何繼業(yè)，鞏建鳴，耿魯陽，沈利民，姜 勇

（1.南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，南京210009；2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)化工學(xué)院，徐州221116）

0 引 言

某芳烴廠二甲苯車間加熱爐是生產(chǎn)二甲苯的重要設(shè)備，按設(shè)計(jì)工況工作5萬h后，其爐管發(fā)生爆裂事故，失效形式主要為局部性能劣化。該爐管材料為20鋼，規(guī)格為φ168mm×8mm，輻射室爐管為垂直安裝。該加熱爐燒油，管程內(nèi)介質(zhì)為二甲苯混合物，爐管進(jìn)口溫度為235℃，出口溫度為243℃，爐管進(jìn)口壓力為1.1MPa，出口壓力為0.87MPa，爐膛溫度為780～900℃，管壁溫度為320℃。

在加熱爐事故中，爐管爆裂是比較常見的失效形式，其中由于結(jié)焦導(dǎo)致局部過熱最終使?fàn)t管失效占很大比例。國(guó)內(nèi)外在結(jié)焦機(jī)理和結(jié)焦抑制劑方面做了很多研究，但鮮有人模擬結(jié)焦厚度對(duì)爐管熱應(yīng)力的影響。為確定爆管原因，作者通過理化檢驗(yàn)對(duì)加熱爐爐管的失效原因進(jìn)行了分析，并采用大型有限元模擬軟件ABAQUS對(duì)已結(jié)焦?fàn)t管的應(yīng)力狀況進(jìn)行了模擬，探討了結(jié)焦層厚度對(duì)爐管熱應(yīng)力分布的影響。

1 理化檢驗(yàn)與結(jié)果

1.1 宏觀形貌

爐管結(jié)焦屬局部結(jié)焦，結(jié)焦部位主要集中于爐管的中上部和彎頭處，而且焦層在厚度上具有不均勻性；在爐管開裂部位，爐管內(nèi)部覆蓋有很厚的焦層，如圖1所示，開裂部位位于焦層最厚處附近，外壁覆蓋有較薄的氧化層；裂紋沿縱向發(fā)展，爐管鼓脹明顯，發(fā)生了明顯的塑性變形［1］；在爐管爆裂附近的外表面上還有多條縱向分布的淺層裂紋，裂紋深度為2～3mm，均未穿透管壁。

1.2 顯微組織

20鋼的顯微組織一般為鐵素體和珠光體，在高溫下長(zhǎng)期使用時(shí)，珠光體會(huì)發(fā)生球化現(xiàn)象，即珠光體中的滲碳體（碳化物）形態(tài)由最初的片層狀逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榍驙睿瑥亩共牧系牧W(xué)性能下降。

圖1 爆裂爐管的宏觀形貌Fig.1 Macrograph of the cracked tube：（a）outer and（b）inner

在爐管爆裂處切取試樣進(jìn)行顯微組織觀察，并根據(jù)DL/T 674—1999《火電廠用20號(hào)鋼珠光體球化評(píng)級(jí)標(biāo)準(zhǔn)》對(duì)其進(jìn)行珠光體球化等級(jí)評(píng)定。由圖2可以看出，碳化物在晶界上有聚集和長(zhǎng)大的現(xiàn)象，珠光體發(fā)生了明顯的球化，球化等級(jí)已達(dá)到5級(jí)；另外，在爐管爆裂處的內(nèi)外壁上發(fā)現(xiàn)了較深的氧化裂紋［2-5］。

1.3 力學(xué)性能

在爆裂爐管的迎火面和背火面分別取3個(gè)拉伸試樣，進(jìn)行常溫力學(xué)性能測(cè)試。試樣的制備和試驗(yàn)方法按照GB/T 228—2008《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》進(jìn)行，試樣的形狀與尺寸如圖3所示。

隨著球化程度的加深，20鋼的力學(xué)性能也會(huì)隨之劣化［6-7］。由表1可以看出，爐管的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度都有所降低，且抗拉強(qiáng)度降低得最為嚴(yán)重，比相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)降低了21%，屈服強(qiáng)度雖然也有所降低，但仍在允許的范圍內(nèi)。

圖2 爐管爆裂處外壁、中心部位、內(nèi)壁的顯微組織Fig.2 Microstructure of the tube in cracking position：（a）outer wall；（b）center location and（c）inner wall

圖3 常溫拉伸試樣的形狀與尺寸Fig.3 Shape and size of tensile sample at room temperature

表1 爐管的拉伸性能Tab.1 Mechanical properties of the tube

2 焦層厚度對(duì)爐管熱應(yīng)力影響的有限元模擬

2.1 有限元分析思路

采用南京工業(yè)大學(xué)高溫裝備技術(shù)與CAE研究室基于ABAQUS有限元軟件所開發(fā)的順次耦合的熱應(yīng)力計(jì)算程序，首先進(jìn)行溫度場(chǎng)分析，然后將所得溫度場(chǎng)中的各節(jié)點(diǎn)溫度信息作為后續(xù)熱應(yīng)力分析的預(yù)定義場(chǎng)，在后續(xù)熱應(yīng)力分析過程中，從該預(yù)定義場(chǎng)中讀取模型各節(jié)點(diǎn)的溫度，然后進(jìn)行插值計(jì)算。

2.2 幾何模型和網(wǎng)格劃分

焦層厚度不均勻，迎火面和背火面焦層的最大厚度分別為16mm和12mm，故在建模時(shí)將其簡(jiǎn)化為偏心圓，如圖4所示，并將爐管沿徑向10等分，賦予每等分層不同的性能參數(shù)。溫度場(chǎng)單元類型為DC2D4，應(yīng)力場(chǎng)單元類型為CPE4。溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的分析均采用相同的節(jié)點(diǎn)和單元。

圖4 結(jié)焦?fàn)t管的簡(jiǎn)化模型Fig.4 Simplified model of coking furnace tube

2.3 邊界條件和承受載荷的設(shè)定

在模擬分析中，由于爐管外表面直接受到火焰的加熱作用，所以外表面為輻射邊界條件；而爐管內(nèi)表面直接與物料接觸，所以設(shè)定為對(duì)流邊界條件。

應(yīng)力場(chǎng)邊界條件：爐管內(nèi)壁承受1.1MPa的內(nèi)壓。

2.4 有限元模擬結(jié)果

圖5 結(jié)焦?fàn)t管的應(yīng)力云圖Fig.5 Stress contour of coking furnace tube：（a）Von-Mises stress；（b）hoop stress and（c）axial stress

圖6 爐管熱應(yīng)力的有限元模擬結(jié)果Fig.6 FEA results of heat stress in the tube：（a）fire face and（b）fire back

從圖5，6可以看出，最大熱應(yīng)力出現(xiàn)在向火面，其次為背火面中段，結(jié)果與爆裂處位置相符。軸向、徑向和周向的應(yīng)力分布相似，在最大結(jié)焦厚度處，爐管最大周向應(yīng)力位于爐管內(nèi)壁，而且爐管內(nèi)壁因?yàn)橹楣怏w完全球化而導(dǎo)致力學(xué)性能下降嚴(yán)重，因此大大增加了出現(xiàn)裂紋的可能性。這也與實(shí)際工況下結(jié)焦?fàn)t管通常于內(nèi)壁先開裂的實(shí)際情況相符［8-9］。

3 失效原因分析

從爆裂爐管的宏觀形貌來看，爆裂處發(fā)生了明顯的鼓脹和壁厚減薄現(xiàn)象，爐管內(nèi)壁覆蓋有較厚的焦層，大大惡化了爐管的傳熱性能，致使局部過熱，在超溫情況下管材的抗拉強(qiáng)度降低，易產(chǎn)生鼓包、裂紋、脹粗等缺陷，最終導(dǎo)致爆管發(fā)生。大量案例表明，結(jié)焦是導(dǎo)致爆管的直接原因。

珠光體球化主要是指表面能較高的層片狀滲碳體向能量較低的球狀滲碳體轉(zhuǎn)變的過程。由于球狀珠光體本身具有較少的相界面，所以其強(qiáng)度低于層片狀珠光體的。在常溫下，原子的擴(kuò)散速率非常低，即使使用很長(zhǎng)時(shí)間也不易察覺這個(gè)過程，但隨著溫度的升高，原子擴(kuò)散速率加快，這一過程就變得很明顯，材料的性能逐漸劣化。組織中的珠光體球化等級(jí)是20鋼使用可靠性的評(píng)定判據(jù)之一，爆管段的珠光體已經(jīng)完全球化，抗拉強(qiáng)度降低明顯，性能劣化嚴(yán)重，這是爆管的根本原因［10］。

由模擬結(jié)果可知，管壁向火面實(shí)際承受的最大周向應(yīng)力位于爐管內(nèi)壁，與裂紋產(chǎn)生于內(nèi)壁的實(shí)際情況相符。

綜合以上分析可知，結(jié)焦使?fàn)t管的顯微組織發(fā)生了變化，并使?fàn)t管工況更加惡劣，材料強(qiáng)度降低，即使產(chǎn)生的熱應(yīng)力不是很大，依然會(huì)導(dǎo)致爐管爆裂失效。

4 結(jié)論與措施

爐管結(jié)焦影響了管壁的傳熱性能，使管壁溫度升高，這不僅加速了結(jié)焦過程，也加速了珠光體的球化過程，劣化材料性能；迎火面與背火面的焦層厚度不同，導(dǎo)致爐管在加熱過程中產(chǎn)生熱應(yīng)力，使工況劣化，從而產(chǎn)生爆管。

建議做好定期清焦工作，在不影響使用的前提下，做好爐管的壽命預(yù)測(cè)工作，對(duì)爐管進(jìn)行顯微組織分析和力學(xué)性能試驗(yàn)，如發(fā)現(xiàn)珠光體球化嚴(yán)重、力學(xué)性能低于標(biāo)準(zhǔn)要求時(shí)，應(yīng)及時(shí)更換爐管。

［1］周順深.爐管珠光體球化與破裂壽命的關(guān)系［J］.華東電力，1995（5）：7-11.

［2］DL/T674-1999火電廠用20號(hào)鋼珠光體球化評(píng)級(jí)標(biāo)準(zhǔn)［S］.

［3］嚴(yán)偉，張國(guó)福，丘思曉，等.珠光體球化對(duì)20G拉伸力學(xué)性能的影響［J］.壓力容器，2003，20（8）：10-13.

［4］潘家禎.壓力容器材料實(shí)用手冊(cè)——碳鋼及合金鋼［M］.北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2000.

［5］孫茂才.金屬力學(xué)性能［M］.哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社，2003.

［6］蘇輝，裴智璞，王秉新.20g鋼珠光體球化后拉伸斷裂過程組織變化［J］.遼寧石油化工大學(xué)學(xué)報(bào)，2011，31（4）4：64-67.

［7］鄭準(zhǔn)備，張兵，王小迎.P91鋼的性能與組織結(jié)構(gòu)研究［J］.熱加工工藝，2008，37（24）：57-58.

［8］劉丹，鞏建鳴，唐建群，等.長(zhǎng)期高溫服役后鉑重整反應(yīng)器的高溫?fù)p傷及剩余壽命［J］.機(jī)械工程材料，2010，34（7）：30-33.

［9］涂善東，王正東，陳建均，等.基于結(jié)構(gòu)弱點(diǎn)分析的高溫構(gòu)建延壽修復(fù)技術(shù)［J］.壓力容器，2004，21（9）：1-8.

［10］GONG Jian-ming，TU Shan-dong，YOON K B.Damage assessment of hydrogen reformer furnance tube and maintenance strategy［J］.Int J Engineering Failure Analysis，1999，6（3）：143-145.