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摘 要：采用宏观检查、化学成分分析、金相组织、扫描电子显微镜、力学性能测试方法对某石化公司制氢车间试车仅18小时即发生破裂的HP钢制氢转化炉炉管进行了析。结果表明：炉管破裂失效的主要原因是高温蠕变破裂，超温是导致蠕变发生的直接原因。
关键词：转化炉炉管；失效分析；蠕变；超温
引言
制氢转化炉是高温下烃类蒸汽转化制氢装置中最重要的设备[1]，而炉管则是这些设备的心脏。制氢转化炉炉管用钢主要是铸态HP型耐高温奥氏体不锈钢，特别是HP40Nb钢在碳氧环境中具有很高的抗蠕变、高温和耐腐蚀的特性[2]，在世界范围内应用广泛[3]。但是制氢转化炉炉管的价值很高，并且其使用温度高、运行条件复杂苛刻。蠕变、疲劳、侵蚀或腐蚀都是炉管损伤的原因，其中蠕变被认为是导致HP40Nb炉管失效的最主要方式[2]。此外由于炉管服役过程中因操作不当会造成炉管的超温或者局部温度过高，持续的超温运行会进一步导致材料抗蠕变性能降低，蠕变裂纹加速扩展，最终导致炉管的提前失效。因此对于石化制氢炉管开裂进行失效分析与预防是推动石油化学工业发展的一个重要手段，是提高石油化学工业装备质量和延长使用寿命的可靠途径[4-6]，意义重大。
本文分析的炉管材质为HP40Nb耐热不锈钢，尺寸为炉管内压力为1.8MPa，管内介质除含有H2外，还含有CO2、CO和CH4等，炉管的正常工作温度为820℃，设计使用寿命为10万h。本次炉管破裂是在开车试运行仅18h发生的，破裂的炉管共有9根，属于早期失效行为。对其中损伤较严重的2#炉管进行分析，找到其失效的原因，为以后防止此类事故的发生提供依据。
1.宏观检查
1.1.破裂管段宏观形貌分析和蠕胀量测量
破裂管段的宏观形貌如图1所示，裂纹走向沿炉管轴向发展，裂纹弯曲，裂纹前端分叉明显（图1b）。裂纹长度740mm，破口上方裂纹前端 蠕胀量3.4%，破口下方裂纹前端蠕胀量为2.6%，裂纹尖端50mm以外的炉管无明显蠕胀。
1.2.破裂管段不同位置着色探伤
对破裂管段距离裂纹上尖端和下尖端500mm处（无损检测无内部缺陷位置处）的横截环进行着色探伤以确定距裂纹500mm处炉管的损伤状态，看是否存在裂纹和微裂纹，以判断该部位炉管可否继续使用。探伤结果表明距裂纹尖端500mm处组织中没发现裂纹和微裂纹（与超声无损检测结果一致），如图2所示。为分析裂纹分布形态，在2#管裂纹上尖端处截取1个环，并在破裂口处截取一片炉管进行着色探伤，截取位置如图3所示。
从图4中我们可以看出2#管裂纹尖端环形样品中分布有明显的宏观裂纹（图4a），裂纹主要集中在炉管壁厚的1/3处，并向管内壁和外壁扩展。从破裂口处截取的炉管片裂纹分布看，外表面有大量网状的裂纹，内壁则是沿径向分布的长裂纹。截面上分布大量穿透性裂纹和未穿透裂纹，裂纹产生于壁厚距内表面1/3处，裂纹并沿径向内、外壁扩展，具有明显的蠕胀破坏特征 （图4b，c，d）。
3.金相组织分析
低倍组织可观察离心铸管各晶层（柱状晶和等轴晶）的分布，疏松及夹杂等。从2#管上裂纹尖端距离500mm处截取环形试样进行低倍组织观察和分析。从图5可以看出，炉管并无疏松、夹杂等缺陷，低倍组织形态正常。并且柱状晶比例满足中石油制氢转化炉管质量验收大纲中规定的不低于50%的要求。
对2#管道分别从裂纹断口边缘（试样1）、断口侧面（试样2和试样3）、裂纹背面（试样4）、裂纹上端距离500mm处取样一个（试样5）、裂纹下端距离500mm处（试样6）位置截取6个试样，如图6所示。
从图7可以看出2#管1、2、3、4位置處的显微组织与初始铸态组织相比发生了明显劣化。具体表现为，组织中的晶界碳化物已由初始铸态组织中的骨架状共晶碳化物转变成网链状，一些地方的碳化物已经连接成较长的链状。晶内奥氏体基体中弥散析出的二次碳化物较少，大部分已经形成颗粒状。2#管5、6位置处的组织劣化比前4个位置略轻，但也发生了明显的组织劣化。组织中的晶界碳化物由初始铸态的骨架状共晶碳化物转变成网状，晶内奥氏体基体中弥散析出的二次碳化物明显向晶界聚集。作者对制氢炉内没有发生破裂的炉管现场金相观察后评估仍有5年的安全使用寿命。说明这批炉管短短18小时安全使用寿命下降了一半多。
4.断口扫描电镜分析
断口分析可以确定断裂性质，对2#管的断口进行了扫描电镜分析。从图8可以看出，断口由于高温破裂氧化，但仍然能看出呈沿晶断裂特征，符合蠕变破坏特点。
5.力学性能分析
对取自距2#炉管裂纹上下尖端500mm处的试样进行常温拉伸，以及900℃高温短时拉伸，结果如表2所示。根据日本神户制钢的标准900℃：屈服强度130MPa，抗拉强度220MPa，断后伸长率30%。从试验结果看，2#炉管在900℃时屈服轻度超过日本神户标准，但断裂强度和断后伸长率都小于神户制钢的标准，说明材料已经明显发生劣化。常温力学性能标准参照ASTM/A351M-1986：屈服强度230MPa，抗拉强度440MPa，断后伸长率8%。从表2中可以看出，所检测的试样屈服强度和断裂
6.结果与讨论
由于炉管组织劣化是一个合金元素原子在组织扩散的结果。在正常的操作温度范围内要求这种扩散非常慢，才能保证管材的性能长时间不发生变化或很少发生变化。扩散是一个消耗能量的过程，也就是说只有足够的能量提供的前提下才能发生，同时也是一个与时间密切相关的问题，也就是说扩散是温度和时间的函数。之所以本制氢车间的炉管在这么短时间内原子扩散速度这么快，并发生晶界骨架状共晶碳化物转变成网链状，晶内的奥氏体基体中二次碳化物有的已经基本消失，有的已经发生明显长大并向晶界聚集的现象。常温和高温力学性能指标也说明材料发生了劣化。综合结果说明该炉管组织发生了严重劣化，运行仅18小时，安全使用寿命下降了一半多，破裂的炉管属于高温蠕胀破坏，超温是导致炉管提前蠕变破坏失效的直接原因。
7.结论与建议
7.1.炉管破裂属于高温蠕胀破坏，超温是导致炉管提前蠕变破坏失效的直接原因。
7.2.炉管的微观组织已经发生明显劣化，晶界碳化物已由原铸态的骨架状共晶碳化物转变成网链状，晶内的奥氏体基体中二次碳化物有的已经基本消失，有的已经发生明显长大并向晶界聚集。
7.3.炉管常温拉伸性能及高温短时拉伸性能明显下降。
7.4.该设备运行时，一定要严格按照设计条件控制炉温。
7.5.为确保设备正常运行，在以后停检时，应对该炉炉管进行跟踪检测和评估。
参考文献
[1]杜中强.新型制氢转化炉的应用[J] .北京：石油化工设备技术，2005， 26（2）：40
[2]Wang W Z， Xuan F Z， Wang Z D， et al. Effect of overheating temperature on the microstructure and creep behavior of HP40Nb alloy [J]. Mater.Des.2011， 32： 4010
[3]Chris M， Clement I， John D. Failure analysis and creep remaining life of hydrogen reformer outlet pigtail tubes [J].Eng. Fail. Anal， 2008， 15：1076
[4]陈年金.高温环境中疲劳蠕变交互作用寿命预测[D].杭州：浙江工业大学，2006.
[5]孔祥军，陶思达.加热炉炉管的安全评定及剩余寿命预测[J].石油化工高等学校学报，2011，24（4）：88-90，94.
[6]王敏.影响一段转化炉管使用寿命的原因分析及控制措施[J].化肥设计，2008，46（4）：48-49.
[7]HG/T 2601-94，高温承压用离心铸造合金炉管[S].
关键词：转化炉炉管；失效分析；蠕变；超温
引言
制氢转化炉是高温下烃类蒸汽转化制氢装置中最重要的设备[1]，而炉管则是这些设备的心脏。制氢转化炉炉管用钢主要是铸态HP型耐高温奥氏体不锈钢，特别是HP40Nb钢在碳氧环境中具有很高的抗蠕变、高温和耐腐蚀的特性[2]，在世界范围内应用广泛[3]。但是制氢转化炉炉管的价值很高，并且其使用温度高、运行条件复杂苛刻。蠕变、疲劳、侵蚀或腐蚀都是炉管损伤的原因，其中蠕变被认为是导致HP40Nb炉管失效的最主要方式[2]。此外由于炉管服役过程中因操作不当会造成炉管的超温或者局部温度过高，持续的超温运行会进一步导致材料抗蠕变性能降低，蠕变裂纹加速扩展，最终导致炉管的提前失效。因此对于石化制氢炉管开裂进行失效分析与预防是推动石油化学工业发展的一个重要手段，是提高石油化学工业装备质量和延长使用寿命的可靠途径[4-6]，意义重大。
本文分析的炉管材质为HP40Nb耐热不锈钢，尺寸为炉管内压力为1.8MPa，管内介质除含有H2外，还含有CO2、CO和CH4等，炉管的正常工作温度为820℃，设计使用寿命为10万h。本次炉管破裂是在开车试运行仅18h发生的，破裂的炉管共有9根，属于早期失效行为。对其中损伤较严重的2#炉管进行分析，找到其失效的原因，为以后防止此类事故的发生提供依据。
1.宏观检查
1.1.破裂管段宏观形貌分析和蠕胀量测量
破裂管段的宏观形貌如图1所示，裂纹走向沿炉管轴向发展，裂纹弯曲，裂纹前端分叉明显（图1b）。裂纹长度740mm，破口上方裂纹前端 蠕胀量3.4%，破口下方裂纹前端蠕胀量为2.6%，裂纹尖端50mm以外的炉管无明显蠕胀。
1.2.破裂管段不同位置着色探伤
对破裂管段距离裂纹上尖端和下尖端500mm处（无损检测无内部缺陷位置处）的横截环进行着色探伤以确定距裂纹500mm处炉管的损伤状态，看是否存在裂纹和微裂纹，以判断该部位炉管可否继续使用。探伤结果表明距裂纹尖端500mm处组织中没发现裂纹和微裂纹（与超声无损检测结果一致），如图2所示。为分析裂纹分布形态，在2#管裂纹上尖端处截取1个环，并在破裂口处截取一片炉管进行着色探伤，截取位置如图3所示。
从图4中我们可以看出2#管裂纹尖端环形样品中分布有明显的宏观裂纹（图4a），裂纹主要集中在炉管壁厚的1/3处，并向管内壁和外壁扩展。从破裂口处截取的炉管片裂纹分布看，外表面有大量网状的裂纹，内壁则是沿径向分布的长裂纹。截面上分布大量穿透性裂纹和未穿透裂纹，裂纹产生于壁厚距内表面1/3处，裂纹并沿径向内、外壁扩展，具有明显的蠕胀破坏特征 （图4b，c，d）。
3.金相组织分析
低倍组织可观察离心铸管各晶层（柱状晶和等轴晶）的分布，疏松及夹杂等。从2#管上裂纹尖端距离500mm处截取环形试样进行低倍组织观察和分析。从图5可以看出，炉管并无疏松、夹杂等缺陷，低倍组织形态正常。并且柱状晶比例满足中石油制氢转化炉管质量验收大纲中规定的不低于50%的要求。
对2#管道分别从裂纹断口边缘（试样1）、断口侧面（试样2和试样3）、裂纹背面（试样4）、裂纹上端距离500mm处取样一个（试样5）、裂纹下端距离500mm处（试样6）位置截取6个试样，如图6所示。
从图7可以看出2#管1、2、3、4位置處的显微组织与初始铸态组织相比发生了明显劣化。具体表现为，组织中的晶界碳化物已由初始铸态组织中的骨架状共晶碳化物转变成网链状，一些地方的碳化物已经连接成较长的链状。晶内奥氏体基体中弥散析出的二次碳化物较少，大部分已经形成颗粒状。2#管5、6位置处的组织劣化比前4个位置略轻，但也发生了明显的组织劣化。组织中的晶界碳化物由初始铸态的骨架状共晶碳化物转变成网状，晶内奥氏体基体中弥散析出的二次碳化物明显向晶界聚集。作者对制氢炉内没有发生破裂的炉管现场金相观察后评估仍有5年的安全使用寿命。说明这批炉管短短18小时安全使用寿命下降了一半多。
4.断口扫描电镜分析
断口分析可以确定断裂性质，对2#管的断口进行了扫描电镜分析。从图8可以看出，断口由于高温破裂氧化，但仍然能看出呈沿晶断裂特征，符合蠕变破坏特点。
5.力学性能分析
对取自距2#炉管裂纹上下尖端500mm处的试样进行常温拉伸，以及900℃高温短时拉伸，结果如表2所示。根据日本神户制钢的标准900℃：屈服强度130MPa，抗拉强度220MPa，断后伸长率30%。从试验结果看，2#炉管在900℃时屈服轻度超过日本神户标准，但断裂强度和断后伸长率都小于神户制钢的标准，说明材料已经明显发生劣化。常温力学性能标准参照ASTM/A351M-1986：屈服强度230MPa，抗拉强度440MPa，断后伸长率8%。从表2中可以看出，所检测的试样屈服强度和断裂
6.结果与讨论
由于炉管组织劣化是一个合金元素原子在组织扩散的结果。在正常的操作温度范围内要求这种扩散非常慢，才能保证管材的性能长时间不发生变化或很少发生变化。扩散是一个消耗能量的过程，也就是说只有足够的能量提供的前提下才能发生，同时也是一个与时间密切相关的问题，也就是说扩散是温度和时间的函数。之所以本制氢车间的炉管在这么短时间内原子扩散速度这么快，并发生晶界骨架状共晶碳化物转变成网链状，晶内的奥氏体基体中二次碳化物有的已经基本消失，有的已经发生明显长大并向晶界聚集的现象。常温和高温力学性能指标也说明材料发生了劣化。综合结果说明该炉管组织发生了严重劣化，运行仅18小时，安全使用寿命下降了一半多，破裂的炉管属于高温蠕胀破坏，超温是导致炉管提前蠕变破坏失效的直接原因。
7.结论与建议
7.1.炉管破裂属于高温蠕胀破坏，超温是导致炉管提前蠕变破坏失效的直接原因。
7.2.炉管的微观组织已经发生明显劣化，晶界碳化物已由原铸态的骨架状共晶碳化物转变成网链状，晶内的奥氏体基体中二次碳化物有的已经基本消失，有的已经发生明显长大并向晶界聚集。
7.3.炉管常温拉伸性能及高温短时拉伸性能明显下降。
7.4.该设备运行时，一定要严格按照设计条件控制炉温。
7.5.为确保设备正常运行，在以后停检时，应对该炉炉管进行跟踪检测和评估。
参考文献
[1]杜中强.新型制氢转化炉的应用[J] .北京：石油化工设备技术，2005， 26（2）：40
[2]Wang W Z， Xuan F Z， Wang Z D， et al. Effect of overheating temperature on the microstructure and creep behavior of HP40Nb alloy [J]. Mater.Des.2011， 32： 4010
[3]Chris M， Clement I， John D. Failure analysis and creep remaining life of hydrogen reformer outlet pigtail tubes [J].Eng. Fail. Anal， 2008， 15：1076
[4]陈年金.高温环境中疲劳蠕变交互作用寿命预测[D].杭州：浙江工业大学，2006.
[5]孔祥军，陶思达.加热炉炉管的安全评定及剩余寿命预测[J].石油化工高等学校学报，2011，24（4）：88-90，94.
[6]王敏.影响一段转化炉管使用寿命的原因分析及控制措施[J].化肥设计，2008，46（4）：48-49.
[7]HG/T 2601-94，高温承压用离心铸造合金炉管[S].