第32卷第4期遼寧石油化工大學學 報Vol. 32 No. 42012年12月JOURNAL OF LIAONING SHIHUA UNIVERSITYDec. 2012文章編號:1672 - 6952(2012)04 - 0060 - 04轉化爐管失效分析梁艷，馬超，姜文全(遼寧石油化工大學，遼寧撫順113001)摘要:某廠轉化爐爐管僅運行-段時間就發(fā)生開裂,造成經濟損失,因此,有必要對失效爐管進行全面的分析。通過化學成分分析、宏觀及微觀顯微組織分析、X射線衍射分析以及常溫、高溫力學性能分析等,對轉化爐爐管進行失效分析。結果表明，爐管材料失效的主要原因是蠕變開裂,而超溫是導致蠕變發(fā)生的直接原因，原設計的有效厚度不足是造成爐管爆裂先天性根本原因。關鍵詞:轉化爐爐管; 失效分析; 蠕3中圖分類號: TG142文獻標識碼:Adoi:10. 3696/j. issn. 1672 - 6952. 2012. 04. 016Ailure Analysis of Reformer TubeLIANG Yan, MA Chao, JIANG Wen- quan(Liaoning Shihua University ,Fushun Liaoning 113001 ,P. R. China)Received 13 June 2012; revised 25 September 2012; accepted 20 Se ptember 2012Abstract: The reformer furnace tubes have cracked after operating for in a service period in one plant, which lead to mucheconomic losses. Therefore, it is necessary for us to carry on the over analysis of the reformer furnace tubes. The reformerfurnace tubes were analyzed by using chemical composition analysis, macro- and micro - microstructure analysis, roomtemperature, high temperature mechanical properties analysis in the paper. The results show that the reason of failure for thefurnace tube is the creep crack, and excess temperature is the direct reason for the creep crack. At the same time, the lack ofthe effect thickness in original design is the root cause of crack for the furnace tube.Key words: Reformer furnace tube; Failure analysis; CreepCorresponding author. Tel. :+86 - 24- 56865042; e- mail: liangyan19780701@ 126. com石化裝置的工作條件苛刻,通常在高溫、高壓狀如圖1所示,在管中出現(xiàn)了縱向開裂。轉化爐爐管態(tài)下工作,有的裝置承受各種振動、沖刷、磨損,大多不僅在高溫氣體、氧化等環(huán)境下工作,而且受內壓、數(shù)裝置處理各種腐蝕性介質,每年由失效引起的損自重、度變化等因素的影響，開停工和操作不當都會:失是非常驚人的”。而轉化爐是制氫裝置的關鍵設造爐管損傷。本文從化學成分分析、宏及微觀組織備[2],高合金爐管的鎳鉻質量分數(shù)達到45%~分 析、高溫性能分析等方面對失效的爐管進行了全65%。爐管的投資很大,轉化爐占全裝置的1/4.面的分析和研究,找出失效原因,并給出了針對性的由于爐管的使用溫度高、運行條件復雜苛刻[3-4],石意見，以保證安全生產。化裝備失效分析及其預防是推動石油化學工業(yè)發(fā)展的一個重要手段,是提高石油化學工業(yè)裝備質量和延長使用壽命的可靠途徑[5-8]。因此,對轉化爐管的開裂失效及其原因的研究有非常重要的意義。1轉化爐爐管外觀形貌某廠轉化爐爐管在使用中發(fā)現(xiàn)兩支爐管開裂，中國煤化工I YHCNMH G收稿日期:2012-06-13作者簡介:梁艷(1978- ),女,遼寧沈陽市，副教授,博士。圍1轉化爐管 外觀形貌第4期梁艷等. 轉化爐管失效分析12實驗結果及分析2.3爐管的顯微結構分析2.1化學成分分析在爐管的上、中.下三個部位分別進行取樣(主該廠轉化爐管為久保田公司提供的要有爐管的外表面、內表面和下部開裂區(qū)裂紋尖KHR35CT,表1為轉化爐爐管的化學成分分析。.端) ,分別用砂紙打磨并進行機械拋光,再用4%的化學成分分析結果基本符合久保田提供的硝酸酒精浸蝕,最后用金相顯微鏡進行觀察、照相。KHR35CT的標準要求。但是,由于設計壁厚不足，上數(shù)第二段爐管的中部位置的顯微組織如圖3所應當在爐管生產時,將KHR35CT的含碳量取上限示。部分,以增加高溫強度,來保證運行的安全。而該爐管采用下限含碳量,使這批爐管更容易出現(xiàn)裂紋。KHR35CT與國內外相似的一批材料是在Cr25 -Ni35加Nb進行微合金化的產品,這里還存在一些進一步探討的問題?？傊?從化學成分分析中,可以說明基本符合標準,但沒能針對設計壁厚不足而采取選用含碳量上限。表1爐管化學成分質分數(shù)分析結果%150um化學成分KHR35C標準質量分數(shù)(a)顯微組織C0.4~0.60. 451S≤1.50.695M≤2.00. 844.P≤0.030. 019 .s0.02524~2723. 530N33~3734. 770NI≤0.11. 07030 pm(b) A處放大≤0.50. 047圖3, 上數(shù)第二段爐管的中部位置的顯微組織及放大圖2.2爐管宏觀組織由圖3可知:其組織特點有明顯變化,共晶碳化開裂爐管的宏觀組織如圖2所示。圖2中宏觀物呈斷續(xù)網鏈狀,二次碳化物數(shù)量減少,顆粒開始長組織正常狀態(tài)為外表面的柱狀晶和內層的等軸晶組大且出現(xiàn)少量棒狀碳化物,它是溫度偏高的產物。成,其比例大小不影響使用壽命,也有百分百柱狀晶KHR35CT的顯微組織為奧氏體晶粒和在晶界的,檢查的爐管柱狀晶與等軸晶比例大約為4:6,上的共晶組織組成,共晶組織是由碳化物和奧氏體屬于正常狀態(tài)。形成。碳化物在鑄態(tài)下為M,Cs型,而在使用后轉化成M2sCs型。顯微組織由原來的鑄態(tài)組織,在使用過程中要發(fā)生轉變,也稱為時效。其中一次碳化物,也叫共晶碳化物,就是共晶體中的碳化物,除碳化物類型發(fā)生轉變外,其外貌也發(fā)生改變,由原來的骨架狀向斷續(xù)骨架狀,再向不連續(xù)網鏈狀轉變,接近熔化時,會出現(xiàn)大塊狀碳化物。二次碳化物在使用中，隨溫度的升高和時間的延長,奧氏體逐漸析出細小而分散的二次碳化物,溫度低時則細小而分散,溫度高時使其聚集長大，由細小變?yōu)榇蟮膲K狀組織。1 cm溫度較高時,還中國煤化工碳化物。溫度特別高時(接HCNMHG到分散的二圖2轉化爐爐管的宏觀組織次碳化物。在溫度和時間的影響因素中,溫度是主要的,溫度比時間的影響要大得多。第4期梁艷等. 轉化爐管失效分析632.5壽命預測分析計算,則:已知原設計壓力為P=4.4 MPa,爐管內徑D;P = T(23+logt,)X10-3=132 mm,管壁設計溫度為873 C,要求使用壽命=1 166(23+1g10*)X10-3為1X105 h. KHR35CT的L-M曲線如圖6所=1.166X28=32. 648 MPa示。根據P值32.648所對應的應力為:o=30.5.MPa,所以4.4X 132=580.8=10.26mm平均斷裂強度0一30.5X2-4.4 56.6壁厚為最小厚度,尚未考慮表面粗糙層厚度和鏜孔等制造產生的壁厚偏差。設計中,粗糙層厚度為0.8 mm。內孔加工制造偏差選為0.5 mm,因.最小斷裂強度(95%6低邊界置信限)此,原設計的壁厚偏小。如果用KHR35CT的1X10°h平均斷裂強度的80%進行計算,計算結果也.相同。3結束語2526272829303132334353637383940P/MPa顯微組織分析結果表明,爐管顯微組織超溫過圖6 KHR35CT 的蠕變斷裂強度曲線根據鋼制壓力容器標準GB150- 1998,設計爐時效,爐管局部過熱。這些原因說明,使用中局部超.溫是造成爐管開裂的直接原因。爐管的化學成分中PI管壁厚δ=d_p°式中,P為內壓,MPa;D、為爐的含碳量,沒有有針對性地選用范圍上限,則增加了管內徑,mm;o為鋼管所用材料在設計溫度下的主爆炸的可能性。伴隨著微裂紋的產生,逐漸導致了應力,MPa;φ為焊縫系數(shù),無縫鋼管φ=1.材料的高溫蠕變斷裂。爐管材料失效的主要原因是爐管設計溫度為873 C,計算得到絕對溫度為.蠕變開裂,而超溫是導致蠕變發(fā)生的直接原因,原設1166 K。計的有效厚度不足是造成爐管爆裂先天性根本原在KHR35CT的L- M曲線下限,按1X10 h因。參考文獻[1] 譚轂、趙杰.石化裝置壽命預測與失效分析工程實例[M].北京:化學工業(yè)出版社,2007.[2] 閻高倫，王篤清，卿松.管式加熱爐的維護和管理[J].中國設備工程,2003<4>:30 -31.[3] 趙振興,劉凌,尹曄昕. 管式加爐工藝計算程序[J].化工裝備技術,2009 ,30(3):54 - 55 ,58.[4] 李瑞秋.姜國平.管式加鵝爐爐管壁厚的設計計算[J].石油與化工設備.2010<3);13- 14,28.[5] 陳年金. 高溫環(huán)境中疲勞蠕變交互作用壽命預測[D].杭州;浙江工業(yè)大學,2006.6] 孔祥軍,陶思達。加熱爐爐管的安全評定及剩余壽命預測[J].石油化工高等學校學報,2011 ,24<4):88 - 90 ,94. ,7] 鹿欽禮.劉德俊,馬貴陽,等.注汽鍋爐高含鹽回用水引發(fā)爆管分析[J].遼寧石油化工大學學報,2010,30(2):19- 22.[8] 王敏.影響一段轉化爐管使用壽命的原因分析及控制措施[J].化肥設計,2008,46(4):48- 49.(Ed. : ZW,CP)中國煤化工MYHCNMHG