张维顺 张国庆 王 燕 刘德宇 湛小琳 韩利哲 赵文静

(1. 中国石油乌鲁木齐石油化工总厂；2. 华北油田公司；

3. 中国特种设备检测研究院)

乙烯裂解炉炉管损伤机理及剩余寿命评估

张维顺*1张国庆2王 燕2刘德宇3湛小琳3韩利哲3赵文静3

(1. 中国石油乌鲁木齐石油化工总厂；2. 华北油田公司；

3. 中国特种设备检测研究院)

通过对BA-101乙烯裂解炉炉管进行金相、显微硬度及力学性能等试验研究，分析了该炉辐射段炉管损伤的原因，基于金相分析结果和Larson-Miller曲线评估与该炉管相同服役条件下其他炉管的剩余寿命。结果表明:BA-101乙烯裂解炉炉管运行30 660h后晶界出现蠕变孔洞，且内表面发生一定程度的渗碳，炉管渗碳部分与非渗碳部分之间膨胀系数不同，造成材料内应力增加，该应力与其他应力共同作用使炉管在停炉过程中发生较大损害。BA-101乙烯裂解炉炉管在管壁正常操作温度(1 000℃)时，剩余寿命约为17 000h。

乙烯裂解炉 炉管 蠕变 渗碳 剩余寿命评估

某石化公司乙烯装置裂解炉于2010年7月投用。进入裂解炉的循环乙烷在对流段炉管内预热，并在预热过程中混入部分稀释蒸汽，预热至一定温度后进入辐射段炉管进行裂解反应，通过对炉管外壁进行火焰加热来提供裂解反应所需的热量。在裂解反应中，会生成活性碳，并发生结焦反应。炉管的工作环境非常恶劣，管内存在烃类渗碳、结焦和介质腐蚀，管内外壁处于氧化和高温环境下，同时又承受内压、自重、清焦和开停车所引起的疲劳及热冲击等复杂的应力作用，炉管运行中可发生渗碳、高温蠕变开裂、腐蚀减薄(高温硫腐蚀、高温氧化和冲刷)、热冲击、热疲劳、过热、蠕胀及弯曲等各种损伤[1～4]。

裂解炉炉管(规格φ80 mm×6.5mm)材料为Cr25Ni35NbMA，使用寿命为100 000h，工作温度为1 000℃，有时会达到1 027℃，操作压力为0.3MPa。该炉管发生多次堵塞、清焦，为评估同批次炉管的剩余寿命，笔者利用金相显微镜、光谱分析仪及显微硬度仪等测试仪器，通过对该炉管的外观形貌、金相组织、成分组成及显微硬度等方面进行分析检查，并评估该批炉管的剩余寿命，对乙烯工业装置裂解炉的长周期运行具有指导和借鉴意义。

1 试验方法及结果

为了科学安全合理地确定乙烯裂解炉辐射段炉管的安全状态，相关检测包括宏观检查、硬度测定、化学成分分析及金相分析等。

1.1宏观检查

对切割下的乙烯裂解炉辐射段炉管进行宏观检查，未发现炉管有弯曲变形及直径变化等异常情况。

1.2硬度测定

对乙烯裂解炉辐射段炉管进行硬度测定。仪器型号为LEICA VMHT30M，使用压力为100GF。图1为试样沿轴向和径向的硬度测试点分布，得到的硬度测试结果见表1，可以看出内层硬度明显高于中间层和外层。为了进一步确定高硬度区域的厚度，在轴向截面上进行了逐点显微硬度测试，得出高硬度层的厚度约为1.9mm。

图1 试样沿轴向和径向硬度测试点分布

表1 试样轴向和径向截面硬度测试结果 HV

1.3材料化学成分分析结果

对炉管主体材料化学成分进行分析，结果显示内壁含碳量明显高于标准规定，其他部位材料成分满足标准要求。炉管内介质粉末的化学成分分析结果显示，介质中含碳量很高，会促进炉管渗碳的发生。

1.4金相分析

金相分析试样如图2所示。炉管壁厚方向金相组织变化如图3所示，可以看出试样有明显的蠕变行为，在晶界交汇处有明显的孔洞(尤其是内层)，沿晶界出现较多裂纹，并且晶界变宽。

图2 金相分析试样

图3 沿炉管壁厚方向金相组织

1.5高温强度试验

在炉管轴向位置取样并制成直径5mm的圆棒进行高温强度试验，结果列于表2。根据试验结果可知，高温屈服强度与标准值相比有所下降，但下降幅度不大。

表2 高温强度测试结果

2 分析与讨论

2.1损伤分析

2.1.1渗碳

渗碳是指高温下金属材料与碳含量丰富的材料或渗碳环境接触时，碳元素向金属材料内部扩散，导致材料含碳量增加而变脆的过程。发生渗碳要同时满足3个条件：暴露于渗碳环境或与含碳材料接触；足够高的温度使碳在金属内部可以扩散(通常大于593℃)；对渗碳敏感的材料。温度越高，渗碳发展越快。初始阶段碳扩散速率大，渗碳层发展速度快，但随着渗碳层向壁厚的深度方向移动，渗碳层发展速度减缓，并逐渐趋于停止。高碳活性气相(如含烃、焦炭、CO、CO2、甲烷或乙烷的气体)和低氧分压(微量O2或蒸汽)有利于渗碳损伤的发展。

该炉管内层硬度值显著高于中层与外层，这是由于炉管内壁处于高碳氛围，同时经受高温环境，炉管发生一定程度的渗碳，硬度升高导致韧性下降，材料变脆，造成炉管力学性能下降，影响炉管服役寿命。

2.1.2蠕变

蠕变是在低于屈服应力的载荷作用下，高温设备或设备高温部分金属材料随时间推移缓慢发生塑性变形的过程。蠕变分类包括：

a. 沿晶蠕变。常用高温金属材料(如耐热钢及高温合金等)蠕变的主要形式，在高温、低应力长时间作用下，晶界滑移和晶界扩散比较充分，孔洞、裂纹沿晶界形成和发展。

b. 穿晶蠕变。高应力条件下，孔洞在晶粒中夹杂物处形成，随蠕变损伤的持续而长大、汇合。

蠕变损伤形态具有如下特征：

a. 蠕变损伤的初始阶段一般无明显特征，但可通过扫描电子显微镜观察来识别。蠕变孔洞多在晶界处出现，在中后期形成微裂纹，然后形成宏观裂纹；

b. 运行温度远高于蠕变温度阈值时，可观察到明显的鼓胀及伸长等变形，变形量主要取决于材料、温度与应力水平；

c. 承压设备中温度高、应力集中的部位易发生蠕变，尤其在三通、接管、缺陷及焊接接头等结构不连续处。

蠕变损伤的主要影响因素有：

a. 蠕变变形速率的主要影响因素为材料、应力和温度，损伤速率(或应变速率)对应力和温度比较敏感，比如合金温度增加12℃或应力增加15%可能使剩余寿命缩短一半以上。

b. 高于温度阈值时，蠕变损伤就可能发生。在阈值温度下服役的设备，即使裂纹尖端附近的应力较高，金属部件的寿命也几乎不受影响；

c. 应力水平越高，蠕变变形速率越大；

d. 蠕变韧性低的材料发生蠕变时变形小或没有明显变形。通常高抗拉强度的材料、焊接接头部位和粗晶材料的蠕变韧性较低。

2.2应力分析

炉管外径为80mm，名义壁厚为6.5mm，操作压力0.3MPa，根据API 579，对于外径与壁厚之比大于6的薄壁炉管的应力按下列公式计算：

(1)

(2)

σ3=0

(3)

由于壁厚测定未见异常。考虑到渗碳导致硬度变化厚度约为2mm，保守的取计算壁厚为4.5mm。应力计算结果为σ1=2.5MPa、σ2=1.3MPa、σ3=0.0MPa。

根据应力分析结果，其应力值远远低于高温下屈服强度值。高温下蠕变-断裂是引发炉管损伤的主要原因。

2.3剩余寿命评估

2.3.1基于金相分析结果

根据国内相关权威学者的研究成果[5]，将蠕变损伤和组织损伤相结合，综合判断炉管的损伤级别，并与寿命相关，具体差别标准如下：

a. Ⅰ级。没有孔洞产生，一次碳化物沿晶呈条状析出，二次碳化物在晶内弥散分布，但在晶界附近呈现聚集状态，对应的已服役寿命占总寿命的20%。

b. Ⅱ级。晶界上有很少量的孔洞散乱分布，一次碳化物沿晶界呈链状块状分布，二次碳化物在晶内发生明显的合并，对应的已服役寿命占总寿命的20%～40%。

c. Ⅲ 级。孔洞沿晶界成串排列，有少量的孔洞连接形成微裂纹，一次碳化物沿晶呈块状，合并后的二次碳化物在晶内逐渐消失，已服役寿命占总寿命的40%～60%。

d. Ⅳ级。部分孔洞沿晶界连接形成微裂纹，有的微裂纹和内壁渗碳引起的开裂连接形成小的宏观裂纹，裂纹扩展，当长度达到壁厚的1/3～1/2 时，已服役寿命占总寿命的60%～75%。

e. V级。微裂纹之间相互连接所形成的宏观裂纹从内壁向外壁扩展，其长度达2/3壁厚时，炉管服役寿命终了。

根据炉管金相分析结果，金相组织已形成少量空洞并连接成微裂纹，可知炉管蠕变损伤等级已达到III级，即在该服役状况下，该炉管已服役寿命已经达到总寿命的40%～60%，由于该炉管已服役3.5a，保守估计占总寿命的60%。所以可以推知炉管的剩余寿命为2.3a左右。

2.3.2基于Larson-Miller曲线

根据蠕变损伤等损伤机理，可以由Larson-Miller曲线估算出剩余寿命。Larson-Miller曲线方程为:

PLM= (T+ 273 )(C+logt)×10-3

(4)

式中C——材料常数；

PLM——热强参数;

T——温度,取T=1027℃；

t——破裂时间，h。

由于本次评估中没有进行蠕变持久试验，NIMS机构对HP40Nb铸造材料进行了大量的持久性能试验，根据已有研究成果[6]，得到了置信度为80%时热强参数与应力(PLM-σ)的关系曲线，(图4)，并经过优化分析确定常数C的值为16.5。已知应力为2.5MPa，查图4可知，对应的PLM=27，进而计算出剩余寿命为2.1a。

图4 Larson-Miller预测曲线

3 建议

建议使用单位应尽量控制乙烯裂解炉辐射段介质中的组分，降低有害成分的含量；同时尽量控制乙烯裂解炉辐射段炉管系统不要超温、超压。

建议使用单位在乙烯裂解炉辐射段继续运行期间应加强监控，避免内压力、温度剧烈波动，避免疲劳失效的发生。

建议使用单位严格控制介质中硫化物等有可能会导致发生应力腐蚀开裂的有害成分。

建议在线采用红外成像方法对炉管进行监控。

4 结论

4.1通过介质成分分析及金相分析可知炉管的损伤机理主要为渗碳和蠕变损伤。金相分析中，金相组织已形成少量空洞并连接成微裂纹，炉管蠕变损伤等级达到III级，由此预测炉管的剩余寿命为2.3a。

4.2通过应力分析，炉管主应力远远小于高温下的屈服强度，蠕变是引发炉管损伤的主要原因。

4.3基于Larson-Miller曲线预测的炉管剩余寿命为2.1a，综合分析可知该批炉管剩余寿命约为2.0a。

4.4寿命预测过程中认为炉管无表面和埋藏等缺陷，且宏观检查中无明显的弯曲变形。

[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] 张忠政,巩建鸣,姜勇,等. 新旧HP.Nb炉管焊接后剩余寿命评价[J].南京化工大学学报, 2005.27(4):32～36.

[6] 周冶东,高加强,方健,等. NIMS持久蠕变试验技术简介[C]. 2012年海峡两岸破坏科学/材料试验学术会议论文摘要集.西安：中国电力学会，2012.

*张维顺，男，1965年12月生，工程师。新疆维吾尔自治区乌鲁木齐市，830019。

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0254-6094(2015)01-0038-05

2014-09-16)

DamageMechanismandResidualLifeEvaluationofEthylenePyrolyzerTube

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