焦化加熱爐管早期失效分析

趙亞新

(中國(guó)石油化工股份有限公司塔河分公司，新疆庫(kù)車 842000)

0 引言

某煉油廠延遲焦化裝置年加工能力為120萬(wàn)t，其中1#加熱爐熱負(fù)荷23.2 MW，爐型為立式臥管結(jié)構(gòu)，爐管材質(zhì)1Cr5Mo，規(guī)格 ?127 mm×10 mm×15000 mm。爐管的設(shè)計(jì)工作壓力2.5～3.0 MPa，管內(nèi)介質(zhì)的設(shè)計(jì)出口溫度498℃，金屬管壁設(shè)計(jì)溫度580℃左右。爐管內(nèi)渣油實(shí)測(cè)壓力1.8～2.0 MPa，流速約 1 m/s，管內(nèi)介質(zhì)為分餾塔底油+軟化水，渣油進(jìn)口實(shí)測(cè)介質(zhì)溫度380℃，出口實(shí)測(cè)介質(zhì)溫度495℃;爐管采用燃?xì)饣鹧婕訜幔鼙诮饘賹?shí)測(cè)溫度550～650℃。

焦化爐管原設(shè)計(jì)壽命為10萬(wàn)h，而實(shí)際使用時(shí)間遠(yuǎn)未達(dá)到其設(shè)計(jì)壽命，最短的才用了1年多便已產(chǎn)生了嚴(yán)重的彎曲變形或顯著腐蝕減薄，被迫提前更換。2000年8月停工檢修時(shí)，發(fā)現(xiàn)爐南側(cè)第7～12根、北側(cè)第7～14根爐管減薄非常嚴(yán)重，同時(shí)存在嚴(yán)重的彎曲變形。為了弄清這些爐管早期失效的真正原因;對(duì)1#焦化爐早期失效爐管開(kāi)展全面的材料性能試驗(yàn)分析工作，為今后焦化爐的安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行和檢修工作提供指導(dǎo)。為此，選取該廠1#焦化爐早期失效更換下來(lái)的2根管(其中一根嚴(yán)重腐蝕減薄管而另一根嚴(yán)重彎曲變形)進(jìn)行分析研究。

1 失效管的理化性能試驗(yàn)及分析

1.1 試驗(yàn)爐管的背景資料及其宏觀形貌

(1)對(duì)早期失效爐管的選取

選取的1#管樣運(yùn)行時(shí)間:1999年6月～2000年8月，連續(xù)運(yùn)行時(shí)間1年多，因嚴(yán)重腐蝕減薄而提前予以更換;2#管樣運(yùn)行時(shí)間:1997年1月～2000年8月，除停爐檢修外，已運(yùn)行時(shí)間約3年半，由于現(xiàn)場(chǎng)檢查發(fā)現(xiàn)管段存在嚴(yán)重彎曲而進(jìn)行更換。

(2)1#，2#管樣的宏觀形貌

1#，2#管樣外壁的氧化腐蝕產(chǎn)物均很厚，其中以1#管樣最為嚴(yán)重。圖1示出1#管樣外壁宏觀形貌照片，可以看出，腐蝕層為灰黑色夾雜黃褐色，并呈片層狀剝落。

經(jīng)機(jī)加工取管段橫截面進(jìn)行觀察，發(fā)現(xiàn)1#，2#管樣向火面金屬管壁都存在腐蝕減薄現(xiàn)象，其中1#管樣壁厚減薄顯著，管內(nèi)壁也有較厚的垢物層。經(jīng)測(cè)量，1#管樣向火面金屬壁厚7.76 mm，內(nèi)壁垢物層厚度2.7 mm;2#管樣向火面金屬壁厚9.36 mm，內(nèi)壁垢物層厚度1.6 mm。爐管外壁產(chǎn)生了氧化現(xiàn)象，使得爐管減薄，其向火面減薄傾向與背火面比較，說(shuō)明氧化是減薄的主要因素。

1.2 化學(xué)成分分析

1#，2#管樣的化學(xué)成分分析結(jié)果及標(biāo)準(zhǔn)要求見(jiàn)表1。由表1中數(shù)據(jù)可知，各試驗(yàn)管樣的化學(xué)成分均符合標(biāo)準(zhǔn)要求。

表1 試驗(yàn)管樣的化學(xué)成分分析結(jié)果 /%

1.3 爐管硬度測(cè)試

在HD－187.5型布洛維硬度計(jì)上對(duì)1#，2#管樣不同部位進(jìn)行了布氏硬度測(cè)試。測(cè)量位置及測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 試驗(yàn)管樣的布氏硬度測(cè)量結(jié)果 /HB

1.4 室溫、高溫力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)1#，2#管樣分別取標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣，拉伸試驗(yàn)按照GB 228—87《金屬拉伸試驗(yàn)方法》和GB/T 4338—95《金屬材料高溫拉伸試驗(yàn)》在MTS880電液伺服試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。室溫和高溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3。

對(duì)比分析表3中各試驗(yàn)管樣的室溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果可以看出:

(1)1#，2#管樣向火面的常溫 σS都在210～220 MPa之間，二者的屈服強(qiáng)度沒(méi)有明顯差異;

(2)1#管樣向火面減薄部位的室溫屈服強(qiáng)度較背火面的有較大幅度下降，但2#管樣向、背火面的室溫屈服強(qiáng)度變化不大。

1.5 室溫沖擊試驗(yàn)

為了比較1#，2#管樣向火面嚴(yán)重減薄區(qū)與非嚴(yán)重減薄區(qū)以及背火面之間的室溫沖擊韌性差別，了解管樣各部位材料的脆化程度，分別在1#，2#管樣不同部位取樣進(jìn)行20℃沖擊試驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)表4。由于厚度原因?qū)е赂鞑课凰〉臎_擊試樣截面尺寸不一致，為了具有可對(duì)比性，沖擊試驗(yàn)結(jié)果以沖擊韌性描述(見(jiàn)表4)。

由表4中數(shù)據(jù)可以看出:在20℃試驗(yàn)溫度下，1#，2#運(yùn)行管樣向火面嚴(yán)重減薄部位的沖擊韌性值分別為84和35 J/cm2，相對(duì)1#管樣嚴(yán)重減薄區(qū)域兩側(cè)部位都有顯著下降，尤其是2#管樣的沖擊韌性下降嚴(yán)重;但兩運(yùn)行管樣向火面非嚴(yán)重減薄區(qū)的沖擊韌性變化不是很大。這表明運(yùn)行管向火面嚴(yán)重腐蝕減薄區(qū)的材料脆化傾向嚴(yán)重，而向火面非嚴(yán)重腐蝕區(qū)的材料脆化傾向相對(duì)較小。

表3 試驗(yàn)管樣的室溫、高溫拉伸性能試驗(yàn)結(jié)果

表4 各試樣管樣在20℃下的沖擊試驗(yàn)結(jié)果

1.6 金相組織檢驗(yàn)分析

1Cr5Mo新?tīng)t管正常顯微組織是由鐵素體和粒狀珠光體組成，晶界上有少量的小塊狀碳化物。

圖2示出1#管樣背火面橫截面中心部位金相組織形貌照片，由圖可見(jiàn)，背火面金相組織為鐵素體+彌散分布的碳化物。

圖3示出1#管樣向火面橫截面中心部位金相組織形貌照片，由圖可見(jiàn)，向火面金相組織為鐵素體+彌散分布的碳化物，與背火面相比，碳化物尺寸變大，且趨于沿晶界分布珠光體球化更加嚴(yán)重。

圖2 1#管樣背火面中部金相組織 800×

圖3 1#管樣向火面中部金相組織 800×

圖4示出2#管樣背火面橫截面中心部位金相組織形貌照片，由圖可見(jiàn)，背火面金相組織為鐵素體+塊狀碳化物。圖5示出2#管樣向火面橫截面中心部位金相組織形貌照片，由圖可見(jiàn)，向火面金相組織為鐵素體+沿晶界且趨于鏈狀分布的大塊狀碳化物，與背火面相比，其碳化物塊明顯增大且沿晶界呈鏈狀分布，且珠光體球化程度更加嚴(yán)重。

圖4 2#管樣背火面中部金相組織 800×

圖5 2#管樣向火面中部金相組織 800×

通過(guò)對(duì)比分析以上金相組織照片可以看出:

(1)兩根運(yùn)行管樣向、背火面相同部位的金相組織，其材質(zhì)老化特征明顯——珠光體形態(tài)明顯分散，晶界、晶內(nèi)都已析出了大量尺寸不等的碳化物顆粒。這表明運(yùn)行管樣材料顯微組織已發(fā)生了明顯的老化;

(2)兩根運(yùn)行管樣的向火面組織老化程度都比其相應(yīng)的背火面組織顯著，主要表現(xiàn)為向火面鐵素體中的碳化物數(shù)量明顯減少，但碳化物尺寸卻顯著增大且趨于沿晶界分布。這表明管樣向火面材料的組織老化速度快于其背火面;

(3)2#管樣顯微組織老化特征較1#管樣顯著，主要表現(xiàn)為2#管樣碳化物已呈大塊狀且沿晶界鏈狀分布。這說(shuō)明隨著運(yùn)行時(shí)間的增加，管樣材料的組織老化損傷程度增大。

圖6，7分別示出1#，2#管樣向火面內(nèi)壁垢物層的橫截面形貌，經(jīng)宏觀檢查測(cè)量，兩運(yùn)行管樣內(nèi)壁垢物層最大厚度分別達(dá)到2.7和1.6 mm。由于垢物層的熱阻遠(yuǎn)大于管壁金屬，故管內(nèi)壁垢物層的存在不但會(huì)引起換熱效率的降低，而且會(huì)導(dǎo)致管壁金屬實(shí)際溫度的大幅升高，加之爐膛各部位煙氣溫度不均所引起的爐管間金屬溫度差異，就會(huì)導(dǎo)致個(gè)別管子在運(yùn)行中產(chǎn)生超溫，從而誘發(fā)管子發(fā)生過(guò)熱變形。

圖6 1#管樣向火面內(nèi)壁垢物橫截面形貌(垢層厚度:1.68 mm)40 ×

圖7 2#管樣向火面內(nèi)壁垢物橫截面形貌(垢層厚度:1.6 mm)50 ×

圖8示出1#管樣向火面外壁氧化層的橫截面形貌，經(jīng)顯微鏡下測(cè)量，其厚度已達(dá)1.35 mm。由于不同部位爐管的當(dāng)量金屬溫度不盡相同，各部位管子的腐蝕減薄速度和材質(zhì)老化速度也各不相同，根據(jù)1#管樣外壁腐蝕程度和管壁厚度減薄量遠(yuǎn)大于2#管樣，可斷定1#管樣的實(shí)際金屬溫度應(yīng)高于2#管樣。

1.7 拉伸試樣斷口的掃描電鏡觀察分析

采用掃描電鏡分別對(duì)1#，2#管樣的向火面嚴(yán)重腐蝕減薄區(qū)和背火面拉伸試樣斷口進(jìn)行了觀察。

圖8 1#管樣向火面外壁氧化層橫截面形貌(垢層厚度:1.35 mm)50 ×

圖9～12分別示出1#，2#管樣向火面嚴(yán)重腐蝕減薄區(qū)和背火面拉伸試樣斷口的微觀形貌。由圖可見(jiàn)，向火面嚴(yán)重腐蝕減薄區(qū)和背火面試樣斷口的形貌特征完全不同，其中向火面嚴(yán)重腐蝕減薄區(qū)試樣斷口呈典型的解理狀斷裂特征，屬于典型的脆性斷裂;而背火面試樣斷口形貌則呈韌窩狀斷裂特征，屬于典型的韌性斷裂。

圖9 1#管樣向火面拉伸斷口形貌

1#，2#管樣向火面嚴(yán)重腐蝕減薄區(qū)和背火面拉伸試樣斷口形貌特征間的差異說(shuō)明，向火面嚴(yán)重腐蝕減薄區(qū)(即中央部位)材料存在明顯的脆化傾向。

圖12 2#管樣背火面拉伸斷口形貌

1.8 管壁外表面腐蝕產(chǎn)物能譜分析

應(yīng)用X－ray微區(qū)能譜分析儀器，對(duì)1#管樣外表面的腐蝕產(chǎn)物進(jìn)行了成分分析，腐蝕產(chǎn)物各部位的具體分析結(jié)果見(jiàn)表5?？梢钥闯?，腐蝕產(chǎn)物中具腐蝕性的S，P離子含量并不很高，也未發(fā)現(xiàn)其他易帶腐蝕性的鹽類離子(如釩等)，這說(shuō)明燃?xì)饣鹧鏆夥盏母g性并不很強(qiáng)，而氧含量則很高，說(shuō)明腐蝕產(chǎn)物主要為鐵的氧化物。由此判斷造成1#管樣外壁快速腐蝕減薄的原因?yàn)楦邷匮趸?/p>

2 檢驗(yàn)結(jié)果及結(jié)論

(1)試驗(yàn)管樣材料的化學(xué)成分符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求;

(2)1#，2#運(yùn)行管樣向火面減薄部位的室溫抗拉強(qiáng)度略有下降，但其延伸率卻下降1/3以上、且拉伸試樣斷口呈脆性狀態(tài);運(yùn)行后管樣向火面的硬度略有降低;

(3)1#，2#管樣向火面壁厚明顯減薄區(qū)材料20℃沖擊韌性分別為84和35 J/cm2，且其試樣斷口均呈明顯的脆性斷裂特征;但兩管樣向火面壁厚未減薄區(qū)域和背火面材料的沖擊韌性下降不明顯，且其試樣斷口呈典型的韌性斷裂特征;

表5 外表面腐蝕產(chǎn)物X－ray微區(qū)能譜分析結(jié)果 /%

(4)1#，2#運(yùn)行管樣向、背火面材料組織都出現(xiàn)了一定的老化傾向，且向火面均甚于其背火面;2#管樣的組織老化特征明顯嚴(yán)重于1#管樣，其向火面壁厚減薄區(qū)的碳化物已呈大塊狀且趨于沿晶界鏈狀分布;

(5)1#管樣外壁腐蝕產(chǎn)物中S，P等腐蝕性離子含量的能譜分析結(jié)果都不高，嚴(yán)重氧化可能性不大。

綜合對(duì)比分析結(jié)果認(rèn)為:由于爐膛中溫度場(chǎng)不均勻，導(dǎo)致溫度較高的區(qū)域爐管局部超溫，管內(nèi)的垢物層形成和逐漸增厚使得超溫現(xiàn)象不斷加劇;由于超溫導(dǎo)致1#管樣金屬抗氧化能力降低，氧化速度顯著加快，從而不斷形成氧化皮并剝落，壁厚快速減薄。另一方面，超溫導(dǎo)致2#管樣發(fā)生持續(xù)塑性變形，使得爐管明顯彎曲。

3 措施與建議

(1)盡快通過(guò)燃燒調(diào)整改善爐膛內(nèi)的煙氣溫度場(chǎng)，使其盡可能趨于均勻化，從而減少爐膛內(nèi)局部管段嚴(yán)重過(guò)熱的傾向;

(2)對(duì)1#爐南北兩邊第7，10，13根爐管外表面處增加刀刃式熱電偶，加強(qiáng)爐表溫度監(jiān)控，做到及時(shí)調(diào)節(jié);

(3)嚴(yán)格控制爐膛溫度和管內(nèi)渣油介質(zhì)溫度，謹(jǐn)防超溫、超壓運(yùn)行;

(4)對(duì)于爐膛內(nèi)煙氣溫度偏高、容易引起局部爐管外壁嚴(yán)重氧化或彎曲變形的部位，應(yīng)采取局部屏蔽隔熱處理或在爐管向火面中央部位噴涂/噴焊防止高溫氧化的涂層材料;

(5)加強(qiáng)對(duì)在役爐管的定期宏觀檢查、檢驗(yàn)工作，對(duì)于嚴(yán)重彎曲變形的在役爐管，應(yīng)盡快更換為同類材料的厚壁管或選用材料高溫強(qiáng)度更好的高等級(jí)鋼管;對(duì)于壁厚已明顯減薄的在役爐管，應(yīng)立即更換為高溫強(qiáng)度和抗氧化性能都更好的高等級(jí)鋼管，必要時(shí)還須用外壁涂覆防高溫氧化涂層的高強(qiáng)度復(fù)合管;

(6)定期徹底清除爐管內(nèi)的渣油垢物層，以減少垢層熱阻的影響，從而避免由此所導(dǎo)致的管壁過(guò)熱現(xiàn)象;

(7)鑒于爐膛溫度較高，建議下次更換Cr9Mo材質(zhì)爐管。

［1］ 《火力發(fā)電廠金屬材料手冊(cè)》編委會(huì).火力發(fā)電廠金屬材料手冊(cè)［M］.北京:中國(guó)電力出版社，2001.

［2］ 吳非文.火力發(fā)電廠高溫金屬運(yùn)行［M］.北京:水利電力出版社，1979.

［3］ Taira S，Otani R.Inst.Meth Eng.Jpn，70(1967)，1737.

［4］ Asakawa K，Otomo A，Saiga Y.Tetsu － to－ Hagane，65(1979)，869.

［5］ Otomo A，Asakawa K，Saiga Y.Tetsu － to－ Hagane，65(1979)，933 .

［6］ Coleman M C，Parker J D，Int.J.Pres.Ves.and Piping，18(1985)，277.

［7］ Iseda A，Sawaragi Y，Yoshikawa K.ISIJ International，30(1990)，862.