裂解爐輻射段爐管失效分析及預(yù)防

朱紅，陳翔

（中韓（武漢）石油化工有限公司，武漢 430070）

裂解爐是乙烯裝置的關(guān)鍵設(shè)備，輻射段爐管又是裂解爐的核心部件，工藝物料在其內(nèi)部進(jìn)行高溫裂解反應(yīng)，爐管表面溫度可達(dá)1 000 ℃以上，在如此苛刻的操作條件下，伴隨裂解爐運(yùn)行過(guò)程中的周期性開、停車以及非正常操作下的緊急停車，導(dǎo)致輻射段爐管存在較高的故障率。

某石化乙烯裝置共有8 臺(tái)裂解爐，其中1 臺(tái)氣體爐，7 臺(tái)液體爐，氣體爐輻射段采用2-1-1-1 型爐管配置，液體爐采用2-1 型爐管配置，入口管材質(zhì)為25Cr-35Ni-Nb+MA，出口管材質(zhì)為35Cr-45Ni-Nb+MA，材料設(shè)計(jì)溫度1 125 ℃，設(shè)計(jì)使用壽命105h，輻射室內(nèi)采取底燒+側(cè)燒聯(lián)合加熱方式。自開工運(yùn)行以來(lái)，裂解爐輻射段發(fā)生多起爐管開裂事故，導(dǎo)致停爐更換爐管，給企業(yè)造成了較大的經(jīng)濟(jì)損失，嚴(yán)重威脅乙烯裝置的安全平穩(wěn)生產(chǎn)。為延長(zhǎng)爐管使用壽命，避免突發(fā)事故再次發(fā)生，對(duì)幾起典型的爐管開裂事故進(jìn)行失效分析，如表1 所示。

表1 典型爐管開裂事故Table 1 Typical cracking accident of furnace tube

1 滲碳損傷失效分析

滲碳是在高溫條件下，碳原子從爐管金屬表面向基體內(nèi)部逐漸擴(kuò)散滲入的現(xiàn)象。介質(zhì)在裂解過(guò)程中會(huì)生成焦炭，并在爐管內(nèi)壁積聚，在長(zhǎng)期的高溫條件下，碳原子自爐管內(nèi)表面向基體內(nèi)部擴(kuò)散，生成鉻的碳化物，這種碳化物遇到氧后極易從晶界開始氧化，造成基體晶粒之間的結(jié)合力大幅下降，從而導(dǎo)致爐管金屬力學(xué)性能的降低[1]。

1.1 宏觀檢驗(yàn)

觀察爐管裂紋處縱向切割斷口，斷口處明顯分層，爐管內(nèi)表面裂紋長(zhǎng)度約35 mm，外表面裂紋長(zhǎng)度約為25 mm，如圖1 所示。判斷裂紋發(fā)源自內(nèi)表面，由內(nèi)向外擴(kuò)展。

圖1 開裂爐管形貌Fig.1 Morphology of cracked furnace tube

1.2 低倍酸蝕試驗(yàn)

對(duì)爐管（φ82.4 mm×7.7 mm）進(jìn)行低倍酸蝕試驗(yàn)，檢測(cè)爐管的滲碳程度，取樣部分圓周方向滲碳層深度最大達(dá)到4.5 mm，如圖2 所示。

圖2 開裂爐管滲碳層厚度Fig.2 Thickness of carburizing layer of cracked furnace tube

1.3 化學(xué)成分分析

對(duì)爐管內(nèi)外壁采樣，進(jìn)行常量元素及碳含量的檢測(cè)，如表2 所示。從成分來(lái)看，常量元素符合設(shè)計(jì)技術(shù)要求，爐管從內(nèi)到外，碳濃度逐漸下降。

1.4 金相檢測(cè)

對(duì)爐管進(jìn)行光學(xué)金相檢測(cè)，觀察爐管服役后的組織變化情況。爐管外壁奧氏體晶界碳化物呈離散網(wǎng)鏈狀，晶間碳化物上分布有白色塊狀析出物（如圖3所示）；中間部位晶界碳化物呈斷續(xù)鏈狀分布，晶間碳化物上分布有白色塊狀析出物和白色顆粒狀析出物（如圖4 所示）；內(nèi)壁晶界碳化物呈斷續(xù)鏈狀分布，晶界碳化物上分布白色顆粒狀析出物（如圖5 所示），說(shuō)明爐管內(nèi)壁存在局部過(guò)度滲碳。爐管截面由外表面至內(nèi)表面，滲碳損傷程度有明顯加劇的趨勢(shì)。

表2 爐管化學(xué)成分檢測(cè)表Table 2 Test list of chemical composition of furnace tube %

圖3 外壁金相組織Fig.3 Outer wall metallographic structure

圖4 中部金相組織Fig.4 Central metallographic structure

圖5 內(nèi)壁金相組織Fig.5 Inner wall metallographic structure

1.5 微區(qū)能譜檢測(cè)

對(duì)爐管不同部位的析出物進(jìn)行能譜檢測(cè)。內(nèi)壁組織中晶界碳化物主要為M7C3，晶界碳化物上白色顆粒狀析出物為NbC，為典型的滲碳組織，如圖6 所示。

圖6 內(nèi)壁能譜檢測(cè)分析Fig.6 Detection and analysis of inner wall energy spectrum

外壁附近組織晶界碳化物主要為M23C6，界面塊狀碳化物上白色析出物為Ni16Nb6Si7（G 相），如圖7 所示。

圖7 外壁能譜檢測(cè)分析Fig.7 Detection and analysis of outer wall energy spectrum

1.6 失效分析

從檢測(cè)分析看出，H-003 號(hào)爐輻射段爐管由外表面到內(nèi)表面碳含量明顯升高，內(nèi)表面組織中晶界碳化物主要為M7C3，晶界碳化物上白色顆粒析出物為NbC，為典型的滲碳組織，滲碳層厚度比例高達(dá)58%。爐管滲碳后，碳原子擴(kuò)散到基體金屬中，生成鉻的碳化物，碳化物在晶界長(zhǎng)大、增多，導(dǎo)致材料的力學(xué)性能下降，高溫蠕變斷裂強(qiáng)度下降，韌性下降，材料脆化，是造成爐管開裂的主要原因。滲碳層膨脹，密度減小，滲碳層與非滲碳層之間的膨脹系數(shù)不一致，在時(shí)變的溫度場(chǎng)作用下，必然產(chǎn)生較高的內(nèi)應(yīng)力，是導(dǎo)致爐管破裂的另一個(gè)原因。爐管由內(nèi)表面產(chǎn)生沿晶裂紋，在內(nèi)表面應(yīng)力作用下，裂紋逐步向外壁擴(kuò)展，最終導(dǎo)致爐管開裂失效[2]。

2 蠕變損傷失效分析

蠕變是在低于屈服應(yīng)力的載荷作用下，高溫設(shè)備或設(shè)備高溫部分金屬材料隨時(shí)間推移緩慢發(fā)生塑性變形的過(guò)程，蠕變變形導(dǎo)致構(gòu)件實(shí)際承載面收縮，應(yīng)力升高，最終產(chǎn)生不同形式的斷裂，一般可分為沿晶蠕變斷裂和穿晶蠕變斷裂。

2.1 宏觀檢驗(yàn)

開裂爐管與正常爐管相比產(chǎn)生了嚴(yán)重的鼓包、彎曲變形，爐管斷口上裂紋顯示為斷續(xù)裂紋且外壁開口大于內(nèi)口，如圖8 所示。

圖8 開裂爐管現(xiàn)場(chǎng)形貌Fig.8 Field morphology of cracked furnace tube

2.2 金相檢測(cè)

對(duì)爐管斷口進(jìn)行光學(xué)金相檢測(cè)，晶間碳化物呈塊狀和網(wǎng)鏈狀，二次碳化物在晶體內(nèi)團(tuán)聚，材料的蠕變孔洞數(shù)量很多，部分孔徑達(dá)到10 μm 以上，并出現(xiàn)蠕變微裂紋，如圖9 所示。

圖9 金相檢測(cè)圖Fig.9 Metallographic detection diagram

2.3 掃描電鏡檢測(cè)

對(duì)爐管斷口進(jìn)行掃描電鏡檢測(cè)，裂紋沿晶界結(jié)合面發(fā)展，屬于沿晶擴(kuò)展裂紋，有蠕變孔洞鏈接成串，是典型的高溫蠕變損傷形態(tài)，如圖10 所示。

圖10 掃描電鏡檢測(cè)圖Fig.10 Scanning electron microscope detection

2.4 失效分析

從檢測(cè)分析看出，H-001 號(hào)爐輻射段入口管出現(xiàn)了明顯的塑性變形，晶間孔洞聚集連接成為裂紋，是典型的蠕變形態(tài)。蠕變孔洞在晶界處出現(xiàn)，當(dāng)運(yùn)行溫度持續(xù)高于蠕變溫度閾值，擴(kuò)展十分迅速，最終形成宏觀裂紋造成爐管開裂。

3 熱沖擊損傷失效分析

裂解爐爐管運(yùn)行期間，其組織中的二次碳化物不斷析出、粗化，材料的韌性降低，材料脆化使得其抗沖擊性能變差。在快速的升降溫過(guò)程中爐管受到熱沖擊勢(shì)必對(duì)爐管造成一定損傷。

3.1 宏觀檢驗(yàn)

爐管開裂部位在H-002 號(hào)爐的出口熱電偶前，該爐運(yùn)行期間由于堵管切出燒焦，在燒焦過(guò)程中該處爐管突然開裂，爐管破裂口呈張開的“魚嘴”狀，如圖11 所示。

圖11 爐管開裂位置及形貌Fig.11 Cracking position and morphology of furnace tube

3.2 過(guò)程分析

H-002 號(hào)爐由于爐管堵塞切出燒焦，調(diào)閱爐管出口溫度（COT）趨勢(shì)記錄，破裂爐管燒焦期間一直處于堵管未燒通狀態(tài)，只有微量燒焦氣體通過(guò)爐管，所以在燒焦期間COT 溫度維持500 ℃左右，待爐管突然燒通，大量熱流突然通過(guò)爐管，爐管溫度急劇上升，后直線下降，如圖12 所示。判斷溫度最高點(diǎn)即為爐管破裂的時(shí)間點(diǎn)，爐管破裂導(dǎo)致燒焦氣無(wú)法完全通過(guò)爐管到熱電偶位置，隨后溫度直線下降到400 ℃左右。從趨勢(shì)圖可以看出，斷裂爐管的溫升速度超過(guò)了450 ℃/h，大大超過(guò)了設(shè)計(jì)規(guī)定的升降溫≤50 ℃/ h的要求。短時(shí)間內(nèi)的大幅溫升勢(shì)必在管壁上產(chǎn)生相當(dāng)大的熱應(yīng)力。

圖12 爐管COT 趨勢(shì)記錄Fig.12 Cotangent trend record of furnace tube

3.3 金相檢測(cè)

離心鑄造爐管的晶粒度在5～6 級(jí)別，根據(jù)相關(guān)研究，爐管晶型與高溫持久性能有密切關(guān)系，隨著柱狀晶比例的減少，高溫持久斷裂時(shí)間降低。斷裂部位與其他爐管抽樣進(jìn)行的低倍金相檢測(cè)對(duì)比可以看出（如圖13 所示），斷裂位置的柱狀晶比例只有45%，降低了其高溫持久強(qiáng)度。

圖13 爐管晶型對(duì)比Fig.13 Comparison of furnace tube crystal

3.4 微區(qū)能譜檢測(cè)

對(duì)爐管斷口位置的析出物進(jìn)行能譜檢測(cè)。內(nèi)壁組織中晶界碳化物主要為M23C6， 界面塊狀白色析出物為G 相，晶界白色顆粒狀析出物為NbC，有輕微滲碳現(xiàn)象，如圖14 所示。

圖14 內(nèi)壁能譜檢測(cè)分析Fig.14 Detection and analysis of inner wall energy spectrum

3.5 斷裂應(yīng)力計(jì)算

根據(jù)API 530 標(biāo)準(zhǔn)推薦的方法，利用廠家提供的L-M 曲線（如圖15 所示），對(duì)該爐的輻射室爐管與開裂位置的爐管進(jìn)行斷裂應(yīng)力計(jì)算[3]。L-M 曲線方程為：

圖15 35Cr-45Ni 材料L-M 曲線Fig.15 L-M curve of 35Cr-45Ni material

LMP = （T + 273） × （C + logtr） /1 000

式中 LMP——強(qiáng)度參數(shù)；

T——溫度， ℃ ；

tr——運(yùn)行時(shí)間，h；

C——材料常數(shù)，35Cr45Ni 材料取20；

σ——應(yīng)力，MPa。

開裂位置爐管計(jì)算溫度：T1= 840 ℃ 輻射室爐管計(jì)算溫度：T2= 1 050 ℃運(yùn)行時(shí)間：tr= 8 000 h

開裂位置爐管：

LMP1= （T1+ 273） × （20 + logtr） /1 000 = 26.72

查圖15，開裂位置爐管斷裂應(yīng)力：

σ1= 41 MPa

輻射室爐管：

LMP2= （T2+ 273） × （20 + logtr） /1 000 = 31.62

查圖15，輻射室爐管斷裂應(yīng)力：

σ2= 10 MPa

σ1＞σ2，說(shuō)明在相同的運(yùn)行時(shí)間內(nèi)開裂位置爐管失效所需的應(yīng)力要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于輻射室內(nèi)爐管。而該位置溫度較輻射室內(nèi)部爐管低，爐管滲碳及蠕變?cè)斐傻膿p傷比輻射室內(nèi)的爐管小，正常運(yùn)行情況下爐管所受的應(yīng)力不會(huì)比輻射室內(nèi)爐管大，不應(yīng)較輻射室內(nèi)爐管提前失效。

3.6 失效分析

從分析檢測(cè)可以看出，H-002 號(hào)爐爐管斷裂的主要原因是溫度急劇上升，導(dǎo)致爐管短時(shí)間內(nèi)外溫度差過(guò)大，在管壁上產(chǎn)生相當(dāng)大的熱應(yīng)力，壁溫在短時(shí)間的快速上升，使材料的屈服強(qiáng)度急劇下降，應(yīng)力超標(biāo)導(dǎo)致爐管斷裂。該位置的爐管柱狀晶比例較低，高溫持久強(qiáng)度下降也是其斷裂的一個(gè)因素。

4 預(yù)防措施

（1）避免超溫。超溫是造成爐管失效的最主要原因，因此避免爐管超溫運(yùn)行是預(yù)防失效最重要的措施。設(shè)計(jì)方面，爐管機(jī)械設(shè)計(jì)應(yīng)考慮各管程流量均勻，優(yōu)化輻射室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及燃燒器的布置，防止?fàn)t管過(guò)熱。運(yùn)行管理方面，操作中應(yīng)盡量完善燃燒器的調(diào)節(jié)，避免火焰舔爐管，使?fàn)t膛溫度分布均勻，減少爐管周向與軸向溫差，消除超溫點(diǎn)。加強(qiáng)爐管壁溫的檢測(cè)，避免過(guò)熱、超溫的發(fā)生。盡可能減少非正常開停爐次數(shù)，采用合理的升降溫速度，嚴(yán)格避免升溫或降溫速度過(guò)快。

（2）合理選材。裂解爐爐管在運(yùn)行中處于高溫氧化、滲碳環(huán)境，因此爐管材料應(yīng)具有良好的抗氧化、抗?jié)B碳及抗蠕變性能，對(duì)材料的力學(xué)性能等指標(biāo)要有明確要求，如表3 所示。爐管制造過(guò)程中的表面處理、熱處理、焊接、無(wú)損檢測(cè)、水壓試驗(yàn)等環(huán)節(jié)要有具體要求，特別對(duì)靜態(tài)鑄造的管件要特別重視制造工序的質(zhì)量控制點(diǎn)，保證爐管的制造質(zhì)量。

表3 爐管主要力學(xué)性能指標(biāo)要求Table 3 Main mechanical property index requirements of furnace tube

（3）定期檢驗(yàn)。根據(jù)運(yùn)行情況合理安排停爐檢驗(yàn)，定期對(duì)輻射段爐管滲碳，蠕變等進(jìn)行檢驗(yàn)，積累爐管運(yùn)行數(shù)據(jù)，建立爐管壽命評(píng)估體系。嚴(yán)格按管式裂解爐維護(hù)檢修規(guī)程中的要求：① 由滲碳，蠕變等原因引起的裂紋深度超過(guò)壁厚的1/2；② 滲碳深度大于壁厚的60%；③爐管蠕漲量超過(guò)外徑的5%或周長(zhǎng)增長(zhǎng)3%以上的；④ 爐管嚴(yán)重彎曲，導(dǎo)致導(dǎo)向管或?qū)虿凼?dǎo)向作用。凡符合上述條件之一的，應(yīng)及時(shí)更換劣化爐管，避免運(yùn)行期間由于爐管材質(zhì)劣化突發(fā)事 故[4]。

5 結(jié)束語(yǔ)

某石化乙烯裝置裂解爐輻射段爐管失效主要由滲碳，蠕變和熱沖擊造成，而這幾項(xiàng)損傷往往疊加體現(xiàn)，造成爐管運(yùn)行壽命大大低于設(shè)計(jì)值。通過(guò)對(duì)裂解爐管失效形式的分析，采取相應(yīng)的預(yù)防措施，才能延長(zhǎng)爐管壽命，降低爐管突發(fā)故障，保證裂解爐的長(zhǎng)周期穩(wěn)定運(yùn)行，取得更好的經(jīng)濟(jì)效益。