間二甲苯裝置異構加熱爐爐管剩余壽命計算

(1.中石化北京燕山分公司化工八廠，北京 102500；2.中國工業(yè)防腐蝕技術協(xié)會，北京 100101)

間二甲苯裝置異構加熱爐爐管剩余壽命計算

曹立峰1高 揚2

(1.中石化北京燕山分公司化工八廠，北京 102500；2.中國工業(yè)防腐蝕技術協(xié)會，北京 100101)

燕山石化公司化工八廠異構加熱爐L-101為間二甲苯裝置設備，迄今使用超過30年。為科學評價爐管剩余壽命，本文進行了爐管損傷機理分析，并通過在線紅外熱成像，依據API581確定了計算腐蝕速率。按照設計標準分別對對流段爐管和輻射段爐管進行了強度校核、蠕變強度校核和熱應力校核，綜合分析得到了爐管的剩余壽命。

異構加熱爐 爐管 損傷機理 蠕變 剩余壽命

0 簡介

燕山石化公司化工八廠異構加熱爐L-101為間二甲苯裝置設備，該加熱爐于1980年7月份投用，至今使用30年。該爐對流段主要用來預熱抽余液塔底物料，輻射段主要用于加熱異構反應器進料包括間二甲苯、乙苯、氫氣等，L-101爐原始設計數據見表1。為評價爐管在長時間使用后能否繼續(xù)安全運行以及預期剩余壽命對該臺加熱爐進行校核計算。

1 L-101操作工況及工藝

L-101爐為間二甲苯裝置設備單元，其對流段工藝作用是預熱抽余液塔塔釜液，流體返回抽余液塔再沸爐進行進一步加熱后回到抽余液塔，提供抽余液塔餾分分割所需熱量。L-101輻射段主要作用是加熱異構反應原料，介質為新鮮氫氣、脫氫塔底物料、脫重塔底物料的混合物料。2010年12月1日循環(huán)氫中氫氣體積百分含量取樣分析結果分別是80.04%、80.98%、79.17%、79.84%，入口補充氫中氫氣體積百分含量為94.46%。取改造以前任一時間點數據2009年7月1日的循環(huán)氫中氫氣百分含量分別為84.61%、89.92%、89.95%、90.04%、原料氫氣中氫氣體積百分含量為94.65%。2010年1月24日取對流段和輻射段進料進行硫含量分析，對流段和輻射段進料硫含量均小于5PPM。

L-101對流段有箱蓋封閉，不能直接測量爐管表面金屬溫度， L-101爐運行穩(wěn)定后的對流段排煙溫度和對流段物料出口溫度見表2。輻射段設有三個看火孔，分別設在東南面、東北面、西面如圖1。于2011年1月24日用紅外熱像儀拍攝三個觀火孔對面爐管熱像圖見圖2，采用FILR公司的ThermaCAM QuickReport分析熱像圖得出爐管的最高和最低溫度見表3。

表1 L-101爐設計數據

表2 L-101爐1月29日對流段排煙溫度和對流段介質出口溫度

表3 L-101爐輻射段爐管溫度

圖1 L-101爐輻射段爐管分布圖

圖2 (a) 東南管火孔對面爐管下部彎管

圖2 (b) 東南觀火孔對面爐管直管段

圖2 (c) 東北管火孔對面爐管下部彎管

圖2 (d) 東北觀火孔對面爐管直管段

圖2 (e) 西面觀火孔對面爐管直管段

2 爐管損傷機理

2.1 腐蝕減薄

經測量，輻射段和對流段S含量均小于5PPM，其主要腐蝕機理為高溫H2S/H2腐蝕，按照B=A*10-4/32/(1/106)（其中A為S含量，B為H2S含量，106為二甲苯分子量），計算得H2S含量小于0.001656mol%。按API581高溫H2S/H2腐蝕，取對流段預測腐蝕速率為0.1mm/y，輻射段預測腐蝕速率0.36mm/y（爐管實測和預測腐蝕速率見表5）。輻射段只對彎頭進行過測厚，取2007年4月和2009年11月（測厚點部位見圖3）兩次測厚數據進行實測腐蝕速率的推算。兩次測量重疊的彎頭共四個，由于同一個彎頭兩次測厚部位不一致，計算腐蝕速率時分別采用第一次實測壁厚的最大值和第二次實測壁厚的最大值為一組、第一次實測壁厚的最小值和第二次實測壁厚的最小值為一組，計算公式如公式1。據此推算出的四個彎頭的腐蝕速率見表4?？紤]到測量誤差等因素，實測腐蝕速率取所有實測推算腐蝕速率的平均值。

圖3 2009年11月測厚點部位示意圖

表4 實測推算腐蝕速率計算表

表5 L-101爐爐管實測和預測腐蝕速率

2.2 高溫氧化

碳鋼在482℃以上發(fā)生高溫氧化，合金鋼開始發(fā)生高溫氧化的溫度更高一些，根據API581，對流段外表面不發(fā)生高溫氧化，輻射段高溫氧化速率為0.03mm/y。

綜合考慮，偏保守取計算腐蝕速率等于內部腐蝕預測腐蝕速率加上外部高溫氧化腐蝕速率為0.39mm/y。

2.3 高溫氫損傷

輻射段處在臨氫環(huán)境，有可能發(fā)生高溫氫損傷。按保守處理，最高操作壓力取設計壓力2.47MPa，氫分壓按氫氣百分含量為新鮮氫氣中氫百分含量（94.65%）計算。

氫分壓

爐管溫度 3.545T=℃

使用時間=35年*8000小時/年=280000小時(按1980年到2015年計算)

根據API581，API941，輻射段爐管Cr5Mo在此條件下不會發(fā)生高溫氫損傷。

2.4 蠕變/應力斷裂

碳鋼的蠕變溫度下限為370℃，Cr5Mo的蠕變溫度下限為425℃。對流段爐管管壁溫度在蠕變溫度下限以下，不會發(fā)生蠕變損傷。輻射段爐管管壁溫度在蠕變溫度下限以上，存在發(fā)生蠕變斷裂損傷機理。發(fā)生蠕變損傷的材料，在進行校核計算時，根據溫度值確定是否采用蠕變-斷裂設計進行校核。根據《SH/T 3037-2002 煉油廠加熱爐爐管壁厚計算》，碳鋼進行蠕變-斷裂設計計算的溫度下限為425℃，Cr5Mo進行蠕變-斷裂設計計算的溫度下限為475℃，對流段爐管溫度為369℃，輻射段爐管溫度為545.3℃，綜合以上分析，對流段應采用彈性設計公式進行校核計算，輻射段采用蠕變-斷裂設計公式進行校核計算。

2.5 輻射段爐管球化損傷

所有等級的碳鋼和低合金鋼，包括C-0.5Mo、1Cr-0.5Mo、1.25Cr-0.5Mo、2.25Cr-1Mo、3Cr1Mo、5Cr-0.5Mo和9Cr-1Mo都可能發(fā)生球化損傷。溫度在552℃時，球化會在數小時內發(fā)生；溫度為454℃時，則需要數年才會發(fā)生球化。對流段溫度低于454℃，不會發(fā)生球化，輻射段溫度高于454℃，可能發(fā)生球化損傷。

3 強度校核

3.1 L-101爐對流段校核計算

3.1.1 彈性校核計算

外徑：D0=89mm

彈性設計壓力（取操作壓力）：Pel=1.47MPa

設計溫度（取金屬壁溫）：Td=369℃

由SH/T 3037-2002 圖E.1查得

到2015年4月，對流段爐管剩余壁厚為2.5mm，大于0.8102mm，通過彈性校核計算。

應用SH/T 3037-2002 公式(C.2)：

應用SH/T 3037-2002 公式（C.1）計算爐管最高熱應力如下：

應用SH/T 3037-2002公式（C.3）和（C.5）的熱應力限制值如下：

(1)一次應力＋二次應力強度限制條件：

(2)熱應力棘齒限制條件：

由于最高熱應力小于這些限制值，所以熱應力校核通過。

3.2 L-101爐輻射段校核計算

3.2.1 蠕變-斷裂校核

按保守處理，L-101爐管輻射段爐操作壓力1.53MPa,金屬最高壁溫為545.3℃（爐管過去的操作工況見表6）。按每年使用8000小時計算，爐管迄今已使用246000小時。蠕變-斷裂設計計算時要使用的拉森-米勒爾曲線是根據100000小時斷裂強度推導出來的。因此，這些曲線不適用于估算設計壽命小于20000小時或大于200000小時的斷裂強度，L-101輻射段爐管迄今使用時間已超過200000小時（爐管已使用周期的壽命分數見表7）,因此評價標準《SH/ T3037-2002煉油廠加熱爐爐管壁厚計算》不適用于計算L-101爐輻射段爐管剩余壽命。但為了了解當前爐管狀態(tài)，假設《SH/T 3037-2002 煉油廠加熱爐爐管壁厚計算》附錄E中的拉森-米勒爾曲線適用情況下對輻射段爐管剩余壽命進行計算。

表6 爐管過去操作工況

表7 爐管已使用周期的壽命分數

表8 最小強度下的未來壽命分數

按保守處理，預期的操作條件：取末期操作壓力1.53MPa，管壁最高金屬溫度545.3℃。在計算中，設定從爐管投用到2009年10月最后一次檢驗為第一個操作周期，腐蝕速率取實測腐蝕速率0.19mm/y；2009年10月至今(2011年4月)為第二操作周期，腐蝕速率取預測最大腐蝕速率0.39mm/y；此條件下計算L-101爐輻射段爐管剩余使用壽命。計算未來剩余壽命分數時（最小強度下的未來壽命分數見表8），腐蝕速率取預測最大腐蝕速率0.39mm/y，以1年為1個周期。

3.2.2 熱應力校核

熱應力計算中取平均厚度，偏保守仍按10mm壁厚計算如下：

實際內徑計算如下：

應用公式SH/T 3037-2002（C.1）計算爐管最高熱應力如下：

應用SH/T 3037-2002（C.3）和（C.5）[1]的熱應力限制值如下：

(1)一次應力＋二次應力強度限制條件：

(2)熱應力棘齒限制條件：

由于最高熱應力小于這些限制值，所以熱應力校核通過。

4 綜合分析結論

綜合以上各種分析結果，現有操作條件下：即L-101爐對流段操作壓力1.47MPa、最高操作溫度不大于268℃，硫含量在5PPM以下；輻射段操作壓力低于1.53MPa、最高操作溫度不大于381℃，硫含量低于5PPM，L-101對流段可安全運行到我廠計劃下次大檢修時間點即2015年4月，但同時應注意：必須保證對流段操作壓力、操作溫度的平穩(wěn)，特別要嚴格控制操作溫度的波動，嚴禁超溫運行，工藝允許條件下建議取溫度低限值運行。輻射段由于管壁部分位置溫度較高，最高達到545.3℃，超過Cr5Mo鋼的蠕變-斷裂溫度下限，應采用蠕變-斷裂設計方法進行校核計算。由于爐管使用時間超過200000小時，標準《SH/T 3037-2002 煉油廠加熱爐爐管壁厚計算》中所附拉森-米勒爾曲線已不適用。但為了解爐管的當前狀態(tài)，仍參考標準《SH/T 3037-2002 煉油廠加熱爐爐管壁厚計算》進行了校核計算，計算剩余壽命為3年。建議停爐后對典型高溫高應力部位爐管、焊縫、彎管進行厚度測量、硬度測量、金相檢查，對球化、孔洞、蠕變損傷程度等進行評價。如有條件、有時間應安排取樣進行持久試驗工作，以確定輻射段爐管經長時間使用后的蠕變損傷程度及持久性能，則可以比較有把握的進行剩余壽命評價工作。

[1] SH/T 3037-2002 煉油廠加熱爐爐管壁厚計算[S]. 北京, 中國標準出版社, 2002.

Remaining Life Evaluation for Furnace Tube of Isomerism Heating Furnace, MX Plant

CAO Li-feng1, GAO Yang2
(1. Beijing Yanshan Co.,Ltd. SINOPEC, Beijing 102500, China；2. China Industry Anticorrosion Technology Association, Beijing 100101, China)

A Isomerism heating furnace which belong to the eight chemical factory of Yanshan Co., Ltd. SINOPEC had been used for thirty years. To assess its remaining life, the damage mechanism of furnace tube is analyzed, on-stream infrared temperature measure performed, the calculated corrosion rate is selected due to API581-2008, strength, thermal strength and creep strength is conformed. As a result, remaining life of furnace tube is worked out.

Isomerism heating furnace; furnace tube; damage mechanism; remaining life; creep

TE98

A< class="emphasis_bold">文章編號：1008-7818(2014)03-0061-06

1008-7818(2014)03-0061-06

曹立峰 (1976－) ，男，工程師，靜設備主管。