 mm直管段實測最大直徑129 mm,蠕脹速率約為0.14 mm/a,φ141 mm×10 mm直管段實測最大直徑144.78 mm,蠕脹速率約為0.26 mm/a。由于爐管受火受熱后已發生3至5級球化,可根據GB/T 35013—2018按受火材料處理,由以下公式來確定受火材料的許用應力:

(4)

式中,[σ]afd為爐管受火發生材質劣化后材料的許用應力,MPa;σht為由現場硬度測定值轉換得到的抗拉強度換算值,MPa;[σ]a為現場硬度測量溫度下材料的許用應力,MPa;[σ]t為設計溫度下材料的許用應力,MPa;nism為在用安全系數,取3.0;nh為由硬度轉換得到的抗拉強度確定許用應力時采用的安全系數,取1.2。

根據公式計算得到3至5級球化的P9材料在設計溫度500 ℃下的彈性許用應力為59.1 MPa,在超溫680 ℃下的彈性許用應力為21.13 MPa。按以上計算的許用應力及表2計算得到的環向應力,可以推斷在設計溫度500 ℃以及超溫680 ℃下,爐管到2024年5月最大應力強度均低于許用應力,因此能夠通過基于彈性設計的剩余壽命校核。

表2 由腐蝕速率和蠕脹速率計算的環向應力

5.3 剩余壽命評估

按照SH/T 3037—2002《煉油廠加熱爐爐管壁厚計算》附錄A估算爐管蠕變-斷裂剩余壽命,其中3至5級球化P9材料的拉森-米勒爾曲線采用文獻值進行替代,文獻中的球化P9材料的持久強度數據見圖9。根據這些數據擬合的95%下限拉森-米勒爾曲線見圖10。擬合公式為:23.299 51-0.051 06σ+0.000 100 174σ2=T(C+lgt)×10-3,式中σ為球化P9材料應力值,MPa;T為熱力學溫度,K;C為常數,按標準推薦值取20.946;t為斷裂時間,h。

圖9 Larson-Miller參數數據

圖10 預測Larson-Miller擬合曲線

從爐管開始服役的2007年為第一個操作周期,以1年為1個周期,預期的操作條件:工況1操作壓力1.45 MPa,操作溫度500 ℃;工況2操作壓力1.45 MPa,操作溫度680 ℃;工況3操作壓力1.45 MPa,操作溫度650 ℃。在設計工況溫度500 ℃條件下每個周期的剩余壽命分數見表3和表4。

表3 500 ℃球化P9材料的壽命分數(規格:φ127 mm×10 mm)

表4 500 ℃球化P9材料的壽命分數(規格:φ141 mm×10 mm)

在溫度680 ℃,操作壓力1.45 MPa下,φ127 mm×10 mm爐管斷裂時間為896.5 h,φ141 mm×10 mm爐管斷裂時間為752.1 h;在溫度650 ℃,操作壓力1.45 MPa下,φ127 mm×10 mm爐管斷裂時間為5 360.1 h,φ141 mm×10 mm爐管斷裂時間為4 475.9 h。

根據計算結果,在設計溫度500 ℃,操作壓力1.45 MPa下,到2024年爐管剩余壽命分數大于0,能夠通過基于蠕變-斷裂設計的剩余壽命校核。在操作溫度680 ℃或650 ℃,操作壓力1.45 MPa下,爐管不能通過剩余壽命校核,應避免超溫運行。

6 防范措施

(1)完善裝置操作運行策略。加強原料等參數監控,應做好原油的分儲分煉工作,不同原油加工比例應在小范圍內波動,對于容易結焦的原料,采取較大循環比,改善進料性質,同時提高爐管流速。

(2)加強操作人員的技能培訓,提高操作水平,避免誤操作,減少由于操作不當給爐管帶來的損傷。

(3)建立爐管運行監控機制。定期對爐管進行紅外熱成像監控,根據爐管壁溫變化趨勢,采取工藝調整措施,減緩爐管壁溫持續上升趨勢,同時提前做好爐管機械清焦的各項準備工作,必要時對爐管取樣進行蠕變-斷裂試驗,確定輻射段爐管長時間使用后的蠕變極限。

(4)爐管更新,爐管外表面熱浸鍍鋁,鐵鋁合金層可有效改善爐管外表面的抗氧化性能,持續優化焦化加熱爐壽命管理,制定長周期管控措施。