齐鲁乙烯裂解炉炉管鼓包失效分析

齐鲁乙烯裂解炉炉管鼓包失效分析 6。 堕垄 (并鲁石化公司烯烃厂) 摘要 齐鲁乙烯 sRT一 _型裂解炉炉管由于本身设计及裂解原料等因素的影响 ．发生丁超前损伤，辐 +立 炉管 巳出现了大面积的蠕睢鼓包，本文结合裂解炉炉管的失技形 式，分析了鲁姆斯公司及 日奉九德 田公司对 sR1一 I1型炉辐射段炉管的强度及壁厚计算过程．指出了其设计及制造上存在的问 ，阐明了 sRT— I型炉管 发皇鼓包损伤的原因，并指 出了今后炉管的设计及改造。 关键词 裂解炉 鼓睢 持久舅裂l基基 蠕变 温度余量 裔蚀余量 渗碳 一 、 引 言 髫 找出炉管发生过早损伤的原因．而且还能为 齐 鲁乙烯裂解炉 自1987年开工以来，基 本 处于劣质原料、高温、高负荷、短周期状况 下运行 ，炉管的性能发生了较大程度的变化。 辐射段 159炉管出现了大面积的竹节型鼓 包，发生严重的蠕变损伤，按规定，已构成判 废的条件。裂解炉管才使用近 4万小时，仅占 设计寿命的 z／s就发生了严重的蠕变损伤． 这说明在设计制造或使用过程中，存在着某 些问题 为此 ．对鲁姆斯 sRT一 Ⅲ型炉炉管进 行研究探讨已是很有必要的问题 ，不仅可以 今后炉管的改进及国产化提供依据。 二、炉管鼓包的原因分析 炉管出现鼓包，这可能与裂解原料的劣 化等操作条件以及炉管的结构不合理等因素 有关。 1．裂解炉管的失效形式统计 sRT一 Ⅲ型裂解炉炉管失效形式见表 1。 从表 1可见，裂解炉炉管因鼓胀失效 衰 1 sRT一 _型裂解护护管失棘形式 ‘ ’— — — ＼ 竺件名称 炉 管( ) 弯 头( ) * 形 ～——～ 弯 曲 3 2．9 o o 鼓 胀 48 d7．5 0 0 l 蠕 变 7．9 广 o 开 l 热疲劳 l 热冲击 裂 l 渗 碳 l 未 知 渗 碳 1 2．9 0 0 氧 化 0 0 机械侵蚀 2 22 其 它 30 28．7 1 11 台 计 1 01 1O0 9 1O0 维普资讯 http://www.cqvip.com 齐 鲁 石 油 化 工 的比例较大．占失效总数 的 47．5 ，而且在 一 根 159炉管上 ．竟有 30处发生了不同程 度的竹节型鼓包 。对鼓包进行 x射线探伤检 查，发现 60 的鼓包．内壁发生沟槽或裂纹 ， 按中石化裂解炉管理规定，已构成判废。炉管 为何出现如此严重的鼓包损伤 ，值得我们深 省。 2．裂解炉的操作问题 查阅鼓包严重炉管的操作记录，其操作 压力、管壁温度 、投料量及热负荷都基本正 常。管壁温度没有严重的超温 ．一般控制在 1100 C左右。渗碳也不严重。所以．裂解炉操 作基本正常 ，不是鼓包的主要原因。 3．裂解原料的问题 原料的性质对裂 解炉管的使用影响较 大。齐鲁乙烯由于使用 AGO与 VGO原料油． 硫含量、BMCI指数 、初馏点及干点都很高(干 点达到 400 C，而且馏程过长)．与 国内同类 装置相比原料质量是很差的(见表 2) 衰 2 国内同娄裂解装置原料油性质 、 密度 硫分 馏程 干点 CH： 10 30 50 70 90 (g／cm ) (plw,a) HK(C) KK(℃) 收率 ( ) 大庆己烯 0．8098 0．026 204 238 25l 16l 271 289 299 35 扬 子 己烯 0．8039 l60 33．5 27 上海己烯 0 804T 0．065 lO7 270 336 352 29 燕 山 石化 0．8lO9 2l5 245 280 310 345 362 27—28 齐鲁己烯 0．82g0 0．2 42 l65 2l8 254 208 320 358 38．5 28 25．5 使用劣质原料，不但 乙烯收率低．仅达 25． ，而且对裂解炉的操作构成极为不利 的因素，表现在：(1)结焦严重。由于管材与焦 碳的线膨胀系数相差很大，结焦炉管在高温 下产生很强的温差应力 ，同时由于渗碳以及 热机械应力的影响，都加剧了炉管的高温蠕 变及弯曲变形 ，(2)由于运行周期缩短 ，开停 车频繁 ．炉管的热疲劳和热冲击损伤严重 。 这些因素．降低了管材的高温持久强度 及常温机械性能 可以说．齐鲁乙烯裂解炉管 发生蠕变鼓包损伤与裂解原料的劣化有一定 的关系。但并不是主要原因。因为，与齐鲁乙 烯同型的扬子乙烯裂解炉 ，虽然原料较好，却 也发生相类似的情况。所以原料也并非是决 定的 因素 4．炉管结构及材质问题 从炉管的设计结构看 ，鲁姆斯 sRT一 Ⅱ 型裂解炉炉管吊挂形式是采用顶出式悬挂结 构．且炉管双面向火．炉墙火 嘴分布均匀，采 用双面侧壁烧嘴，这样保证了炉管受热的均 匀性，避免了因结构产生的内应力 ，所以其排 布形式还是比较合理的。 从材料看，鲁姆斯 sRT一 Ⅱ型裂解炉管 材料是 KHR35CW，属 HP一4O系列改造型的 ． 第三代产品 它是 由久保 田公司 80年代初开 发出来 的一种 新型具有代表性 的裂解炉材 料 目前在世界上 100多套乙烯装置近千台 ‘ 裂解炉上使用。可以认为 sRT— I型炉炉管 材料及制造工艺是可靠的。 但是，在 sRT一 Ⅱ型炉炉管计算时．所采 用的在设计温度下使用 lO万小时时的持久 断裂应力是根据实验数据外推而得．很可能 存在误差。 5．●姆斯 sRT一 Ⅲ型炉炉管强度计算中 维普资讯 http://www.cqvip.com ● 第 L期 齐 鲁 石 油 化 工 57 的几个问题 鲁姆斯 sRT一 Ⅱ型裂解炉炉管的设计是 采用美国石油1办会标准 APIRP 530接断裂 设计方式进行强度计算．其计算过程采用了 下述条件： (1)采用当量管壁温度 1061、5'C取代设 计金属温度 1100℃。 (2)设计温度余量为零。 (3)炉管的腐蚀余量为零。 (4)假定运行期问的壁厚变化为零 。 另外．在 APIRP 530炉管强度计算中 ， 仅简单地考虑管 内静压力条件的影响，而没 有考虑交变压力和交变载荷 及热疲劳的影 响，也没有考虑石墨化、渗碳炉管 自重、支撑 不良和热膨胀 『起的热机械应力的影响 。在 实际使用过程中．上述因素的影响有些是很 严重的。各种热应力和机械应力造成的裂纹 及炉管材质的老化．由渗碳造成 的破坏以及 冲刷腐蚀等因素都可能引起炉管 的蠕变损 伤，造成炉管的失效。 下面针对 sRT Ⅲ型炉炉管的设计谈几 点看法 (1)关于温度余量的问题 炉管的鼓包蠕变损伤与材料的使用温度 和应力状态密切相关。按照 APIR~ 530规 定，炉管的设计温度可以选取 当量管壁温度 作为设计金属温度，但应加适当的温度余量， 并规定一般取 l5℃作为温度余 量。而实际 上．世界上 一些著名的工程公司象美 国的 Lummus公司等．都采用最 高管壁温度作 为 设计金属温度，以获得一定的安全余量。另外 即使采用当量金属温度代替设计金属温度也 常常取 30"C的温度余量，以获得 一定的安全 裕度 。 鲁姆斯 sRT一 Ⅲ型炉炉管原设计中取当 量 金属 温度 1061、5~C，但没有考虑 温度余 量 ，计算炉管壁厚为 4．15mm。 如果取 3O℃作为温度余量 ，即设计金属 温度为 1091．5"C，则由 KHR35CW 最小断裂 强度围(见围 1)查得，材料运行 10万小时的 最低蠕变断裂强度 S 为：25．8kg／cm 。 图 l KHR35CW 的最小断裂强度图 炉管设 计压 力 FuoP一0、196MPa(2kg／ cm )，炉管直径 Do一159mm。则炉管 的最小 壁厚应为： k一 一 一 5、93(mm)P 2 25 2 2S + × ． 8+ ’ 炉管壁厚 增加 44 ．达 5．93，可 见增 加 30℃的温度余量 ，炉管的壁厚较原设计值 大得多。 另一方面，如果在管壁应力不变的情况 下，使用温度提高 30"C，利用 KUBOTA公司 提供的 KHR35CW 材料 的 I．arson Millar参 数法进行寿命计算，则； P= T(20+lgta)／1000 式中：P L．M 参数 ；T一绝对温度 ；t 一 断裂时问。 按原设计 ：Tt一1061．5+273=1334、5(℃)； t 一 100000(h) 若使用温度提高 30"C．则： T2— 1091、5+ 273— 1363．5(℃)。 在其它条件不变的情况下，则 P—Tt(20+logtn)，】000 一T2(20+logt )／1000 ． ’ ．1ogt,2一 (20+logt,1)一2O 维普资讯 http://www.cqvip.com 齐 鲁 石 油 化 工 一 (20+18．1 00000)一 20 — 4．45 ．t，2— 10‘ 一 28183．8(h) 这说明炉管假如在 1091．5'C条件下使 用 ，相同应力下该材料的理论断裂应力寿命 仅为 28200小时。 鲁姆斯 sRT一 Ⅱ型炉炉管的设计温度为 1 06t．5"C，而且 设 计 本 身却 允 许 炉 管 在 1100 C的状况下操作，逸似乎有些矛盾。另 外，在实际操作中．由于管壁结焦等因素对传 热 的 影 响．炉 管 外 壁 温 度 常 常 超 过 1 061．5"C，这就造成炉管的超温运行 ，严重缩 短炉管的使用寿命 ，同时说明炉管的壁厚偏 薄 通过上述计算，可以认为鲁姆斯 sRT一 Ⅱ型炉炉管的设计温度取值偏低，而应取最 高管壁温度 1100'C或在 当量管壁温度 1 061． 5℃加 30'C的温度余量作为设计温度为佳 。 (2)壁厚余量的选取 美国石油协会 APIRP--530规定的壁厚 计算公式为： 一 PDn ． r m 一丽 十 即在考虑最小壁厚时，应考虑腐蚀余量 的问题，这主要是考虑运行中一些非正常因 素的影响．而增加炉管设计与使用可靠性而 加的安全余量。 在计算炉管的当量金属温 度下 ，如考虑 运行过程中壁厚有减薄，即 ≠0，则计算所 得的当量金属温度也会有所提高。如取 t= 1．5，根据 APR1P--530标准。 最初应力 ： So=2 C(D。／t)一l~=I I 159—1~=23．84 材料常数 A一1 39．944(kg／mm ) 运行初期断裂指数 no一4 则 no( )-n( ) = 4X 等 In盟 627 断裂指数 ：N—no(~t／t0)=4×1．S／6．43 0．9375 根据图 1可查：f 一0．71 所 以当量金属温度：Te—Tsor+f (Teor— Tsor)一 990+ 0．71(1100— 990)一 1068．1℃ ， 较原当量温度 1061．5'C略有提高。 另外 ，考虑腐蚀余量．计算炉管壁厚也有 所增加。 又根据 L—M参数式 ： P=T(20+logt，)／1000一(1 068．1+273) (20+ log1 00000)j 1 000= 33．527 查 APIRP--530中 KHR35CW 材料的 L、 M参数 P(见图 2)。 图 2 拉伸 LarsonMillar曲线圈 断裂许用应力 S 一3 4MPa ．．．计算壁厚 ：t，=PD0／(2sr+P) 2× 159 ． ． 一 4‘b4m · 可见比原设计 t，=4．15ram有所提高。 总之 ，东洋工程公 司对鲁姆斯 sRT I ． 炉管强度计算时，既不考虑温度余量条件下， 采取当量金属温度进行计算。又不加腐蚀余 量和壁厚减薄量进行计算 ．是 比较苛刻的，这 必然导致炉管壁厚偏薄 ，应力值偏高，钢性较 差 ，造成炉管的鼓胀 ，降低炉管的寿命 。 可以认为齐鲁乙烯裂解炉管的竹节型鼓 包 ，正是由于东洋工程公司对 sRT— I型炉 炉管壁厚取值偏低，设计温度取值也偏低 ，再 一 维普资讯 http://www.cqvip.com 第 l期 齐 鲁 石 油 化 工 59 加上齐鲁 乙烯原料劣质 等不利因素 ，炉管 内 应力变大，管壁超温 ，导致过早的蠕变损伤。 东洋工程公司对炉管壁厚的取值偏低 ， 这也与当时的历史条件有关 。六、七十年代炉 管的设计 比较保守 ，管壁较厚 ，但是运行中温 差应力较大 ．故障率较高。进入 8O年代 ，由于 HK一40、HP～4O高性能合金材料的开发，管 壁逐 渐减薄，所以东洋工程公司对 sRT— I 裂解炉管的设计可能是基于这种思想。但是， 由于裂解炉运行状况恶劣，使用状态 比假设 条件复杂得多．这就造成了炉管的超前损伤。 另外一个原因也可能是久保田公司考虑到为 了尽可能降低成本的问题。但是无论如何．目 前 sRT一 Ⅱ型炉炉管出现蠕胀鼓包问题已反 映出炉管壁厚偏薄及设计温 度偏低的问题。 笔者认为，对今后 sRT— I型炉炉管壁厚设 计应预重新考虑。 6．炉管壁厚对鼓包的影响 管壁的厚薄反映出抗蠕变能力的大小 ， 薄壁管具有 良好 的抗热应力和热冲击能力 ， 但是管壁应力值较大 ，容易发生诸如弯曲、鼓 胀等蠕变断裂损伤。另外对渗碳、机械冲击 、 内壁腐蚀等破坏因素的抵抗能力下降。所 鲁姆斯 sRT一 Ⅱ型炉 由于管壁薄，炉管容易 发生的鼓包、弯曲等过早蠕变损伤 。目前 ，我 国的几大 乙烯装置如燕山、扬子乙烯裂解炉 已部分地采用了国产炉管 ，将炉管壁加厚至 9mm，大大减少了管壁应力值，增加了炉管抗 弯曲，鼓胀变形能力 就鲁姆斯sRT一Ⅲ型裂 解炉在世界上的使用情况看，炉管发生蠕变 损伤较为严重 ，日本使用的 sRT一 Ⅱ炉 ，炉管 使用寿命仅有七年 ，所以适当增加管壁厚度 ， 是今后 sRT一 Ⅱ型炉管壁必然的发展方向 但是如果采用过厚的管壁 ，虽然使管壁 应力值下降，又减少了鼓胀蠕变的可能性，但 却使壁温上升 ，温差应力增大，产生了很高的 热应力．使炉管的抗热应力和热疲劳循环能 力下降，也会使炉管发生破坏 ，缩短炉管的使 用寿命 。所以对鲁姆斯 sRT一 Ⅱ型裂解炉炉 管壁厚取值问题尚需作进一步的确认。 三、炉管的设计改造建议 通过 以上分 析 ，我们可 以认 为鲁 姆斯 sRT一 Ⅲ型炉炉管设计仅采用当量金属温度 而未考虑温度余量及壁厚余量的选取 ，造成 炉管的“小材大用”。为此笔者认为 ，对鲁姆斯 sRT一 Ⅲ型炉炉管进行重新设计 ，以求炉管 使用的合理化及实际化，也为今后裂解炉的 国产化提供资料。 1、设计说明 (1)裂解炉的原料处理能力、热负荷、工 艺参数等都保持不变 ，即维持炉管内径和设 计压力基本不变 。 (2)采用 APIRP--530推荐的公式计算 ， 设计温度采用最高管壁温度 】100"C。 (3)炉管材料采用 KHR35CW。 2、设计条件 介质 烃 设计压力：0．196(MPa) 内径：146．2(ram) 设计金属温度 ：T 一1100(℃) 设计寿命 #Ld=100000(h) 查 图 在 T 下 的 断裂 许 用 应 力 S，一 2．4M Pa 温度余量 ：盯 一0，腐蚀余量 C =1．5， 断裂指数 n 一4 3．计算 根据断裂应力计算壁厚 ： t =PD L／(2S,+P)= _5-85(turn) 参数 B=C,／t 一1．5／5．85=0．256 查腐蚀分数图 f=0，58 最小壁厚 t 一t +fC 一5．85+f·1．5— 6、72 平均壁厚 t—tⅢ／0、875—7、68 炉管外径 P【l=P2+2t=146、2+2×7．68 — 1 61．56ram 。 又考虑交变压力、交变载荷及热疲劳、渗 碳等因素的影响 。 维普资讯 http://www.cqvip.com 60 齐 鲁 石 油 化 工 圆整取 Do一162mm，壁厚 t一8mm 内径 D 一Do 2t。一1 46保持不变 四、结 论 1．炉管的蠕变损伤与其使用温度应力大 小及运行 时间的长短有密切关系 鲁姆斯 sRT一 Ⅱ型炉炉管发生竹 节型蠕变鼓包，其 主要原因是由于设计中采用当量管壁温度作 为设计金属温度，而又未加温度余量和腐蚀 余量，造成管壁偏薄应力值较大，从而导致炉 管的蠕变鼓包损伤。 2、炉管 的设计温度 以最高管壁温度最 佳。采用当量金属温度 ，理论上行得通 ，但实 际中由于存在各种热应力、热疲劳、热冲击以 及渗碳等条件的影响，在采用金属温度进行 设计时，应加一定的温度余量 ，推荐温度余量 选取 30℃。 3、裂解原料的品质对鼓包也产生一定的 影响，原料品质差，裂解炉管在高温下操作， 且结焦严重 ，管材与焦碳产生很高的温差应 力，引发炉管的蠕变鼓包损伤。另外，由于结 焦的不均匀，厚壁焦碳层管材易形成过热白 点，造成管材局部的高温蠕变损伤，也引发炉 管的蠕变鼓包。所以齐鲁乙烯裂解炉原料的 进一步优化是当前急需解决的问题。 4．根据实验性计算，鲁姆斯 sRT一 Ⅲ型 炉炉管在以后的订货或国产化时应考虑加厚 炉管壁厚 ，建议采取 8．0mm作为设计壁厚。 参考文献 1 王富岗、王顺庭主编．《氮肥与乙烯工业高温 材料 及 其 损 伤 》，大 连 理 工 大 学 出版 社． 1990．10 2 李贺主编、《裂解炉管 的损伤形式及 无损检 测》，1990．6 3 CaIculation of Heatcr-- tube Thickn船s in Practice 539，Third Edition，sept．1988 4 Toyp Engineering Corp．“Strength Ca lculation of Radiant Coil”Feb，4，1981 5 nigh Temperature Alloy Materials used in Plant．Oct，3，1980 6 KUBOTA Heat Resistant Alloys．Sep，1，1980 (上接 第 62贾) 准备原料一旦改为天然 气时建机房 ，此地可供利用。 4．由于原料变更导致装置物料平衡和热 平衡的变化 ，故要对有关设备进行核算和标 定 。 四、经济效益 8000m。／h的重油加氢装置干气全部作 第二制氢装置原料，可节约轻油量为： 0 口口 ×13．2=7．69(t／h) 4 节约下来的轻油按汽油价格 11 60元l，t 考虑 ；8000Nm 干气相当于 7吨瓦斯(不考虑 热值差别 ，仅按重量计)，瓦斯价格按 3O元／t 计，开工天数按 330d／a。 年经济效益为： (7．6g× 1l 60— 7× 30)× 24× 330 = 6．9×10 (元) 按本运行，预计两 台压机及相应的 附属设备的投资不到一年即能收回。 五 、结 论 用重油加氢装置干气作为制氢原料 ，无 论是技术方面还是效益方面都是切实可行 ． 的；在 目前制氢原料油日趋紧张、急需拓宽原 料的形势下，尤具现实意义 参 考 资 料 1．齐鲁石化公司研究院 Z 。／z 轻油蒸汽转化 催 化剂使用说明书，《z。 ／z惜轻油蒸汽转化催化剂 工业试验技术鉴定材料》，1990，3 2．四川石油炼制研究所、抚顺石油设计院、胜利 炼 油 厂研 究 所，《烃类 蒸 汽转 化平衡 计 算 图表 》， 】970．】 维普资讯 http://www.cqvip.com