（化学工程专业论文）在役离心铸造转化管剩余寿命预测.pdf

四j ij 大学丁程顾上学位论文 1 离心铸造转化管特性及运行使用状况 以烃类为原料，采用蒸汽转化法生产合成原料气和氢气的工艺，在合成氨、 炼油、石油化工、天然气化工、冶金等工业具有十分重要的地位。转化炉是烃 类蒸汽转化工艺过程的关键设备，转化炉在生产装置中占据十分重要的地位， 而转化炉的辐射段转化管更为关键的核心。如果因转化炉转化管在服役过程 中，其蠕变裂纹深度情况没有被及时发现，由于裂纹的贯穿爆裂，不但生产受 到严重影响，遭受较为严重的经济损失，而且可能导致较为严重的安全事故。 因此转化管的可靠性是装置安全稳定运行的基础，在装置运行的检修周期内， 运用适当的检测方法。对转化管的质量及寿命进行正确的了解和评价，为企业 适时做出修复或更换的建议，具有十分重要的意义。 1 1 h p 5 0 离心铸造转化管在某天然气蒸汽转化装置的应用 某工厂一合成气生产装置，以天然气为原料，采用天然气蒸汽转化工艺生 产一氧化碳。该装置转化炉采用顶邦烧嘴的方箱式结构( 如图1 1 所示) ，此 种型式转化炉设计可使燃烧的高温烟气与转化管内的工艺气体同方向流动以 使炉管周向壁温均匀分布。 圈1 - 1 转化妒示意图 四川i 大学工程硕士学位论文 转化管采用小口径高镍铬离心铸造管，材质为h p 5 0 。转化管的结构如图 l 一2 所示，辐射段管子规格0 1 2 8 1 4 m m ，辐射段管子长度1 2 m ，设计压力2 5 m p a ( 1 2 0 负荷) ，设计温度( 1 2 0 负荷) ：1 0 0 7 c ，设计使用寿命：1 0 0 0 0 0 小时。 转化管数量：1 4 4 根，分4 排排列。 6 1 1 2 7 6 0 图卜2转化管示意图 转化管上端采用悬挂式固定，每排转化管用平衡藿锤悬吊在转化炉顶，下 端伸出炉外，用法兰盖密封，可以自由膨胀，炉管下端用猪尾管与下集气管连 接。 该转化炉6 0 个烧嘴分5 排均布在炉顶，从而形成单排双面辐射结构。工 艺气体和烟气并流操作，传热和反应基本适应，由于炉顶烟气温度高，炉管很 快被加热到高温，这样充分利用了炉管材料，同时，反应最剧烈的地方也是供 热最多的地方，因此，轴向温度分布较为理想。烧嘴火焰最大长度约为3 4 米。因此，转化管从顶向下3 4 米处的管外壁温度最高，容易引起局部过热， 是整个转化管较为薄弱的环节。转化管距炉底l 米处，是烟道气聚集并进入对 流段位置，温度是整个转化炉中的最高点，该都位是转化管的又一薄弱点。 1 2 天然气蒸汽转化工艺化学及流程 1 2 1 工艺化学 由碳氢化合物和蒸气组成的混合气构成的原料气，在镍基催化剂的作用 下，按下列反应式转化生成转化合成气。 主要反应： 蒸汽转化 c n h 2 n + 2 + n h 2 0 n c 0 + ( 2 n + 1 ) h 2 一h t 甲烷转化反应 2 n ) jj 大学工程硕士学位论文 c h 4 + h 2 0 争c o + 3 h 2 一h e a t 水气反应 c o + h 2 0 c 0 2 + h 2 + h e a t c 0 2 转化反应 c h 4 + c 0 2h2 c o + 2 h 2 一h e a t 在上述主要反应中，蒸汽转化和甲烷转化反应是吸热反应；水气转化反应 是放热反应；c 0 2 转化反应是吸热反应。不过，这几个反应是同时进行的， 总反应的结果是吸热的。以上反应是转化过程中的主要反应。 析碳反应： c p 抖c + 2 h 2 一h e a t 2 c ohc + c 0 2+ h e a t c o + h 2 付c + h 2 0 + h e a t 主要反应和析碳反应将达到一个平衡，这个平衡决定了转化气的组成。平 衡取决于下列因素： 圈卜3 甲烷蒸汽转化反应平衡 3 四川大学t 程硕士学位论文 温度 因为是吸热反应，温度升高，则平衡甲烷含量降低，反之，则升高。 压力 因为是增分子反应，压力升高，则平衡甲烷含量升高，反之，则降低。 汽碳比 汽碳比增加，相当于向系统中加入水蒸气，平衡则向生成一氧化碳的 方向移动，甲烷含量减少，反之，则升高。 温度、压力以及汽碳比对平衡的影响如图1 3 所示，由图1 3 可知，高的 操作温度，低的压力，高的汽碳比会使反应向有利于甲烷转化的方向进行。 7 1 1 2 2 工艺流程 图卜4 天然气燕汽转化工艺流程 下璐工艺 工艺流程如图1 - 4 所示。经脱硫后的原料天然气气与来自高压蒸汽总管的 经过比率控制后的工艺蒸汽起送到村管混合器进行混合。设计最高操作温度 为9 5 0 c ，操作压力为2 0 m p a 。 1 3 某装置h p 离心铸造转化管的使用状况及问题 某天然气蒸汽转化工艺装置采用h p 5 0 离心铸造管作为转化管，于1 9 9 8 4 四川大学 ：程硕士学位论文 2 h p 5 0 离心铸造转化管特性及高温损坏 2 1h p 5 0 离心铸造转化管的特性 转化管运行条件较为苛刻，其表面最高工作温度可达1 0 0 0 。c ，并承受一定 的内压，管内操作压力可达3 5 m p a 。所以要求转化管材质不但抗氧化性能好， 耐高温强度高，而且要求在高温下组织较为稳定，能抵抗各种介质的腐蚀。 2 1 1 h p 5 0 的铸态组织 ( a ) h p 5 0 的原始铸态组织 ( c ) h p 5 0 经8 5 0 c ，1 0 0 0 小 时加热后的组织 图2 - i 镶态组织 6 ( b ) h p 5 0 铸态组织 四j i i 大学工程硕士学位论文 h p 5 0 转化管是采用金属模子离心浇铸法制造的。h p 5 0 钢铸态的原始铸造 状态如图2 ( a ) ，其显微组织见图2 1 ( b ) ，合金凝固后的组织以奥氏体( r ) 为基体，加上骨架状的共晶组织( r + c r c 3 ) ，共晶组织分布在奥氏体的枝晶间， 同时在冷却过程中已有少量的c r 7 c 3 转化成细粒的c r 2 3 c 6 ，这种次生的碳化物 颗粒出现在晶界附近的奥氏体基体上。 h p 5 0 受到高温加热后晶相组织将逐步发生变化，在奥氏体内部析出细小 的弥散度很高的c r 2 3 c 7 碳化物。h p 5 0 经8 5 0 c ，1 0 0 小时加热以后的显微组织 如图2 一l ( c ) 所示，析出的碳化物越细，h p 5 0 的综合高温性能越好并越稳定。 【5 1 2 1 2 h p 5 0 的高温稳定性 通常，转化炉转化管按照l o 万小时寿命设计，要满足这一点管材组织应 具有良好的高温稳定性。 h p s 0 是较为稳定的耐热钢，但如高温时间过长，上述c r n c 7 的碳化物颗 粒也会逐渐聚集，变粗大，使材料变脆，即发生“高温时效”，这对转化管的 长期安全使用是不利的。碳化物颗粒随加热时间和加热温度而变化，如图2 - 2 所示，温度的影响最大。 圈2 - 2h p s o 中碳他榜豹生长速度 2 1 3 o 相析出 凡是含铬高于1 6 5 的不锈钢、耐热钢在5 4 0 9 3 0 温度范围内长期受 7 必j t l 大学工程硕士学位论文 热，都会由于。相的析出而变脆。o 相的析出量与材料的化学成份关系较大， 含碳量越低，1 2 i 相析出越多，o 4 4 的含碳量对。相的析出有一定的抑制作用。 n i 含量大于3 3 以上的合金钢不会产生a 相。h p 5 0 钢n i 含量大于3 4 ， 因而不会析出。相。 4 1 2 2 h p 5 0 离心铸造转化管的高温损坏 转化管运行条件苛刻，直接见火，因而较易受到损坏，转化管损坏的主要 形态如图2 - 3 所示，主要是严重的壁厚减薄、变形、破裂、鼓包、内外腐蚀等。 ( a ) 减薄 皴毽 ( c ) 鼓包 ( b ) 蠕变 c = = 婆婆昱翟 、 妒鹜 ( d ) 弯曲 图2 - 3 转化管的损坏形态 转化管发生损坏往往是多种原因综合作用的结果，如传熟恶化，局部过熟， 火焰舔管，管内结焦，管内介质含有不良杂质，管内外腐蚀等。引起h p s 0 离 心转化管发生高温损坏的主要因素有高温蠕变、持久极限、o 脆性、晶界氧化 和渗碳。嘲 8 四川人学： 程填一仁学垃论文 2 2 1 高温蠕变 金属在高温和应力作用下逐渐产生塑性变形的现象称为蠕变。常用在一定 的工作温度下，在规定的使用时间内，使试件发生一定量的总变形的应力值表 示转化管的蠕变极限。如o 0 0 。表示经1 0 万小时总变形为1 的条件蠕交极 限。 在高温条件小承受应力作用的转化管并非不允许出现任何大小的变形，一 般工作期限定位l o 万小时，允许总变形量为1 。 在实际应用中，在役转化管是按规定的蠕变值，即直径或周长的蠕胀量来 计算的。 对烃类蒸汽转化炉，高温蠕变破裂是转化管发生损坏的最主要类型，其比 例高达7 0 以上。 2 2 1 1 高温蠕变的过程 图2 4 典型的蠕盎曲线 转化管基本上承受着不交的应力作用，在高溢下它的蠕变的发展过程一般 用“时间一变形量”曲线表示。图2 - 4 是典型的高温蠕变曲线。该曲线o a 段代 表材料刚刚加上载荷时产生的弹性变形；a b 段是变形的“减速期”，在此段区 域内蠕变速度由大变小；b c 段是“等速区”，在这一区域婿变速度恒定不变i c d 段是引起破坏的区域，在此区域内蠕变速度迅猛升高，材料至d 点破断，此 9 四川大学工程硕士学位论文 区域叫做“加速期”。通过“时问一变形量”曲线可以把高温蠕变分成三个阶 段减速期、等速期、加速期，如材料进入第三阶段，则不久就会破裂了。 【4 2 2 1 2 转化管发生蠕变的形态 图2 - 5 为一般转化炉转化管因内压引起高温蠕变破裂的典型例子，裂纹沿 转化管轴向延伸是这种高温蠕变的特征，正因由内压引起的一次应力中环向应 力是轴向应力的二倍。但蠕交破坏发生在焊缝区附近时，有时也出现如图2 - 6 所示的沿圆周方向的破裂，这是由于在焊缝区域除内压以外还存在着焊接缺 陷、焊接引起的材料劣化以及热应力等，三者的综合作用使转化管在焊缝区域 破裂。 图2 - 5h p s o 管材的螭变破裂 圈2 - 6h p 5 0 在焊缝区域的破裂 2 2 2 持久极限 金属的持久极限是在给定的温度下，试件经过一定时间不发生断裂的最大 应力。它表示在一定温度和应力下材料抵抗断裂的能力。 金属的持久极限反应的是破坏问题，而蠕变极限反应的是变形问题。 2 2 3o 脆性 因h p 5 0 钢中n i 含量大于3 3 ，不析出。相，因而也不会产生0 脆性【4 l 。 1 0 四川大学工程硕士学位论文 3 在役离心铸造转化管的物理测量及剩余寿命预测 3 1 在役转化管物理测量原理 采用物理测量的方法，对转化炉转化管的变形量进行测量，由变形量的大 小估算转化管的剩余寿命，是目前对烃类转化炉转化管剩余寿命预测的一种简 单而可靠的方法。在一般的转化炉上，测量转化管的变形量通常都测量转化管 的外径。但是对h p s o 转化管这样却不行，i - i p s o 转化管直径变化量较小，而 且转化管外圆周上各点的变形各异，不容易测量准确。较为成功的方法是测量 转化管变形后的外圆周长，它比直径的变化量大，又能反应转化管变形的平均 值。测量变形时，应把变形量最大的区段( 即转化管壁温最高的部位) 选做主 要测点反复多次测量。将每根转化管的测量值与报废管的测定值相对照，就能 推测出每根转化管的剩余寿命。对在役转化管，通过定期对转化管周长进行检 测，可得到转化管的变形速率，图3 1 所示为转化管变形和使用时间的关系， ( a ) 表示操作条件保持不变时，变形速率为一常数，( b ) 表示操作条件发生 变化时，变形速率也发生变化。 图3 - i 转化管变彩和使用时间的美系 3 2 在役转化管物理测量及计算 对于该装置在役h p s 0 转化管，因没有报废转化管的测定值做对照，应建 立新转化管基础数据库，数据库应包括新转化管辐射段各部位原始尺寸。 选取该装置转化管中在运行时观察发现产生亮斑较为严重的编号为i 2 1 1 2 型型查兰王堡堡堂堡笙兰 和t 3 3 4 的转化管进行测量。测量工具：柔性钢质卷尺。测量时转化管实际服 役时间：1 9 2 7 2 小时( 1 9 9 8 1 1 2 6 2 0 0 1 0 6 1 3 ) ，原转化管设计寿命：1 0 0 0 0 0 小时，条件蠕变极限为ol ，1 0 0 0 0 0 ，即经1 0 万小时运行允许的总变形量为l 。 根据转化管实际运行时间所发生的变形量，计算出转化管发生变形的速 率，由变形速率估算出在条件蠕变极限下的剩余寿命。 如编号为他一l 的转化管，距转化炉底部第一道焊缝的实际测量结果为： 原始周长：4 0 9 m m ；使用后实际测量周长：4 1 0 5 m m ：运行时间：1 9 2 7 2 小时 = 2 4 0 9 年( 按每年运行时间为8 0 0 0 小时计) 。 表3 1转化管变骺量与剩余寿命计算结果 4 0 94 0 9 7 4 0 94 0 9 8 4 0 94 1 0 2 4 0 94 1 0 5 4 0 9 4 1 0 3 4 0 94 l o 1 4 0 94 1 0 2 4 0 94 0 9 8 4 0 94 0 9 8 4 0 94 0 9 7 4 0 9 4 0 9 9 0 1 79 4 0 4 8 8 0 7 2 84 0 9 54 1 0 20 1 7 o 27 7 1128 0 7 2 84 0 9 54 1 0 4o 2 2 0 2 94 7 1 7 6 8 0 7 2 84 0 9 54 1 lo 3 7 o 3 7 3 2 8 1 68 0 7 2 8 4 0 9 54 1 1 3o 4 4 o 3 24 0 9 6 0 8 0 7 2 84 0 9 54 1 0 90 3 4 o 2 75 2 0 9 6 8 0 7 2 84 0 9 54 1 0 80 3 2 0 2 94 7 1 7 6 8 0 7 2 8 4 0 9 5 4 t o 4o 2 2 0 27 7 1 1 28 0 7 2 84 0 9 54 1 0 30 2 o 27 7 1 1 2 8 0 7 2 84 0 9 54 1 0 2 0 1 7 o 1 79 4 0 4 8 8 0 7 2 84 0 9 54 1 0 40 2 2 0 2 26 8 3 4 4 8 0 7 2 84 0 9 54 1 0 7 o 2 9 9 4 0 4 8 6 8 3 4 4 3 2 8 1 6 2 4 5 3 6 3 7 4 2 4 4 0 9 6 0 6 8 3 4 4 7 7 1 1 2 9 4 0 4 8 6 8 3 4 4 4 7 1 7 6 8 0 7 2 8 8 0 7 2 8 8 0 7 2 8 加7 2 8 8 0 7 2 8 8 0 7 2 8 3 0 7 2 8 8 0 7 2 8 8 0 7 2 8 8 0 7 2 8 8 0 7 2 8 1 塑! ! ! ：! q ：! !i ；鲤q ! 垫鲤! ：j! ! ! ：! ：堑! ! ! 堑! ! 翌! 挖 m 9 8 7 6 5 4 3 2 型型查兰三：翌堡! 兰竺堡兰一一 _ _ _ _ _ 一一 则： 该转化管的蠕变量为： 蠕变量= 实际测量周长一原始周长= 4 1 0 5 m m 一4 0 9 m m = 1 5 r a m 变形量= 蠕变量原始周长；1 5 m m 4 0 9 m m 。0 3 7 变形速率= 变形量运行时间= o 3 7 m m 2 。4 0 9 年= 1 , 5 3 6 x1 0 。m 耐年 相对于条件蠕变极限oi 1 0 0 0 0 0 的剩余寿命为： ( 1 0 3 7 ) ( 1 5 3 6 x1 0 3 ) = 4 1 0 2 ( 年) = 3 2 8 1 6 ( 小时) 表3 1 为转化管n 1 及t 4 3 4 服役后变形量与剩余寿命计算结果。 图3 1 ( a ) 及( b ) 分别表示转化管n 1 及t 3 3 4 服役后周长的变化。 3 3 分析与讨论 由表3 1 及图3 - 2 ( a ) 和( b ) 可知，装置编号为t 2 1 及t 3 - 3 4 的转化管 在据转化炉底部l m 及9 m 左右处的变形量较大，其中距离9 m 左右部位变形 量最大。 在役转化管剩余寿命取决于变形量最大部位的寿命，即t 2 - 1 转化管的剩 余寿命为3 2 8 1 6 小时，合为4 ，1 0 2 年( 按平均每年实际运行时间为8 0 0 0 小时计 算) 。t 4 3 4 转化管的剩余寿命为2 4 5 3 6 小时，合为3 0 6 7 年。 相对于转化管原设计使用寿命1 0 0 0 0 0 小时( 合为1 0 0 0 0 0 小时8 0 0 0 小时 年= 1 2 5 年) ，t 2 1 及t 4 3 4 的实际剩余寿命大为缩短，其原因在于距离转化 炉底部9 米左右部位正好是该转化炉烧嘴火焰外焰( 外焰最大长度约为4 米左 右) 所能及位置，该部位本身温度较高；该装置在试车时转化炉曾多次开停车， 造成转化管温度频繁升降：由于该转化炉在运行过程中曾多次发生烧嘴偏烧， 进而导致火焰舔管，致使转化管在该部位产生亮斑现象。上述强因的综合作用 进而加速了转化管的蠕变的发生。 同样，转化管距离转化炉底部1 米处的部位正好是转化炉烟道气聚集部位， 其温度最高，因而其变形量相对于其它部位较大。 采用物理测量的方法测量转化管的变形量，根据转化管的蠕胀情况判断转 化管的剩余寿命，是预测在役转化管剩余寿命较为简单直接的方法，尤其是对 于装置检测分析设施配备较为简单的工厂较为适用。 1 4 川川i 大学t 程硕 学位论文 4 3 2 超声波检测结果 对该装置1 4 4 根转化管进行1 0 0 超声波检测。超声波检测的最终质量用 a 、b 、c 三个级别进行评价。即：“a ”级管有较轻度蠕变裂纹或没有蠕变裂 纹，这种炉管使用没有问题；“b ”级管有一定程度的蠕变裂纹，但可以继续使 用：“c ”级管豹蠕变裂纹深度及面积已达到极限，这类炉管不能继续使用，必 须更换。超声波检测结果报告如表4 1 所示。 表4 - 1 转化管超声波检测报告 1 9 职川大学t 程硕士学位论文 图4 2 所示为转化管超声波检测原始记录。 图4 - 2 转化管超声波捡测记录 4 4 检测结果分析 由表4 1 检测报告可知，该装置在运行近两年半后，共1 4 4 根转化管中a 级管1 2 4 根，占8 6 1 ；b 级管2 0 根，占1 3 9 ；没有发现c 级管， 由图4 2 转化管超声波检测记录可知，装置编号为了2 1 及t 4 3 4 的转化管 为b 级管，其发现缺陷部位与3 ，2 中在役转化管物理检测结果基本吻合，g f 缺 陷位于距离转化管底部第一道焊缝约9 米左右的部位，该部位正好是转化炉烧 嘴火焰外焰所能及部位。该部位产生缺陷的原因与3 3 是一致的。 转化管无损探伤与物理测量相比较，无损探伤结果更为可靠、全面，尤其 是超声波探伤，通过全程检测转化管辖射段，基奉能发现转化管存在的缺陷。 兰然，无损探伤受检溺设备可靠性影响较大。如超声波探伤不但受设备灵 敏度的影响，还受转化管表面状况、耦合状况、探伤灵敏度数值选择等的影响。 转化管无损检测受人为因素影响较大，尤其是超声波探伤受检测人员的经 验影响。 无损探伤与物理测量比较，其检测费用也较高。 四川大学工程硕上学位论文 根据蠕变变形量及超声波评定结果，选取图5 1 所示第5 段( 距离转化炉 底部转化管第一道焊缝约9 米部位) 和第2 段( 距离转化管底部转化管第一道 焊缝约l 米部位) 进行有损检测。对第5 段进行金相和力学性能测试，对第2 段进行持久强度试验。 5 2 转化管材质化学成分分析 采用m e t a l l u r g i s tp r ox r f 荧光分析仪( t h e r m om e a s u r e t e c h ) 分析h p 5 0 转化管的化学成份，结果见表5 - i ，该转化管材料的合金元素含量实际测量值 在h p 5 0 标准含量的范围内，表明该材料化学成份合格。 表5 ih p 5 0 转化管化学成份对照表( 州) 5 3 金相测试和微区分析 5 3 1 取样 选取图5 1 所示5 号管段，切取制备金相试样2 个，编号分别为1 # ( 试 样试验标号为2 撑) 、2 # ( 试样试验标号为4 捍) 。 5 3 2 试样未经浸蚀的显微分析 将1 群、2 群试样磨片，采用j s m - - 5 9 0 0 l v 电子显微镜在4 5 0 x 下观察l # 、 2 榉试样的转化管外壁和内壁，观察的典型照片如图5 2 所示，由图5 ，2 可见， 转化管没有发现蠕变孔洞及其它明显可见缺陷。 些型查兰王堡! 坚! ：堂垡笙壅 ( a ) l # 试样外壁s e m 照片 ( b ) l # 试样内壁s e m 照片 ( c ) 2 # 试样外壁s e m 照片 图5 - 2 ( d ) 2 # 试样外壁s e m 照片 试样s e m 照片 5 3 3 试样经过浸蚀后的箍微分析 将l 群、2 岸试样用浸蚀液处理，采用j s m - - 5 9 0 0 l v 电子显微镜观察分析如 图5 3 所示。 ( a ) l # 试样外壁授蚀后s e m 照片( 2 0 0 x )( b ) 2 # 试样外壁没蚀后s e m 照片( 2 0 0 ) 图5 - 3 试样浸蚀后s e m 照片( 2 0 0 x ) 2 3 p t l 川人学工程硕巴学位论文 由图5 3 ( a ) 和( b ) 可见，晶界和晶内有大量析出物，析出物的成分采 用v 4 1 0 5 x 型衍射能谱分析仪作微区分析。图5 。4 是晶界析出物( a ) 、晶内析 出( c ) 和晶粒( b ) 的能谱仪分析区域标注；图5 。5 是能谱仪测试的原始曲线 和元素含量计算结果，a 区和b 区数据见图5 - 5 ( a ) ，c 区数据见图5 - 5 ( b ) 。 圈5 - 4 晶问和晶内析出物能谱仪撖区分析标注 图b 和c 的数据整理列位表5 2 ，对应的晶间析出物成分见表5 2 的a 区 晶内析出物成分见表5 2 的c 区，晶粒成分见表5 2 的b 区。 分析表明，晶间和晶内析出物主要是c r 的碳化物，如2 1 1 所述，这类碳 化物为m 2 3 c 6 型。 2 4 些型查堂王堡堡主兰竺兰奎 l f la j 一。 u u彪一 1 e m e n t c k s i k c r k m n k f e - k n i k t o r a l 圣一f n - a e l e m e n t c k 8 i - k c r x m n - k p e j c n i k t o t l k - r a t i o f t a l c ) o 0 2 9 0 o o o l 9 o 6 6 3 8 o 0 0 1 6 0 1 0 7 5 o ，0 8 2 s k r a t i o c c a l c 1 o 0 2 2 6 o o o t 9 0 。2 1 8 3 口。o l n s o 3 3 6 7 o 2 9 4 3 z a fa t o m 鲁 3 6 5 3 1 9 2 i 0 1 3 王0 t 1 1 。1 s 哇 1 1 1 7 之a f a t o ml 4 4 曼6 2 0 2 8 o 。9 s s 1 0 0 2 1 0 2 9 1 0 9 8 3 4 1 a i 曩3 1 蓐，3 o ，7 2 5 i 2 2 2 2 7 l o o o o e 1 e m e n t w 七鲁 l o 6 1 o 3 4 6 7 2 6 o 1 ， 1 2 。4 0 9 2 2 1 0 0 o o e l e m e n t w 匕t 1 0 1 4 o 9 ， - 2 0 8 s 1 o s 3 6 3 2 3 1 1 0 n o o 图5 5 ( a ) a 和b 区能谱仪测试原始线和元素台量的计算结果 叩；i二l n q ， 卜 杆；删 卜 蝴 咿一。fj-|； 一 l。一 ”们nn“m o 袖。茸6 四川大学工程硕士学位论文 s u nd 、ri x 0 皇4 ：4 2 口0 2 t f 一麓 鐾工e 峨e l 址 c 城 g i k c r t 襄 m n k f 毫k 斌主k t o g a i 靶z 礓# i o f 嚣l c 1 o 3 巷事 o 0 0 2 1 o s o s a a o 擘口 尊置，嚣鼍 o 土辜s 0 ； 巩f觚 璺置誊 矗7 2 0 0 0 0 3 s 工置3 1 1 z 霉量营撼邑n t w 慧鲁 葺1 t 蔷 尊t 0 $ o 6 牙 o ，哇 羔，口 t 7 。2 5 土0 0 0 0 圈5 - - 5 ( b ) c 区能谱仪测试原始线和元素含量的计算结果 电子显微镜扫描观察结果表明，转化管材料经过近2 万小时的长期服役时 效，析出碳化物。 但是，转化管外壁、中部和内壁的组织形貌有差别： 期：客“n”始 瓣o ”o n n 叫川人学丁程坝卜学位论文 ( a ) 1 # 试样外壁浸蚀后s e m 照片( 4 0 0x )( b ) 2 # 试样外壁浸蚀后s e m 照片( 4 0 0x ) 图5 - 6 试样外壁浸蚀照片 如图5 - 6 所示，在转化管外壁区域，碳化物沿着晶界聚集，形成碳化物链 状网，在晶内分布着弥散的碳化物粒子。 c a ) 1 # 试样内壁浸蚀后s e m 照片( 4 0 0 ) ( b ) 嚣试群内壁漫髓后s e m 怒片( 4 0 0 x ) 围5 - 7 试样内都浸蚀照片 如图5 7 所示，在转化管内壁区域，碳化物长大，形成网链状，晶内同 样分布弥散的碳化物粒子。 转化管中部区域与内壁形貌相似，碳化物长大，形成网链状，晶内同样分 布弥散的碳化物粒子，见图5 ，8 所示。 i j t l i 人学_ t 程顺卜学位论文 ( a ) 1 # 试样中部浸蚀后s e m 照片( 4 0 0 )( b ) 2 # 试样中部浸蚀后s e m 照片( 4 0 0 ) 图5 - 8 试祥中部浸蚀照片 显然，从转化管外壁的网状碳化物到中部和内壁的网链状碳化物，中闯应 当有一个形貌的发展区域。为此，s e m 采用2 0 0 x 对1 存试样从外壁向中部作 了连续照相分析，1 掣试样的结果见图5 9 。从图中尺寸测量，从外壁碳化物网 变化到中部的网链状碳化物，变化厚度约为3 m m 。这表明在服役条件下，转 化管外壁厚度3 m m 范围内受高温影响比中部和内壁有差异，这也符合外壁温 度较高的服役条件。 图5 - 91 粕样从外壁到中部的连续照相( 2 0 0 ) m 2 3 c 6 碳化物的析出温度为6 5 0 1 0 8 0 c ，析出的高峰温度在9 0 0 1 0 0 0 之间，该转化管的服役温度正处于这个范围。初生m 2 3 c 6 碳化物一半呈骨架 状分布于枝晶之间，次生的h 乜3 c 6 主要以粒状形态存在。 u u 川人学一f i 程删i ：学位论义 由于高温时合金的塑性较好，所以设计和操作更注意高温合金的强度。通 常认为，在晶界上出现的粒状或者链状m 2 3 c 6 碳化物阻碍品界滑移和裂纹扩展， 对提高持久强度有利。在晶粒上分布的粒状m 2 3 c 6 碳化物，阻碍位错的滑移， 有利于提高持久强度。 但是，t 2 - l 转化管的碳化物有聚集和长大的趋势，会部分降低抗高温变形 能力。 其次，碳化物是脆性相，在较低温度时。会降低材料的塑性和韧性。 因此，操作中应当注意转化管的温差波动和较低温度下转化管的约束状 况。 5 4 渗碳状况和显微硬度测试 5 4 1 渗碳状况 采用电子显微镜和能谱仪，对转化管外壁和内壁进行碳元素扫描，分析 曲线见图5 - 1 0 ( a ) ( b ) ，结果表明转化管内没有明显的渗碳及脱碳现象。 汹试样接近内擘的碳元素线扫描分析f ”试样接近外雎的碳元素线扫描分析 图5 1 0 试样碳元素线扫描分析 5 4 2 显微硬度测试 按照g b t 4 3 4 2 - 9 1 金属显微维氏硬度试验方法，对试样进行了连续显微硬 度测试。 显微硬度压痕照片见图5 1 l ( a ) ( b ) ( c ) 。 心川人学t 程坝i 。学位论文 ( 8 ) 试样外壁显微硬度照片 ( b ) 试样中部显微硬度照片 ( c ) 试样内壁显徽硬度照片 图5 1 1 显徽硬度照片 显微硬度测试结果如表5 - 3 所示。 结果表明，从外壁到内壁的显微硬度没有明显的变化。 塞! 主墨塑塑蕉型鲨熊墨 j 塑塑鲤堕塞翌堡! ：i ! ：堡 ： ! ! ：! ! ：! 显微硬度 l # 2 4 02 3 l2 3 9 2 4 4 2 4 02 4 4 二整三3 上 垫! 望12 箜 型! 型 旧j 1 1 人学工程硕t 学位论义 5 5 力学性能测试和断口微区分析 5 5 1 力学性畿测试 按照国标g b 6 9 7 3 8 6 金属拉伸试验试样方法制备拉伸试样，按照国 标g b 2 2 8 8 7 金属拉伸试验方法，采用a g 1 0 t a 万能材料试验机进行试验， 结果见表5 4 。f 1 4 j 拉伸试验后的试样及断裂状况见图5 - 1 2 。 图5 12 转化管拉伸试验的试件及断裂状况 表5 4 结果表明。服役近2 万小时的转化管样品拉伸强度和屈服强度略有 降低，但是，断裂伸长率下降明显，表明室温条件下该合金的脆性较大。 蒌! 墨堡丝筻堕登塑塞墨查笺蓬缝型整墼堡! 堡全塑曼! 全垩i 量鲨堡! 一 这登塑曼 ! !型塑 型堡塑墼堡 拉伸强度。b ，m p a4 1 14 1 3 4 1 54 2 04 5 0 屈服强度on 2 。m p a2 3 12 3 6 2 3 22 3 0 2 4 5 断裂伸长率65 ， 5 05 5 4 05 0 8 6 * 断面收缩率m ，4 05 0 5 55 5 幽量垦鱼堕! ! ! ! ! ! i j! 堑 ： 型型查兰三堡堡! 兰丝堡兰一一 5 5 2 拉伸试样断口的测试分析 采用电子显微镜和x 射线能谱仪分析拉伸试样的断口，图5 - 1 3 ( a ) 是拉 伸试样断口在低倍下的形貌，采用能谱仪分析了断口的成分，低倍( 1 0 0 ) 能谱仪扫描结果表明断e l 的c r 含量高达5 2 ，见表5 5 。显然，试样断裂发生 在c f 含量高的区域。 c a ) 拉伸试样断口形貌( 5 0 )( b ) 拉伸试样断口形貌( 1 5 0 0 ) 圈5 - 1 3 拉伸试样断口形貌 进一步提高s e m 的放大倍数，断1 ：3 形貌见图5 1 3 ( b ) ，图中微区形貌表 明拉伸条件下转化管试样发生的脆性断裂，主要是沿晶断裂，局部有韧窝。 采用能谱仪分析韧窝区域( 图5 - 1 3 ( b ) a 区) 和沿晶断裂区域( 图5 - 1 3 ( b ) b 区) 的成分，结果如表5 - 5 ，可见沿晶断口的成分中c f 含量高达7 9 ，主要是 c r 的碳化物，表现出很高的脆性，而韧窝处的成分接近台金的成分。 表5 - 5 拉伸断口微区成分分析 本试验进一步证明，c r 碳化物的析出是降低转化管材料塑性的主要原因。 婴型查兰三堡堡主兰垒堡苎 一 一_ - _ _ i _ _ _ _ _ _ _ _ _ 一 5 6 转化管内外壁成分分析 为考察转化管外壁和内壁的抗高温氧化行为，采用能谱仪分析转化管内外 壁成分，为了比较，同时分析了转化管截面中部的成分。结果见表5 - 6 。 结果表明，外壁和内壁成分中保留的主要是耐高温的c r 、s i 等，说明转 化管在服役条件下主要发生高温氧化，生成碳化物和氧化物等。同时表明转化 管材料在服役条件下具有良好的抗高温能力。 表5 - 6 转化管截面( 外壁、中部、内壁) 成分分析 5 7 持久强度试验与寿命估算 烃类蒸汽转化炉转化管的设计寿命一般是十万小时，实际试验不可能进行 这么长久的试验来确定材料的持久极限。 确定材料持久极限常用的试验方法主要有等温线外推法和时间温度参数 法。前者一般要求试验时问不少于3 3 万小时才能外推l o 万小时持久极限；后 者则由较高温度下的短时试验数据，外推较低温度( 即工作温度) 下的长期性 能指标。常用的参数法有拉伸一米勒尔( l - m ) 和葛言燧一唐恩( k - d ) 两种 公式。转化管一般使用拉伸( f r l a r s o n ) 一米勒尔( j m i l l e r ) 公式以及以此 绘制的曲线。嘲 l - m 公式为： p ( o ) = t ( c + 1 9 t f ) 1 0 1( 2 ) 式中：p ( o ) 熟强参数，也称时间温度参数； c 材料常数，取c = 1 8 2 3 ： t 绝对温标。 删川火学工程硕士学位论文 由l m 公式可以看出，热强参数p ( o ) 只决定于应力o ，应力a 一定，p ( o ) 值就确定了，但对应的时间和温度可以变化。因此，高温下的短时试验 与较低温度下的长时间试验可以对应于同一