乙烯裂解炉管渗碳应力的计算
乙烯裂解炉炉管的焊接指导
乙烯裂解炉辐射段炉管的焊接前言中原石化总厂十万吨裂解炉，辐射段炉管所用材料为（Cr35Ni45+微合金），辐射段出口材料为20Cr32NiNb。
Cr35Ni45的合金系统较之以前的Cr25Ni35有了较大的发展，增加了Cr、Ni元素含量，相应提高了耐高温性能。
炉管采用离心浇铸的方法生产，其原始铸态表面为均匀分布有颗粒状凸起的“珍珠”表面，这种表面不仅有利于热交换，而且对抗氧化和抗燃气腐蚀有利。
管子的内表面有很薄一层疏松组织，炉管的基体组织相当致密，主要由沿半径方向分布的柱状晶组成，内部没有气孔、夹杂与缩孔等铸造缺陷。
管件（包括180º弯头、90º吊耳弯头、Y型管等）为静态浇铸法生产，合金成分不均匀，存在较大成分偏析，焊接时易产生裂纹。
1焊接性分析1.1化学成分分析炉管材料Cr35Ni45的化学成分见表1。
表1Cr35Ni45的化学成分化学成分 (%)C Si Mn P S Cr Ni Mo W Nb Cu Al0.4~ 0.6 1.2~1.8≤1.5≤0.03≤0.0330~3740~47≤0.5≤0.300.5~1.5≤0.25≤0.05为了深刻认识炉管中主要元素与微量元素的作用，查阅了一些文献，并对其在耐热铸钢中的作用进行了分析。
C：C与Cr、Mo、Ti、V、Nb等形成一次碳化物M7C3和NbC。
在高温时效过程中，基体中的过饱和固溶碳以细小弥散的M23C6析出，提高了钢的强度。
另外增加碳含量还能抑制б相析出。
但碳含量过高，二次碳化物大量析出，会降低合金的韧性、恶化焊接性。
因此Cr35Ni45合金含碳量不超过0.60%，但Si是促进б相析出元素，加入量过多，使焊接性恶化、降低持久强度。
裂解炉管硅含量一般控制在1.50%~2.00%。
Mn:它能改善焊接性能，但固熔强化促进б相析出，加入量过多能降低合金的抗氧化性能。
一般控制在1.5%以下。
Cr：它是合金中主要的固溶强化元素和碳化物形成元素。
cr35ni45钢高温长期服役过...
第36卷第8期2014年8月北京科技大学学报Journal of University of Science and Technology BeijingVol.36No.8Aug.2014Cr35Ni45钢高温长期服役过程的氧化与渗碳机理宋若康1),张麦仓1)✉,彭以超1),杜晨阳2),郑 磊1),姚志浩1),董建新1)1)北京科技大学材料科学与工程学院,北京100083 2)中国特种设备检测研究院,北京100013✉通信作者,E⁃mail:mczhang@摘 要 采用扫描电镜㊁电子探针和X 射线衍射等手段对不同服役时间(原始态㊁1.5a 和6a)Cr35Ni45乙烯裂解炉管内壁的氧化与渗碳机理进行了系统分析.结果表明:高温长时服役后炉管内壁出现了氧化层㊁碳化物贫化区和碳化物富集区三个区域,其氧化行为包括Cr 2O 3外氧化和SiO 2内氧化,且服役过程中外氧化膜发生反复破坏和重建;炉管服役过程的渗碳行为主要由内表面结焦引起,外氧化膜的反复破坏可以加重渗碳,但外氧化膜在破坏后能自动修复,所以服役态两个炉管的渗碳程度较轻;外氧化膜的反复破坏和重建使亚表层贫铬,导致形成碳化物的临界碳浓度增加,在内壁亚表层形成贫碳化物区,多余的碳原子在其内侧析出,形成碳化物富集区.关键词 耐热钢;氧化;渗碳;高温分类号 TG 142.73High temperature oxidation and carburizing mechanisms of Cr35Ni45heat⁃resistant steel under service conditionsSONG Ruo⁃kang 1),ZHANG Mai⁃cang 1)✉,PENG Yi⁃chao 1),DU Chen⁃yang 2),ZHENG Lei 1),YAO Zhi⁃hao 1),DONG Jian⁃xin 1)1)School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)China Special Equipment Inspection and Research Institute,Beijing 100013,China ✉Corresponding author,E⁃mail:mczhang@ABSTRACT The oxidation and carburizing mechanisms of Cr35Ni45type pyrolysis furnace tubes serviced for different time (as⁃cast,1.5a and 6a)were systematically investigated by scanning electron microscopy (SEM),electron probe and X⁃ray diffraction (XRD).Compared with original uniform microstructure distribution,there are three zones including an oxidation layer,a carbide depletion zone and a carbide⁃rich zone at the subsurface region of the Cr35Ni45tube inner wall after long time service.The oxidation behavior of the Cr35Ni45tubes at high temperature consists of the external oxidation of chromium and the internal oxidation of silicon,and the outer oxidation layer is greatly affected by repeated destruction and reformation in decoking.The carburizing behavior of the Cr35Ni45tubes mainly results from coking on the inner wall surface,and repeated destruction of the outer oxidation layer can aggravate this carburiza⁃tion.But due to auto⁃remediation of the outer oxidation layer,carburization of both the serviced tubes is at a lesser degree.Also,re⁃peated destruction and reformation of the outer oxidation layer cause the depletion of Cr,the increase in critical concentration of C in the subsurface of the inner wall and carbide participation at the below region,leading to the formation of a carbide depletion zone and a carbide⁃rich zone.KEY WORDS heat⁃resistant steel;oxidation;carburization;high temperature收稿日期:2013⁃⁃05⁃⁃14DOI:10.13374/j.issn1001⁃⁃053x.2014.08.009; 乙烯裂解炉是石化工业的重要装置,裂解炉炉管是乙烯裂解炉的核心部件.炉管的工作环境恶劣,工作温度高,炉管管壁处在管内烃类渗碳㊁管内外氧化硫化及高温环境下,同时又承受内压㊁自重㊁温差及开停车所引起的疲劳㊁热冲击等复杂的应力作用[1-4].乙烯裂解炉管常见的失效形式有渗碳开裂㊁弯曲㊁鼓胀㊁蠕变开裂㊁热疲劳开裂㊁热冲击开裂㊁氧化等形式,其中由于炉管内壁氧化和渗碳引起材北 京 科 技 大 学 学 报第36卷料失效的比例最大[5].由于裂解炉管的运行环境比较恶劣,要求炉管材料具有良好的抗高温渗碳㊁抗高温氧化以及高蠕变断裂强度等性能,炉管材料一般选用高铬㊁镍的合金.高含量的铬㊁镍保证了材料的耐蚀性,同时在炉管中还含有铌㊁硅等微量元素以提高材料的抗渗碳和抗高温蠕变性能[6-11].目前常用的炉管材料有Cr25Ni20㊁Cr25Ni35和Cr35Ni45,其中Cr35Ni45型炉管的使用温度最高,综合性能最好[12-13],但由于开发较晚,有关该类材料在服役条件下的系统研究较少.本文主要对使用不同年限的Cr35Ni45型炉管内壁的氧化和渗碳行为进行研究,旨在探讨高温服役过程中材料内壁氧化和渗碳机理.1 实验材料及方法实验材料为Cr35⁃⁃Ni45型辐射段炉管,实际服役温度在1000℃左右,服役时间分别为0㊁1.5和6 a.炉管采用离心铸造的方式制成,原始铸态炉管材料的化学成分为(质量分数):C0.5%;Nb1%;Cr 35.4%;Ni43.57%;Ti0.01%;Si1.6%;Fe 余量.从上述三个炉管上各切出的尺寸为10mm×15 mm×7mm的弧形小块,经60#~2000#砂纸依次打磨后,用PG⁃⁃1A金相试样抛光机机械抛光,最后用H3PO4+H2SO4+CrO3的电解侵蚀液在5V电压的条件下侵蚀5s,采用9XB⁃⁃PC光学显微镜㊁JSM⁃⁃6510A扫描电镜和电子探针分别观察管内壁组织形态特征以及其相的组成.刮下已使用1.5a炉管的内表面氧化层,利用日本理学(Rigaku)D/MAX⁃⁃RB 型衍射仪分析其相组分结构.2 实验结果图1为原始态及不同服役状态的炉管内壁组织.从图1(a)可以看出,未服役炉管的内壁平整光滑,基体上的共晶碳化物M23C6和NbC一直延伸至内边缘.服役过程中炉管处于高温氧化和渗碳的环境,服役1.5a后内壁发生了很大变化,如图1(b)所示,内壁分成了如图2所示的三个区域:内壁最外侧的氧化层区㊁中间的碳化物贫化区和紧靠其内的碳化物富集区.其中,氧化层分为内氧化层和外氧化层,X射线衍射(图3)和电子探针分析结果(表1)综合显示外氧化层是Cr2O3,内氧化层是SiO2.外层的Cr2O3呈连续膜状,对基体起到很好的保护作用;而SiO2呈树枝状分布,没有形成连续的膜.中间层为碳化物贫化区,由于基体中的铬原子扩散到内壁处与氧形成氧化膜,导致该区的铬含量降低及形成碳化物的临界碳浓度增高,该区的碳化物分解,且贫化区中出现了蠕变孔洞.贫化区内侧是碳化物富集区,该区域的二次碳化物颗粒数量比内部基体上的多,且晶界和枝晶间的碳化物比内部基体上的粗大.图1 炉管内壁的组织特征.(a)原态;(b)服役1.5年;(c)服役6年Fig.1 Microstructures of the Cr35Ni45tube inner wall:(a)as⁃casted;(b)serviced for1.5a;(c)serviced for6a表1 电子探针定点分析结果(原子分数)Table1 Result of EMPA%位置C Si Cr Ni Fe Nb O相10.880.0334.970.260.740.0863.04Cr2O3 20.1928.140.170.160.13071.21SiO2 30.080.0331.550.080.55067.71Cr2O3 40.4826.160.110.110.07073.07SiO2 图1(c)为服役6a后炉管内壁的组织形貌.可以看出,与服役1.5a类似,炉管内壁处存在如图2所示的三个区域.但是,内壁旧的外氧化层Cr2O3部分剥落,新的氧化层薄膜刚刚形成,剥落可能由清焦过程或开停车时的热冲击造成,氧化层的破坏不仅会加速基体氧化,还会加重基体渗碳.从图4所示元素分布可知(此处氧化膜还未剥落),在氧化膜内裂纹处的碳含量明显较高,这主要由渗碳引起.此外,Cr㊁Ni㊁Si和O元素的分布也十分不均匀,这主要由Cr2O3和SiO2氧化物的存在导致,它们与Cr2O3和SiO2氧化物的分布规律一致.对比图1(b)和(c),服役6a后贫化区的宽度增大,与服役1.5a的炉管相似,它的基体贫化区和碳化物富集区也出现了一些蠕变孔洞,且在长时间高温服役中,碳㊃6401㊃第8期宋若康等:Cr35Ni45钢高温长期服役过程的氧化与渗碳机理图2 内壁分区示意图Fig.2 Schematic diagram of the oxidation distribution of the tube in⁃ner wall图3 氧化膜的X 射线衍射谱Fig.3 XRD pattern of the oxide layer化物富集区的细小碳化物颗粒已经合并长大.图4 服役6a 炉管内壁区域元素分布Fig.4 Elemental distribution of the tube inner wall serviced for 6a3 分析讨论3.1 不同服役时间炉管内壁的氧化机理炉管服役过程中,内壁处于高温氧化和渗碳环境,它内部的合金元素会与氧结合形成氧化物.根据Wagner 理论[14-17],对于任一合金元素B,它形成连续外氧化膜BO b 的临界浓度N *B 可表示为N *B (=πg *2b NS 0D o V mD B V )ox12.式中,g *是氧化物的临界体积分数,N S 0是氧在合金表面的浓度,D o 是氧在合金中的扩散系数,D B 是B元素在合金中的扩散系数,V m 和V ox 分别是合金与氧化物的摩尔体积.可以看出,氧化时合金元素要有足够的浓度才能形成连续完整的氧化膜,且氧分压越大,形成连续外氧化膜的临界浓度N *B 越高.合金基体元素中硅与氧的亲合力最强,其次是铬㊁铁和镍.管材刚开始服役时,其内表面的硅㊁铬㊁铁和镍氧化物都开始形核,形成不同的氧化物颗粒,但由于硅的含量和热力学活度较低,低于形成单一SiO 2氧化膜的临界浓度,生长速度慢,氧化后的SiO 2颗粒不能横向生长至彼此相互连接起来,难以单独在内壁最外侧形成氧化层,最终被快速生长的Cr 2O 3氧化层覆盖.铁和镍与氧的亲和力较弱,在随后过程中铁镍的氧化物会被铬还原,因此最外侧的氧化层是由铬形成的.尽管铬与氧的亲和力比硅低,但其含量及活度比硅高,高于形成单一氧化膜的临界浓度,在最外侧形成完整的氧化层,对基体起到了很好的保护作用,抑制了氧原子和碳原子向合金基体内部扩散,使合金的氧化和渗碳速度大幅下降.在随后的氧化过程中,炉管内氧原子主要通过氧化膜中贯通式裂纹或氧化膜中晶界和缺陷向合金内部扩散,铬原子通过氧化膜缺陷向外扩散,但由于铬在Cr 2O 3氧化膜中的扩散系数很小,所以铬与氧的反应主要在氧化膜和金属的界面上进行,部分在Cr 2O 3氧化膜内反应,导致Cr 2O 3氧化膜增厚.㊃7401㊃北 京 科 技 大 学 学 报第36卷根据材料学基本理论,合金中各元素的氧化与形成氧化物过程的动力学和热力学因素有关.Cr 2O 3和SiO 2的生成吉布斯自由能分别可表示为:ΔG Cr 2O 3=ΔG ⊖Cr 2O 3-RT ln P O 2,ΔG SiO 2=ΔG ⊖SiO 2-RT ln P O 2.式中,ΔG⊖Cr 2O 3和ΔG⊖SiO 2分别是Cr 2O 3和SiO 2的标准生成吉布斯自由能,P O 2为氧分压.其中两式中的RT ln P O 2分别表示形成Cr 2O 3和SiO 2所需的氧分压条件.根据Ellingham 氧势图可知,ΔG⊖Cr 2O 3>ΔG⊖SiO 2,同一氧分压下,SiO 2的生成吉布斯自由能更低.随着氧化膜不断增厚,硅原子在氧化铬层中的溶解度降低,硅在奥氏体基体中的含量不断增加,而铬含量则逐渐降低,且氧原子扩散至基体内部时氧的分压逐渐降低,最终导致ΔG Cr 2O 3=0,而此时ΔG SiO 2<0,硅发生内氧化.一般而言,铬和硅的竞争性氧化分两种情况:(1)在氧化膜较薄时,氧扩散至界面时仍具有较高的氧分压使ΔG Cr 2O 3<0,且铬具有足够的浓度形成单一氧化膜,这时仍发生铬的氧化,导致氧化膜的增厚;(2)随着氧化膜的增厚,氧向内扩散越来越困难,氧分压逐渐降低以致ΔG Cr 2O 3=0,导致Cr 2O 3氧化膜不再生长,硅发生氧化,SiO 2在紧贴Cr 2O 3层下面的位置形成,然后随着氧扩散的方向沿晶界呈树枝状形态生长.结合图1(b)和(c)还可以看出,炉管在服役过程中内壁外层的Cr 2O 3氧化膜会逐渐发生破坏出现裂纹,甚至部分剥落.Cr 2O 3外氧化膜的破坏主要有以下几个原因造成:(1)实际生产中常常通入水蒸气清焦,周期性清焦会引起热疲劳现象,容易导致外氧化层的破坏;(2)根据龚春欢[18]和刘丰军[19]提出的氧化膜破坏机理及剥落机制,工业生产中开停车产生的热冲击会使炉管内产生很大的冲击热应力,而且形成的氧化膜与基体膨胀系数不匹配,易产生热应力,当这些应力超过氧化膜的强度极限或氧化膜与基体的结合强度时会导致氧化膜的破坏;(3)元素Cr 的PBR (氧化物与金属的体积比)值为2.02,远大于1,它发生氧化后会产生体积膨胀,致使合金的基体承受拉应力,而氧化膜承受压应力,当氧化膜厚度到达一定尺寸时,内应力超过氧化膜的强度极限或氧化膜与基体的结合强度就会导致氧化膜出现裂纹甚至剥落;(4)Cr 2O 3在高温(980℃以上)下不稳定,易与O 2反应生成挥发性CrO 3,炉管使用过程中由于结焦的原因容易导致材料部分区域超温,使Cr 2O 3氧化膜发生反应生成易挥发的CrO 3,发生破坏.图5为服役1.5a 炉管外氧化层的破落方式.可以看出,Cr 2O 3氧化膜自身结合强度较高,裂纹先从界面处形成,最终扩展至膜内,导致剥落,这与Almeida 提出的氧化膜破裂方式一致[20-21].氧化层的剥落使得该层Cr 2O 3氧化膜失去了对合金的保护作用,合金基体直接暴露在氧化和渗碳环境中,加速了材料的氧化和渗碳.在此后的服役过程中,新的氧化层又形成,而后又以同样的方式在从氧化层/基体处剥落,如此反复循环.图5 炉管裂纹扩展路径Fig.5 Crack propagation path of the tube不同服役时段炉管内表层氧化膜的生长和破坏循环过程可用图6示意性描述:(a)Cr 2O 3和SiO 2两种氧化物形核后首先垂直于金属基体生长,然后Cr 2O 3颗粒会横向彼此相连[21-22];(b)刚开始形成的Cr 2O 3氧化膜相对较薄,在应力作用下,氧化膜有一定的变形,而SiO 2已被覆盖;(c)Cr 2O 3氧化膜自身结合强度较高,裂纹首先在氧化膜/合金界面处形核,随着氧化的进行,裂纹不断扩展,当裂纹穿透氧化层时,氧化层从氧化层/基体界面处剥落.裂纹存在为氧化气氛扩散提供了快速的通道,内层的SiO 2颗粒长大并沿晶界扩展;(d)Cr 2O 3氧化层的剥落使得该层氧化膜基本失去了对合金的保护作用,在此后的氧化过程中,新的Cr 2O 3氧化层又形成,SiO 2则不断以树枝态沿晶界生长;(e)随着新形成的氧化层不断增厚,裂纹在合金/氧化膜界面形核;(f)Cr 2O 3氧化膜再次剥落,新的氧化层又形成,如此反复循环.值得注意的是,在外层Cr 2O 3膜剥落的同时,由于内氧化的SiO 2与基体结合强度较高,且大多沿晶界生长,不易剥落,所以只发生了部分脱落,随着氧原子沿晶界的扩散,树枝状的SiO 2继续向材料内部延伸,内氧化深度不断增加.3.2 不同服役时间炉管内壁与渗碳分区的形成高温长时服役中炉管的渗碳过程比较复杂,通㊃8401㊃第8期宋若康等:Cr35Ni45钢高温长期服役过程的氧化与渗碳机理图6 氧化膜形成和破坏过程Fig.6 Formation and failure process of oxide scales常认为它与氧化过程交互进行.对于炉管内壁的渗碳机制,目前尚存争议,主要有两种机制[23]:(1)炉管内表面结焦是造成内壁渗碳的主要原因,丝状催化结焦的沉积促进炉管内壁组织弱化,而非催化气相焦炭的沉积在一定程度上延缓了材料的弱化;(2)Bennett 和Price 提出了裂缝腐蚀机制,认为裂解气体通过炉管内壁氧化层中空洞和裂缝向合金内部扩散,由于晶间氧化(形成SiO 2)消耗了裂解气中的氧化气氛,只剩下碳氢气,在基体金属的催化作用下,这些碳氢气分解成活性碳,扩散进入合金内部,以碳化物形式析出,产生内部渗碳区,但此机制很难解释炉管贫碳化物区深度远远超过晶间氧化物区前沿的现象.对于Cr35Ni45钢,从图1(b)和(c)中可以看出,贫化区的宽度远远超过晶间氧化物SiO 2的延伸宽度,可以认为炉管内壁的渗碳主要由其内表面结焦引起,表面结焦层作为渗碳介质,活性碳原子通过氧化层和贫化区于碳化物富集区形成碳化物,形成内部渗碳,导致材料组织弱化.从图4看出,碳原子在氧化膜开裂处的浓度比周围高,渗碳只是在氧化膜破坏时才较明显.根据Ling 和Petkovie⁃Luton 等[24-25]的研究,当基体中铬的质量分数大于10%时,剥落后的保护性Cr 2O 3氧化膜就能重新形成,波谱定点测量显示,三个炉管亚表层铬质量分数分别是28%㊁25%和19%,可见氧化膜破坏后仍能自动修复,且对照Ling 和Petkovie⁃Luton 等对该类材料组织弱化所分的五个阶段,服役态的两个炉管应处于第二㊁三阶段,在此阶段内材料基体含有足够高的铬,保护性氧化膜破坏后能自动修复,所以两个炉管的渗碳程度都很低.根据Zhu 等[26]研究,当合金中碳含量超过固溶极限时,多余的碳原子会与合金元素结合,以碳化物形式析出,设析出碳化物类型为M n C m ,则形成碳化物的临界碳浓度C max 可用下式表示:C max =[e -ΔGΘ/RT]-1/m [γC ]-1[γM ]-n /m [C M ]-n /m .式中,ΔG ⚪是碳化物标准形成吉布斯自由能,γC 和γM 分别为碳及合金元素的活度系数,C M 为碳化物形成元素的浓度.对于本研究中主要的碳化物Cr 23C 6来说,Cr 的浓度越高,形成碳化物所需的临界碳浓度C max 越小,反之亦然.内壁贫化区与碳化物富集区的形成与外氧化膜的反复破坏和重建有密切联系,首先外氧化膜的反复破坏和重建使合金内壁次表层的Cr 浓度比基体低,而Cr 在基体中的扩散速率较小,短时间内难以通过合金内部的Cr 扩散予以补充,从而使得形成Cr 的浓度以及形成碳化物的临界碳浓度C max 从炉管的次表层到心部呈梯度分布.随着Cr 的不断消耗,C max 不断增大,导致此区域内富Cr 的碳化物M 23C 6不稳定而发生分解,在合金的亚表层出现了一个碳化物的贫化区.同时,碳化物的分解导致固溶在贫化区内的碳浓度提高,使贫化区与合金内部形成碳浓度梯度,碳原子向内部扩散.由于贫碳化物区的C max 较高,通过氧化层缺陷和晶间氧化通道扩散进入合金基体的活性碳原子以及由碳化物分解而排出的碳在扩散通过该区时并不形成碳化物,而是继续扩散向内扩散到C max 较小区域,在炉管贫化区内侧与合金元素结合形成碳化物,形成碳化物富集区.从图7可以看㊃9401㊃北 京 科 技 大 学 学 报第36卷出,服役1.5a 炉管的碳化物富集区与心部基体相比二次碳化物数量明显比心部基体多,且一次碳化物更粗大.随着服役时间的延长,贫化区越来越宽,碳化物富集区前沿也向内部推进.图7 服役1.5a 炉管碳化物富集区Fig.7 Carbide⁃rich zone of the tube serviced for 1.5a从图1(b)和(c)中可以看出,在两个服役炉管的碳化物贫化区中出现了一些孔洞,这主要由以下几点因素造成:(1)炉管内壁上氧化膜的形成,致使合金基体受到氧化膜对它的拉应力作用,容易在贫化区晶界处产生孔洞;(2)服役炉管存在氧化层㊁贫化区㊁碳化物富集层以及心部基体四个区域,这四个区域分别具有不同的组织形态,具有不同的热膨胀系数和力学性质,所以当合金服役过程中受到热应力作用,发生变形时,各区域的变形不协调,相互阻碍,应力不能有效释放;(3)炉管服役过程中受到蠕变应力的作用,炉管的碳化物贫化区中没有析出相,蠕变抗力较低,因此会在碳化物贫化区中优先出现蠕变孔洞.4 结论(1)Cr35Ni45炉管在高温服役过程中其内壁出现了氧化层㊁碳化物贫化区和碳化物富集区三个区域,其氧化行为包括Cr 的外氧化和Si 的内氧化,且服役过程中外氧化膜发生反复破坏和重建.(2)炉管内壁出现的渗碳行为主要由内表面结焦引起,外氧化膜的反复破坏加剧了渗碳过程,但基体含铬量较高,保护性氧化膜在破坏后能重建,故两个服役条件下的炉管渗碳程度较小.(3)炉管内壁外氧化膜的反复破坏和重建使亚表层贫铬,导致形成碳化物的临界碳浓度增加,该区碳化物分解,形成贫碳化物区,分解后多余的碳原子和由渗碳进入基体的碳原子在贫化区内侧以碳化物的形式析出,形成碳化物富集区.参 考 文 献[1] Kaya A A,Krauklis P,Young D J.Microstructure of HK40alloyafter high temperature service in oxidizing /carburizing environ⁃ment.Mater Charact ,2002,49:23[2] Khodamorad S H,Rezaie H,Sadeghipour A,et 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乙烯裂解炉管的结焦机理及其防护措施
乙烯裂解炉管的结焦机理及其防护措施乙烯裂解炉管是乙烯生产过程中的关键设备之一。
由于裂解反应的高温高压条件，炉管容易发生结焦现象，严重影响乙烯生产的正常运行。
研究乙烯裂解炉管的结焦机理以及采取相应的防护措施对于保障乙烯生产的安全和稳定具有重要意义。
乙烯裂解炉管的结焦机理主要包括以下几个方面：1. 碳氢基团转移：在高温下，乙烯在管内发生裂解反应，生成一系列碳氢化合物。
这些化合物在管壁上发生反应，并逐渐形成碳沉积物。
这一过程被称为碳氢基团转移。
2. 聚合反应：管内高温环境下，乙烯分子容易聚合为高分子聚乙烯。
聚合反应也会导致碳沉积物的形成。
3. 热解反应：乙烯在高温环境下会发生热解反应，分解为低碳烷烃和烯烃。
这些烃类物质会在管内发生反应，并生成碳沉积物。
乙烯裂解炉管结焦会导致以下问题：1. 阻塞：碳沉积物会在管壁上逐渐积聚，最终导致炉管阻塞，影响乙烯的正常流动。
2. 传热不良：结焦会导致管壁的热传导性能降低，热能难以有效地传递给乙烯，影响乙烯的加热效果。
3. 强度下降：碳沉积物的形成会使得炉管的机械强度下降，增加炉管开裂的风险。
为了防止乙烯裂解炉管的结焦问题，需要采取下列防护措施：1. 优化炉管设计：通过采用合适的炉管材料和结构设计，提高炉管的抗结焦能力，降低结焦速率。
可以采用抗高温、抗腐蚀的合金钢材料作为炉管材料。
2. 热交换器设计：在裂解炉和炉管之间设置热交换器，通过冷却介质冷却裂解气体，降低气体温度。
这样可以减缓结焦速率，延长炉管的使用寿命。
3. 定期清洗：定期使用清洗剂对炉管进行清洗，去除管壁上的碳沉积物，防止结焦问题的产生。
清洗时要注意避免对炉管产生损害。
4. 添加抗结焦剂：向裂解气体中添加抗结焦剂，改变反应体系的物理化学性质，降低结焦速率。
常用的抗结焦剂有矿物质和有机酸类物质等。
5. 控制操作条件：控制好反应温度、压力等操作条件，避免过高的温度或压力对炉管造成结焦的影响。
了解乙烯裂解炉管的结焦机理以及采取相应的防护措施对于保障乙烯生产的安全和稳定非常重要。
乙烯裂解炉管的结焦机理及其防护措施
乙烯裂解炉管的结焦机理及其防护措施
乙烯裂解炉管的结焦机理是指在乙烯裂解过程中，管道内部会产生一定的焦炭积聚。
这主要是由于乙烯裂解炉中存在高温、高压和多种复杂的化学反应，导致一些杂质和不稳定的组分随着热解过程分解成碳的形式，然后在管道内部堆积形成焦炭。
焦炭的堆积会导致管道断面变小，降低流体的流动性能，从而影响乙烯的裂解反应效率。
为了防止乙烯裂解炉管的结焦问题，需要采取一系列的防护措施。
要对原料进行预处理，包括脱水、脱硫等，以减少管道内的杂质含量。
需要优化乙烯裂解的操作条件，如控制裂解温度、压力和物料停留时间等，以减少焦炭的生成。
还可以使用一些添加剂来抑制焦炭的生成和积聚，例如添加金属离子、表面活性剂等。
定期清理管道内部的焦炭也是防护措施之一。
清理可以通过机械、水压、蒸汽等方法进行，将管道内的焦炭清除掉，以保持管道的畅通。
还可以进行管道的维修和更换，特别是在结焦严重的部位，及时予以处理以避免管道的损坏和事故的发生。
乙烯裂解炉管的结焦问题是乙烯生产中需要重视和解决的问题。
通过预处理原料、优化操作条件、使用添加剂、定期清理管道和维修更换等防护措施，可以有效地控制乙烯裂解炉管的结焦问题，提高乙烯裂解的生产效率和安全性。
裂解炉炉管弯曲及断裂原因分析
事故分析裂解炉炉管弯曲及断裂原因分析张兆文(中原石油化工有限责任公司,河南濮阳 457000)摘 要:分析计算了裂解炉炉管受力情况,指出裂解炉自身结构的相互约束力和炉管渗碳是导致炉管弯曲、断裂的主要原因,并提出了相应的措施。
关键词:裂解炉炉管;弯曲;断裂;渗碳中图分类号:T Q052.6 文献标识码:B 文章编号:1003-3467(2002)11-0047-021 前言乙烯装置共有5台SRT-Ⅳ型裂解炉,每台裂解炉有四组对流段及一个辐射段。
对流段的炉管是水平排列的,辐射段由两排垂直耐火炉壁及四组垂直辐射炉管组成,每组炉管设计成两程,第一程有16根细炉管,第二程有2根粗炉管,这两根粗炉管最终汇合进入废热锅炉,裂解炉炉管材质为HP-40系列。
5台裂解炉运行6年以来,基本稳定,只是粗炉管普遍产生弯曲。
2002年2月27日凌晨3:00,裂解炉BA-102清焦后,在升温的过程中(约600℃),操作人员发现第Ⅰ组第18根炉管(Φ135×7.5)在第三层断裂,其裂纹由里向外扩展。
2 原因分析裂解炉炉管在工作中主要受到三个应力的作用:①内压产生的应力;②自重及结构相互约束引起的内应力;③由于炉管渗碳,渗碳层与非渗碳层之间因比容、热膨胀系数变化引起的内应力。
在高温条件下,这三个应力都有可能引起炉管弯曲、断裂。
下面就从这三个方面来分析、查找炉管弯曲、断裂的主要原因,以便及时采取相应的措施,最大限度地减少炉管弯曲、断裂。
2.1 内压应力炉管只受内压而无外压,在正常操作条件下,内压p只有0.07MPa。
在不正常情况下,内压p能达到0.5MPa,此时管内任意一点(半径为r)的应力[1]为(如图1所示):σr =pa2b2-a2(1-b2r2)图1 内压引起的炉管应力分布图 σθ=pa2b2-a2(1+b2r2)其中:σr,径向应力;σθ,周向应力。
经计算,σθmax-σrmax=3.76MPa。
此值远小于HP-40材料在1000℃时的强度极限140MPa[1]。
乙烯裂解炉炉管渗碳过程数值模拟
等 ０ ＋ Ｋ ｒ ｏ ｙ ＋ ｇ ‘ ＝ ０
（ １ ）
其中 口 。 表示单位体产生的热量 ， 单位体高度为 １ ．
１ ８ ７
Ｅｑ ｕ ｉ ｐ ｍｅ ｎ ｔ Ｍａ ｎ ｕ ｆ ａ ｃ ｔ ｕ ｒ ｉ ｎ ｇ Ｔ ｅ ｃ ｈ ｎ ｏ ｌ ｏ ｇ ｙ Ｎ ｏ ． ０ ２， ２ ０ １ ７
ｙ 一 Ｓ ＝ ． ｘ
，
此 处通 过 有 限元 软件 模 拟 研 究 乙 烯 裂解 炉 管 的 扩 散 系数 Ｄ，改变 扩 散 系数 的值 ，观察 ａ ｂ线 均 布 的 ５ １ 个 点 的碳 浓度 ， 于 实 际测 得 的含 碳量 进 行 比对 ， 选
Ｚ ｌ ７
择与其相近的值作为结果 。图 ４为假设 乙烯裂解 炉 对热扩散方程（ １ ） 使用 Ｇ ａ ｌ ｅ ｒ ｋ ｉ ｎ 法并写成紧凑 的 管在扩散系数 Ｄ为 １ ． ０ Ｘ １ ０ ｍ ｍ ２ ／ ｓ 时沿 ａ ｂ 线（ 图３ 矩 阵形 式 所示 ） 上 的含碳量分布曲线 。
令 Ｃ １ ＝Ｋ ｘ 、 Ｃ ２ ＝Ｋ ｙ 、 Ｃ ３ ＝ｑ 。 得：
（ ４ ）
图 ３ 炉管 １ ／ ２ ０形状 图
Ｃ ・ 吾） ＋ Ｃ ２ 等）
＋Ｉ ． ［ Ｊ ｓ 】 Ｃ ３ ｄ Ａ＝ ０ （ ５ ）
对于其他类似问题 ，只需要微分方程形式类似 即可使用（ ５ ） 进行计算 。 由热传导方程与扩散方程 的相似性可知 ，对非 稳态质量扩散方程的求解可 以采用瞬态热传导方程 图 ４ 扩 散 系数 为 １ ． ０ Ｘ １ ０ ｍｍ２ ／ ｓ时炉 管 的求 解 方 法 。本 文 采 用 的是 有 限 元热 分 析 的 方 法进 渗碳不 同时间后 的含碳 ■分布 曲线 行 质 量 扩 散方 程 的数 值模 拟 计 算 。 热传 导 计 算 物 理 ３ ． １ 各 点渗 碳情 况 的模 拟 量与质量扩散计算物理量的单位量纲对照见表 １ ． 由图 ４可知炉管渗碳此为例 ， 节
乙烯裂解炉管的结焦机理及其防护措施
乙烯裂解炉管的结焦机理及其防护措施乙烯裂解炉是石油化工行业中常用的生产设备。
乙烯裂解炉管的结焦是炉管寿命损失和生产停工的重要原因之一。
本文将探讨乙烯裂解炉管结焦的机理及防护措施。
一、结焦机理乙烯裂解炉管结焦是由于炉管内部高温环境下，炉垢物质被不断加热、分解、聚合，生成一定分子量和分子结构的聚合物和碳化物，最终在炉管内部形成晶状/玻璃状碳化物物质沉积。
其主要机理有以下几个方面：1. 热分解：乙烯裂解炉中，乙烯等烷烃经过高温条件下的热分解，生成大量的碳质物质，附着在炉管壁上。
2. 热解：烷基物质在高温下发生热解反应，生成粘性物质，沉积于炉管内部表面。
3. 烧结：炉内高温环境导致烧结现象，使得沉积物表面的碳质物质发生烧结，继而形成结焦区域。
4. 脱碳：在加热和冷却过程中，炉内的碳质物质发生瞬间的脱碳，导致炉垢物质温差过大，使炉垢物质易于破裂和脱落。
二、防护措施为了延长乙烯裂解炉管的使用寿命，必须采取有效的防护措施，防止炉管结焦。
以下几点是防护措施的建议：1. 提高温度：在保证炉管安全运行的情况下，提高乙烯裂解炉的运行温度，可以有效减少炉管结焦的风险，因为较高的温度可以减少炉垢物质沉积。
2. 加强炉管内部清洁：炉管内部的清洁只有在炉管停机时才能进行。
清除沉积物质可以减少结焦风险。
3. 添加防结焦剂：在乙烯裂解炉中加入防结焦剂，可以有效地抑制炉垢物质的生成和沉积。
4. 优化操作：炉内操作过程的优化有助于减少乙烯裂解炉管结焦的风险。
例如缩短炉管的使用时间，可以有效减少炉垢沉积。
5. 更换炉垢物质：每次停机检修都应该清除炉垢。
而在下一次启动后，在炉内添加新的催化剂和炉垢物质。
总之，乙烯裂解炉管结焦是一个让石油化工行业非常头痛的问题。
但是要做到严格的质量控制和生产管理，以确保乙烯裂解炉管的寿命和安全。
我国乙烯裂解炉辐射炉管的使用状况
损伤 状况 ， 期 间很少 有 意外失 效 的情况 发生 ， 因此 相 比较 而 言 ， 我 国 乙烯 裂 解 炉 管 使 用 寿 命 偏 短 。 因此 ， 为 了加强 对 炉管制 造质 量 的管理 ， 进一 步提 高炉 管 的使用 寿命 ， 中 国石 化 在 合 肥 通 用 机 械研 究 院成 立 了 “ 中 国石 化炉 管 质 量检 测 检 验 与评 估
我 国乙烯 裂解炉辐射 炉管的使 用状况
郑显 伟 （ 中 国石 油 化工 股份 有 限公 司 ， 北京 １ ０ ０ ７ ２ ８ ）
摘 要： 通过 对 中国石 化 ｌ ０家 乙烯企 业 开展 乙烯 裂解 炉管使 用 情况调 研 ， 归纳 出我 国乙烯裂 解炉 管 的主 要失 效模 式和 失 效机理 。 经调 研 可知 ， 导致 我 国 乙烯裂解 炉 管失效 的主要原 因是蠕 变和 渗碳 ， 炉 管 失效是 由炉 型结构 、 裂 解原 料 、 炉管、 炉管焊 接件 与静 态 浇铸件 质量 、 生产 运行 中的 问题 以及 安 装 等 多种 因素导致 的。本调 研 凸 显 出我 国 乙烯 裂解 炉管使 用 寿命 短 的严 峻 问题 。 关键词： 乙烯 裂 解 炉 ； 炉管； 失效 ； 使 用状 况
Ｋｅ ｙ ｗｏ ｒ ｄｓ： ｅ ｔ ｈ ｙ ｌ ｅ ｎ ｅ ｐ ｙ ｒ ｏ ｌ ｙ ｓ ｉ ｓ ｆ ｕ ｎａ ｒ ｃ ｅ； ｆ ｕ ｎａ ｒ ｃ ｅ ｔ ｕｂ ｅ ｓ ； ｆ ａ ｉ ｌ ｕ ｒ ｅ； ｓ ｔ ａ ｔ ｕ ｓ ｏ ｆ ｕ ｓ ｉ ｎ ｇ
应为 １ ０ ｈ（ １ １ ． ４ ａ ） 。２ ０ ０ ８年起 ， 中国石 化 发 现
ｆ ａ ｉ ｌ ｕ ｒ ｅ ｏ ｆ ｅ ｔ ｈ ｙ ｌ ｅ ｎ ｅ ｐ ｙ ｒ ｏ ｌ ｙ ｓ ｉ ｓ ｆ ｕ ｎａ ｒ ｃ ｅ ｔ ｕ ｂ ｅ ｓ ａ ｎ ｄ ｓ ｈ ｏ ｒ ｔ ｓ ｅ ｒ ｖ ｉ ｃ ｅ ｌ ｉ ｆ ｅ ｗ ｅ ｒ ｅ ｐ ｒ ｅ ｓ ｅ ｎ ｔ ｅ ｄ ．
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即： （1 ） 温度场应该是定常无热源的； （2 ） 温度沿炉管壁厚、 周
叟
叟
（8 ）
3.4 计算过程及结果
由均质假定， 则为常数值， 从而求得温度场控制微分方程： 坠t =δ荦2t+ γ （9 ） 坠t′ C0 ρ 其中， δ＝ K C0 ρ 温度场定常、 无热源， 得到 Laplace 方程： 荦2t=0 所以， 求解炉管内温度场变为求解下列方程： 荦2t=0 tr =a=tn t|r=a =ta tr =b=tb t|r=b =tb 式中： a、 b—炉管内、 外径； ta、 tb—炉管内、 外表面温度。 求解方程 （1 ） d μ dt =0 dr rdr （10 ）
3.3 热弹基本方程
运动方程： σij +Fi = ρμi 几何方程： εij = 1 （Ui， ） j +Uj， i 2 热弹性本构关系： σij ＝ （λεkk - βt ） σij +2λεij （4 ） （5 ）
3 炉管内热应力公式的导出及计算
3.1 热应力的分析
热应力不仅使炉管的工作应力提高， 而且温度的变化还会引 起炉管材料力学性质的改变， 如晶界产生碳络合物和晶间应力腐 蚀等， 当温度和应力达到一定程度后， 还可能发生蠕变现象， 导致 弯曲断裂。 本文忽略温度对材料力学 炉管的蠕胀， 甚至蠕变断裂、 性质的影响。所求的是由于炉管内温差引起的应力， 分析该应力 对炉管造成的影响。 对炉管而言， 并不是任何温度变化都会引起热应力， 只有当 温度的变化引起的热变形不满足变形协调条件或受到外加约束 的限制时， 才会产生热应力， 要使炉管内不产生热应力， 其必要条 件是： 坠2t （X -x， y， z ） i 2 坠Xi 向及长度方向均呈线性规律分布。 对于条件 （1 ） ， 在炉子升、 降温时， 温度场随时间而发生改变， 是非定常的。 但当炉膛温度一定， 烧嘴火焰调整均匀， 且燃料气波 动的影响可忽略时， 则成为定常温度场炉管内无热源存在， 炉膛 热量的传递主要靠辐射方式进行， 因此炉 温度定常达 1000℃时， 子运行平衡时， 满足条件 （1 ） ， 因而不会产生热应力。 对于条件 （2 ） 要使温度在炉管内呈线性分布， 则热变形应充 分均匀， 且不受任何外加约束， 同时材质要均匀， 但这并不容易保 证。 炉管内的结焦、 导向管移动受阻、 弹簧吊架等调整系统的限制 以及炉管的弯曲变形、 温度梯度的影响， 还有烧嘴的布置， 不可能 使炉管管壁温度分布均匀，这都破坏了温度在炉管内的线性分 布， 因而不可避免地产生热应力。 （3 ）
2 扩散模型
由于 HK40 （0.4%C-25%Cr-20%Ni ） 和 HP40 （0.5%C-25%Cr35%Ni ） 钢的铬含量很高， 奥氏体中碳的溶解度很低， 渗碳时渗 先析出 层中有碳化物析出， 属反应扩散范畴。低含碳量情况下， M23C（ ） 型碳化物， 随着碳浓度增加， M23C6 逐渐转化 M7C3 6 Cr16Fe7C6 （Cr3.5Fe3.5C3 ） 型碳化物， 全部转化完毕后直接析出 M7C3 型碳化物。 由文献[1]的扩散模型可得： C （x， t′ ） =C0+ （Cg-C0 ） x x βx+β t + β 姨 t′ 姨 erfc 姨 -exp 姨 erfc 姨 姨 姨 姨（1） 姨 D 2 姨Dt′ 2 姨Dt′ 姨D
ssssssssssssssssssssssssssssssssssssssssssssssssssssssssss
起的损伤程度大小， 目前尚无令人满意的理论计算公式。 针对此问题， 将给出渗碳应力的推导过程及其计 算公式， 同时建立蠕变应力场的计算模型。 关键词： 乙烯裂解炉管； 渗碳应力； 蠕变应力 【Abstract】All kinds of the degradations， such as the cracks， the erosions， the desquamations and the fatigues of cracking furnace， are related to the carburization of furnace tube. However， as for the measure of degradations caused by carburization， people can’ t obtain the satisfied calculation formulas so far. Accord－ and the calculation model of the creep stress field is set. Key words： Ethylene cracking tube； Carburization stress； Creep stress 中图分类号： TH12 文献标识码： A
图 6 三维实体图
4 朱心雄. 自由曲线曲面造型技术 ［ M］ . 北京： 科学出版社， 2003
第6期
李乐新等： 乙烯裂解炉管渗碳应力的计算
以及导向管白由移动时， 炉管本身呈白由悬挂状态。
43
式中： β —气-固界面反应的传递系数； C0 —试样原始浓度； Cg —按 气相碳势计算的碳浓度； D —碳在奥氏体中的扩散系数。 渗碳使材料的物理性能和力学性能发生变化， 严重影响裂解 炉管的使用， 渗碳使体积膨胀， 密度减小。 考虑到渗碳膨胀与热膨 胀相似， 体渗碳膨胀系数为： αvc= △V △C （2 ） Vi 式中： αvc —体渗碳膨胀系数； △C —碳质量分数差； △V —体积比容 变化量； Vi —变化前的体积比容。 渗碳引起材料的组织和成分变化主要表现在以下几个方面： （1 ） 材料硬度提高， 塑性明显下降， 导致材料焊接性能和抗疲 劳能力降低； （2 ） 碳原子渗入形成大量铬的碳化物， 使基体铬含量下降， 导 致材料抗高温氧化的能力降低； （3 ） 材料渗碳后体积膨胀并且渗层与非渗层的热膨胀系数不 同， 因此在炉管运行和升降温过程中产生较大的附加应力， 导致 管壁开裂。
Calculation of the carburization stress of the ethylene cracking furnace tubes
LI Le-xin1， MAO Fu-rong2 （1 School of Equipment Engineering Shenyang Ligong University， Shenyang 110168， China ）
机械设计与制造
（12 ） 轴线 r 处的碳含量， ％。
No.6 Jun.2009
性模量， MPa； αc —材料的渗碳线膨胀系数， 10-3％； C （r ）—距
最后求得炉管内温度场方程： （a/r ） （b/r ） + t ln t=tn ln （13 ） a ln （b/a ） ln （a/b ） 求出温度场方程后， 进一步可求出由此温度场引起的热应力。 求解前面的几何方程， 热弹性本构方程， 可得到炉管内的平 面热应力分量：
4.2 后续处理
该内饰件为塑料件， 有较大变形， 要对已变形的曲面进行重 新设计， 根据客户要求对实体进行再续构造， 最后对三维实体的 细节部分进行优化。最终生成实体， 如图 6 所示。
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ssssssssssssssssssss
（2 Shenyang Aeroengine Research Institute， Shenyang 110015， China ） 【摘 要】研究表明， 裂解炉的开裂腐蚀剥落和热疲劳等各种损伤均与管壁渗碳有关。 但对于渗碳引
ssssssssssssssssssss
ing to this problem， the educing process and the calculation formulas of the carburization stress are given，
1 前言
乙烯裂解炉管长期在 （850～1100 ） ℃左右的温度和 0.5MPa 的 内压力下运行， 由于管内有氧化性和渗碳性气体， 裂解炉炉管容 易产生渗碳现象。研究表明， 裂解炉的开裂腐蚀剥落和热疲劳等 目前 各种损伤均与管壁渗碳有关。但对于渗碳引起的损伤原因， 尚无令人满意的解释。 此前已有人对于乙烯裂解炉管材料渗碳行 为做了相应的研究。 如林学东等研究了渗碳对炉管材料力学性能 的影响。他们都是利用 Larson—Miller 曲线外推法来分析研究炉 管的抗渗碳性能和剩余寿命。 从渗碳造成的膨胀应力入手研究渗 碳对炉管损伤的影响。
2
5 结语
从实物出发，通过一系列的操作将实物建立三维模型。Im－ ageware 软件在逆向设计中可以较为快速的对点云进行去噪、 提 取等操作， UG 软件的曲面造型功能相当强大， 因此， 通过这两个 软件对实物进行反求造型尤其在汽车行业是逆向造型应用软件 的一个趋势。
参考文献
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42
文章编号： 1001-3997 （2009 ） 06-0042-03
机械设计与制造 Machinery Design ＆ Manufacture
第6期 2009 年 6 月
乙烯裂解炉管渗碳应力的计算
李乐新 1 毛福荣 2 （1 沈阳理工大学 装备工程学院， 沈阳 110168 ） （2 沈阳发动机设计研究所， 沈阳 110015 ） 坠t +tβ 坠εkk -γ （7 ） 坠t′ 坠t′ 坠 Xi 坠 Xi 炉管温度边界条件： 已知表面温度： t|0=g （Xk， t′ ） （在 Sr 上 ）