HP40奥氏体耐热钢炉管长期高温时效的安全性分析1

第37卷第5期2005年10月 南　京　航　空　航　天　大　学　学　报Jou rnal of N an jing U n iversity of A eronau tics &A stronau tics
V o l .37N o.5
　O ct .2005HP 40奥氏体耐热钢炉管长期高温时效的安全性分析
温建萍1,康志强2,顾大群2
(1.南京航空航天大学材料科学与技术学院,南京,210016;
2.齐鲁石化股份有限公司塑料厂,淄博,255400)
摘要:为判别炉管的损伤程度和运行安全性,本文对运行了约46000h 的苯乙烯生产加热炉炉管,在大修期间进
行了宏观检查、氧化物的XRD (X 2ray diffracti on )分析、管径测量、超声波测厚、硬度试验、金相组织分析及炉管的危险点计算分析等。

实验结果表明:炉管表面发生了高温氧化以及碳化腐蚀,炉管壁厚明显减薄。

与新管相比硬度也明显下降,显微组织明显退化,骨架状共晶碳化物形态消失,一次碳化物和从奥氏体晶内析出的二次碳化物明显粗化,且析出少量块状Ρ相。

并在此基础上对炉管的剩余使用寿命作了估算。

关键词:H P 40奥氏体耐热钢;显微组织;碳化物粗化;安全性分析;寿命预测
中图分类号:T G 142173;T G 14211 文献标识码:A 文章编号:100522615(2005)0520616205
　收稿日期:2005204229;修订日期:2005206221
　作者简介:温建萍,女,副教授,1956年9月生,E 2m ail :zl mw j p @nuaa .edu .cn ;康志强,男,高级工程师,1955年2月生;顾大群,男,高级工程师,1963年8月生。

Safety Ana lysis of HP 40Austen itic Hea t -Resistan t
Steel Tubes Af ter L ong T i m e Aged
W EN J ian 2p ing 1
,KA N G Z h i 2qiang 2
,GU D a 2qun
2
(1.Co llege of M aterial Science and T echno logy ,
N anjing U niversity of A eronautics &A stronautics ,N anjing ,210016,Ch ina ;
2.Q ilu petrochem ical p lastic p lant ,Zibo ,255400,Ch ina )
Abstract :O verheat steam heating tubes after servicing 46000h fo r distingu ish ing the dam n ificati on
degree are analyzed ,by visual in specti on ,X 2ray diffracti on (XRD )analysis of the ox ide ,m easu rem en t of the w all th ickness and diam eter ,hardness 2m easu ring ,op tical m etallograph ic exam inati on and the danger po in t analysis .Experi m en tal resu lt show s that the co rro sive m echan is m of su rface m aterials p roduces the ox idati on and carbon izati on co rro si on .A nd the th ickness and the hardness of the bo iler p i pe are descended com pared w ith the new p i pe .B y the op tical m icro scope it is seen that confo r m ati on of the fram ew o rk eu tectic carb ide is disappeared ,the first and the second carb ides p reci p itated in au sten ite are coarsened ,and a spo t of Ρphase is p reci p itated .O n th is base ,the residual life of the bo iler p i pe is esti m ated .
Key words :H P 40au sten itic heat 2resistan t steel ;m icro structu re ;carb ide coarsen ing ;safety analysis ;
life esti m ati on
石油化工行业在役的高温部件或设备长期在高温、应力和腐蚀介质等恶劣条件下运行,材料的组织结构会发生显著的变化,严重影响着设备运行的安全性。

如何更有效地开展设备材质失效和性能
下降的早期预报工作,尤其是对在役设备的运行安
全性进行合理预测,具有重大的经济意义和社会意义。

含35%N i 的奥氏体耐热钢H P 40,因具有好的抗渗碳性能、抗高温蠕变断裂强度、抗氧化性和焊
接性等,在石油化工中,常用作制氢转化炉、乙烯裂
解炉及加热炉炉管。

在高温下时效后的不锈钢及耐
热钢中的二次碳化物或其他析出相时常会有变
化[1～6],而性能的退化是由组织的变化引起的,必
然与服役时间有关,尤其是长期服役后的性能更是
受到设计与使用部门的重视,这方面的研究也一直
很活跃[7～10]。

为判别炉管的损伤程度和运行安全性,本文对
石油化工苯乙烯生产中运行了约46000h的在役
加热炉炉管,在大修更换触媒期间进行了宏观检
查、氧化物的X射线衍射(XRD)分析、管径测量、
超声波测厚、硬度试验、金相组织分析及炉管的危
险点分析计算等。

该加热炉辐射段炉管规格为 76
mm×615mm×9250mm。

设计压力0135M Pa,设
计流体温度890℃,材质为H P40奥氏体耐热钢。

1　炉管危险点分析计算
加热炉中火嘴与炉管的布置如图1所示。

燃烧
区是火焰从底部喷出并扩展到炉膛,其辐射区可以
看作是一个圆锥体[11],如图2所示。

图1
　火嘴与炉管的布置示意图
图2　单一燃烧区的辐射状况
考虑单个燃烧区内离火嘴底座距离为Ν处的
一个单元dΝ,产生的热量为d Q,对炉管x处的热强
度贡献为d q x,则有
d q x=f
d Q
4ΠR12
=f
d Q
4Π[R2+(x-Ν)2]
(1)
式中:f为燃烧气体火焰辐射率;R为火焰中心到
炉管的最小距离。

点x处的总强度为燃烧区内所有
单元贡献的叠加值,即将式(1)右侧对Ν积分得
d Q=
d Q
d V
d V=
d Q
d V
A dΝ(2)
式中A为距火嘴Ν处燃烧区的截面积。

使用天然气
时,可设单位体积释放的热量为常数,燃烧区为圆
锥形,可得
d Q
d V
=
Q L
V L
=常数(3)
式中:Q L为火嘴释放的热量;V L为燃烧区体积。

由几何学知
A
A L
=
(Ν+Ν0)2
(L+Ν0)2
(4)
式中:Ν0为自A O至由A O和A L形成的圆锥顶点的
距离;Ν=L (A L A O)1 2-1。

将式(3,4)代入式(1)得
d q x=
f Q L A L(Ν+Ν0)2dΝ
4ΠV L(L+Ν0)2[R2+(x-Ν)2]
716
第5期温建萍,等:H P40奥氏体耐热钢炉管长期高温时效的安全性分析
在(Ν=0,q x=0)和(Ν=L,q x=q x)之间积分,就可得出q x为x的函数。

将q x对x求导数,且令其等于零,即可求得最高热强度q m ax数值及位置x m。

如图1,炉膛中的火嘴为沿着辐射炉墙烧火点,由于炉墙的反射,其辐射场基本上为半球形,如果烧火点两侧情况相同,双侧烧火点的贡献值为单侧值的2倍[11]。

该加热炉烧工艺尾气的主要组成为H2,查得
f=01175,Q L=7136×105W,燃烧系数K=2813×10-7m3 W・h2。

分配给每个火嘴的炉膛截面积为:A O= 01099m2,A L1=A L3=11639m2,A L2=11023m2。

则燃烧区长度L1=L3=
3KQ L
[A O+A L+(A L A O)1 2]
=
2192m;L2=4113m。

炉管的最高热强度q m ax=3f Q L
4ΠR2
=37917W
m2,炉管的最高热强度点为与中间火嘴正对的炉管,离炉底面2192～4113m处。

炉管的最高管壁温度为
t m ax=t b+∃t w+∃t f(5)
∃t w=q m ax D0
2k w ln
D0
D i
(6)
∃t f=q m ax D0
hD i
(7)式中:t b为最高热强度点处管内介质温度,t b= 724℃;∃t w为管壁的温降;∃t f为一洁净膜的温降; q m ax为炉管的最高热强度,q m ax=37917W m2;D0为炉管外径,D0m ax=010769m;D i为炉管内径, D i m in=010607m;k w为炉管的导热系数,k w=1219 W (m・k);h为管内介质的放热系数,h=30116 W (m2・k);
由式(6,7)计算得:∃t w=29℃,∃t f=160℃。

由式(5)得炉管的最高管壁温度t m ax=913℃。

2　实验与分析
211　氧化物XR D分析
现场检测看出,炉管的高温氧化和变形严重,约4m以下炉管氧化皮已剥落,剥落层厚约015～1mm,4m以下炉管严重弯曲变形,在约3m处有的部位两根炉管已经接触,即炉管的最大弯曲变形约76mm。

经XRD分析,剥落层主要是石墨、碳化铬、氧化铬、氧化镍和氧化铁。

可见,炉管表层的腐蚀是氧化和碳化腐蚀的综合作用[12]。

212　管径测量与超声波测厚
现场对炉管进行了管径和壁厚超声波测量,结果表明,与新管最小管径76mm相比,管径的最大减小量为112mm。

炉管壁厚很不均匀,有的部位减薄较大,已有4根炉管(占22%)的壁厚小于等于设计壁厚615mm。

炉管壁厚减薄的可能原因是超负荷运行引起的高温氧化、碳化腐蚀。

213　硬度测量
用里氏硬度计测得炉管的平均硬度HV a= 175,与新管相比(HV=220～250),运行约46000 h的炉管硬度明显下降。

H P40材料的硬度大小与晶内二次碳化物的粗化程度有关,二次碳化物的平均半径与材料的硬度之间存在着直线关系。

而硬度与持久强度之间又存在着密切联系。

二次碳化物越粗化硬度越低,材料的持久强度越低[9]。

由于硬度测量要比二次碳化物平均半径测量简便且精度高,所以用材料的硬度与持久强度的关系来研究二次碳化物对性能的影响很方便。

文[7]指出,二次碳化物平均直径是表征H P40离心铸管进入蠕变第三阶段后材料劣化程度的良好指标。

214　金相组织
长期高温时效的H P40耐热钢炉管的机械性能取决于材料的化学成分、原始组织及炉管的运行时间、运行温度、应力的变化等。

化学成分、原始组织决定了炉管的原始强度,而运行时间、运行温度、应力的变化决定了材料受蠕变损伤的程度。

一方面,原始状态和运行历史都反映到材料的显微组织上,组织反映受蠕变损伤的程度;另一方面,组织又决定材料在该状态下的性能。

实验结果表明[13],在炉管蠕变损伤研究和剩余寿命估算上,显微组织分析方法可以作为重要的辅助手段。

H P40的化学成分:C=0135～0145,Si<210, M n≤1125,P≤0103,S≤0103,N i3410～3710, C r2410～2710,M o≤0150。

钢中加入大量铬和镍元素的目的是提高钢的高温强度、抗氧化性和组织稳定性。

H P40离心铸管由液态平衡冷却时,首先凝固成奥氏体与M7C3的共晶体,随温度的降低, M7C3向M23C6转变。

所以室温组织为A+M23C6。

但是,离心铸造过程是一种非平衡凝固,使M7C3向M23C6的转变来不及进行,所以,室温组织为过饱和的奥氏体(A)加骨架状共晶碳化物(主要为M7C3)。

共晶碳化物呈骨架状分布于晶界与枝晶间,晶内很少有二次碳化物析出。

炉管经长期高温运行本身就是一种时效过程,铸态的非平衡组织要向平衡组织转化,包括M7C3向M23C6的转化,奥氏体中析出二次碳化物和Ρ相等[9]。

现场观察了变形较严重及壁厚变化较大炉管
816南　京　航　空　航　天　大　学　学　报第37卷
的金相组织。

分别用10%草酸水溶液和10%KOH 水溶液电解浸蚀。

用草酸浸蚀主要是为了显示碳化物,用KOH 浸蚀可以显示Ρ相,呈淡黄色,碳化物无色(见图3)。

可以看出,运行了约46000h 的H P 40耐热钢炉管组织中骨架状共晶碳化物形态已消失,一次碳化物明显粗化、合并,呈条状或链状分布,晶内从奥氏体中析出的二次碳化物明显粗化,出现大颗粒状或棒状二次碳化物。

用KOH 浸蚀后可见到少量的块状Ρ相分布在枝晶间,并与枝晶间碳化物共存。

这与H P 系列合金的含镍量高及炉管表面温度较高Ρ相不易形成有关。

因为形成Ρ相的温度范围一般在600～900℃。

当温度高于900℃时Ρ相就要溶解[14],所以管子外壁的Ρ
相含量较少。

(a )　草酸浸蚀100×
(b )　KOH 浸蚀100×
图3　运行46000h 的H P 40炉管组织
3　炉管的剩余寿命估算
高温炉管的寿命评定一直是国内外科技工作者积极探索研究的问题,针对H K 40,H P 40材料,也有许多科技工作者用种种方法做过预测分析[15]。

下面依据现场检测结果并仿照类似条件下的试验数据,对运行约46000h 的H P 40耐热钢炉管的剩余寿命进行估算。

由于现场检测是非破坏性的,无法获得持久强度数据,只是根据炉管目前的金相组织变化情况与文[14]相似,所以参照文[14]持久强度试验结果,采用L 2M (拉逊2米勒)公式估算炉管的剩余寿命
P (Ρ)=T ×10-3
(C +lg t )
(8)
式中:P (Ρ)为应力的函数;T 为以热力学温度表示的试验温度(K );C 为常数(对于H P 40材料,C =15);t 为断裂时间(h )
Ρ=-131265P (Ρ)+31515
(9) 炉管在工作时的最大应力为
Ρm ax =
P (R r )2
-
1
[1+(R r )2
]
(10)
式中:P 为内压,取P =110M Pa ;R 为外径,R m in =7418mm ;r 为内径,r m ax =6214mm 。

代入式(10)得:Ρm ax =51578M Pa 。

T =950+273=1223K
则将结果代入式(8)得lg t =
Ρ-31515-131265
(T ×10-3)-15=411037
t =12698h 4　结 论
(1)炉管的危险点在距炉底面2178～4113m ,
正对中间火嘴的炉管位置,最高管壁温度约913℃。

(2)运行了46000h 的炉管组织中骨架状共晶碳化物形态已消失,一次碳化物和从奥氏体晶内析出的二次碳化物明显粗化,出现大颗粒状和棒状二次碳化物,且有少量块状Ρ相析出。

硬度明显下降,与以上组织的变化吻合。

(3)炉管壁厚明显减薄,其主要原因是高温氧化、碳化腐蚀。

(4)根据类似条件下材料的持久强度试验数据估算,若炉管最高使用温度为950℃,其剩余寿命为12698h 。

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