Исследование сопротивления разрушению сплава базовой композиции 45Х25Н35С2Б и разработка методов оценки работоспособности реакционных змеевиков высокотемпературных установок пиролиза тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.16.09, кандидат наук Попова, Ирина Павловна

• Попова, Ирина Павловна
• кандидат наук
• 2014

Оглавление диссертации кандидат наук Попова, Ирина Павловна

ОГЛАВЛЕНИЕ ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА .1. АНАЛИТИЧЕСКИЙ ОБЗОР СОВРЕМЕННЫХ ПРЕДСТАВЛЕНИЙ О МЕХАНИЗМАХ ПОВРЕЖДЕНИЯ МАТЕРИАЛОВ РЕАКЦИОННЫХ ЗМЕЕВИКОВ И СУЩЕСТВУЮЩИХ МЕТОДОВ ОЦЕНКИ ИХ РЕСУРСА ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ВЫСОКОТЕМПЕТУРНЫХ УСТАНОВОК

ПИРОЛИЗА

1.1 Особенности эксплуатации реакционных труб печей пиролиза

1.2. Влияние технологии изготовления элементов змеевиков на служебные характеристики сплава 45Х26НЗЗС2Б2 при температурах 900 - 1100°С

1.3. Особенности микроструктуры сплава 45Х26НЗ 3 С2Б2 при температурах 800- 1100°С

1.4. Анализ возможных механизмов повреждения и предельных состояний реакционных труб по критериям длительной прочности, деформационной способности и циклической прочности

1.5. Анализ существующих методов оценки ресурса реакционных змеевиков

1.6. Общая схема оценки ресурса реакционных змеевиков и задачи, диссертационной работы

, ГЛАВА 2. ОЦЕНКА РЕСУРСА РЕАКЦИОННЫХ ЗМЕЕВИКОВ ПО

КРИТЕРИЮ ДЛИТЕЛЬНОЙ ПРОЧНОСТИ

2.1. Исследование свойств основного металла и металла сварного шва при температурах 900 - 1100°С

2.1.1. Изготовление образцов из материала сварного шва Св-40Х26Н32С2Б и материала околошовной зоны

2.1.2. Определение кратковременных механических характеристик материала сварного шва Св-40Х26Н32С2Б

2.1.3. Проведение испытаний образцов из материала сварного шва и околошовной зоны на длительную прочность и ползучесть при температурах 900 - 1100°С

2.2. Кривые длительной прочности

2.3. Оценка ресурса по критерию зарождения трещины

Выводы по главе 2

ГЛАВА 3; ' ОЦЕНКА РЕСУРСА РЕАКЦИОННЫХ ЗМЕЕВИКОВ ПО КРИТЕРИЮ ПРЕДЕЛЬНОЙ ДЕФОРМАЦИИ ПО МЕХАНИЗМУ

ПРОГРЕССИРУЮЩЕГО ФОРМОИЗМЕНЕНИЯ

3.1.Общие закономерности реализации прогрессирующего

формоизменения

3.2. Определение расчетных параметров нагружения материала реакционной трубы в течение межремонтного пробега с учетом кинетики закоксовывания

3.2.1. Определение температуры внутренней стенки трубы

3.2.2. Определение расчетного давления при закоксовывании трубы

3.3. Расчет НДС реакционной трубы и прогрессирующего формоизменения для различных вариантов циклического термосилового нагружения

3.3.1. Расчет НДС неравномерно нагретой реакционной трубы при отсутствии отложений кокса

3.3.2. Расчет НДС неравномерно нагретой реакционной трубы При '/• , нестационарном термосиловом нагружении с учетом коксообразования

3.4. Формулировка критерия разрушения

3.5. Оценка ресурса при прогрессирующем формоизменении

Выводы по главе 3

ГЛАВА 4. ОЦЕНКА РЕСУРСА РЕАКЦИОННЫХ ЗМЕЕВИКОВ ПО КРИТЕРИЮ УСТАЛОСТИ И ПРИ ВЗАИМОДЕЙСТВИИ ПОЛЗУЧЕСТИ И УСТАЛОСТИ

4.1. Построение усталостных кривых на базе кратковременных и длительных испытаний на растяжение пятикратных цилиндрических образцов при температурах 900 и 1000°С

4.2. Расчет НДС и i оценка-повреждений при теплосменах неравномерно нагретой реакционной • трубы для различных вариантов термосилового нагружения

4.2.1. Расчет НДС и оценка повреждений при отсутствии отложений кокса

4.2.2. Расчет НДС и оценка повреждений с учетом коксообразования

4.3. Оценка ресурса по критерию зарождения усталостной трещины при

взаимодействии усталости и ползучести

Выводы по главе 4

ГЛАВА 5. РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ КИНЕТИКИ ТРЕЩИНЫ В СПЛАВЕ 45Х26НЗЗС2Б2 ПРИ ДЛИТЕЛЬНОМ СТАТИЧЕСКОМ И ЦИКЛИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИЯХ

5.1. Материалы, образцы и методика испытаний

5.2. Расчет НДС дугообразного образца с трещиной и параметров механики; разрушения (K,,J-интеграла, С* -интеграла, С* ) для дугообразного образца с

трещиной

5.2.1. Расчет НДС дугообразного образца с трещиной

5.2.2. Расчет параметров механики разрушения (AT^J-интеграла, С*-интеграла) для дугообразного образца с трещиной

5.3. Выбор условий нагружения

5.4. Результаты испытаний и обработка экспериментальных данных

5.4.1. Определение развития трещины в основном металле

5.4.2. Определение развития трещины в металле шва

5.4.3. Верификация корректности определения С* - интеграла

в экспериментах

5.5. Построение зависимостей скорости роста трещины

от С* - интеграла

5.5.1. Построение зависимостей Д1^ основного металла

5.5.2. Построение зависимостей -¡-(с*) для металла шва

dt

5.5.3. Оценка влияния туннелирования трещины при расчете С*

5.6. Оценка влияния старения материала на скорость роста трещины

5.7. Оценка влияния температуры на скорость роста трещины

5.8. Оценка С* - интеграла на основе метода референсных напряжений (С*)

5.8.1. Построение расчетных кривых для прогнозирования скорости роста

трещины

, 5.8.2. Сопоставление экспериментальных данных и расчетных кривых

5.9. Оценка скорости роста трещины при циклическом нагружении

5.10. Оценка скорости роста трещины при комбинированном статическом и

циклическом нагружении

Выводы по главе 5

ГЛАВА 6. ОЦЕНКА РЕСУРСА РЕАКЦИОННЫХ ЗМЕЕВИКОВ НА СТАДИИ РАЗВИТИЯ ТРЕЩИНЫ

6.1. Схема оценки ресурса на стадии развития трещины

6.2. Оценка начального размера трещины

6.3. Оценка допустимого размера трещины

6.3.1. Оценка допустимого размера трещины по критерию несущей способности

6.3.2. Оценка допустимого размера трещины по критерию статической трещиностойкости материала

6.4. Оценка ресурса змеевиков с учетом развития трещины

Выводы по главе 6

ВЫВОДЫ ПО ДИССЕРТАЦИОННОЙ РАБОТЕ

Список использованных источников

ПРИЛОЖЕНИЕ

Акт об использовании результатов кандидатской диссертационной работы

211

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Исследование сопротивления разрушению сплава базовой композиции 45Х25Н35С2Б и разработка методов оценки работоспособности реакционных змеевиков высокотемпературных установок пиролиза»

ВВЕДЕНИЕ

Надежность работы высокотемпературных установок в нефтехимических и металлургических производствах определяется ресурсом реакционных змеевиковых систем, эксплуатация которых производится в чрезвычайно жестких условиях: длительная работа при высоких температурах (900-1070°С), внутреннее давление (до 0,7 МПа), периодический разогрев и охлаждение змеевиков в процессе эксплуатации/ Поскольку рабочей средой являются непредельные углеводороды, то в процессе реакции получения конечного продукта, в т.ч. этилена, происходит осаждение углерода на внутренних стенках трубной системы с последующим образованием пиролизного кокса, который затрудняет теплопередачу через стенку трубы, в результате чего возникает перегрев металла выше допустимого. Отложение кокса также способствует ускорению науглероживания, коррозии и износа материала труб. Все эти факторы являются причиной существенного снижения долговечности и; преждевременного разрушения элементов трубной системы реакционных змеевиков, что приводит к большим материальным затратам на ремонтные и восстановительные работы. Срок службы наиболее теплонапряженных элементов установок пиролиза составляет не более 2-г-5 лет при проектном ресурсе ~ 10 лет. Это относится как к отечественной продукции, так и к изделиям, поставляемым передовыми зарубежными фирмами.

Основными видами повреждений является недопустимое формоизменение труб (потеря устойчивости формы — местная и общая), когда необратимые деформации превышают 5%, а также появление сквозных трещин, приводящих к разгерметизации змеевика. Основными характеристиками, определяющими работоспособность элементов конструкции радиантных змеевиков, являются жаропрочность, жаростойкость и стойкость против науглероживания, причем характеристики жаропрочности играют доминирующую роль. Интенсификация процесса пиролиза идет по пути повышения температуры разложения углеводородов и уменьшения

продолжительности контакта в зоне реакции, что приводит к повышению теплонапряженности металла труб и достижению на их поверхности температуры ~1100°С [1-4]. Обоснование работоспособности и ресурса трубчатых элементов печей пиролиза является актуальной научно-технической задачей, отвечающей потребностям отрасли.

В ЦНИИ КМ «Прометей» разработаны и запатентованы жаропрочные сплавы марок 45Х26НЗЗС2Б2 и 45Х26НЗЗВ5С2Б с карбидным типом упрочнения, обладающие повышенными уровнями жаростойкости и стойкости к науглероживанию. Расчеты прочности, выполненные по существующим методикам применительно к змеевикам, изготовленным из сплава 45Х26НЗЗС2Б2, показывают, что работоспособность реакционных труб по критерию длительной прочности должна быть обеспечена при эксплуатации, по крайней мере, до 105 часов. В то же время нередки случаи, когда уже через ~ 4000 часов работы трубы выбраковываются из-за недопустимого

I

формоизменения; при этом микроструктура и служебные свойства материала практически не ухудшаются, а науглероживание незначительное. Исследованию повреждений и формоизменения при высокотемпературном термомеханическом нагружении было посвящено много работ. В первую очередь к ним можно отнести работы Л.М Качанова, Ю.Н. Работнова, Дж. Бри, Д.А. Гохфельда [5-8]. Вместе с тем следует отметить, что поведение материала в условиях процесса пиролиза, имеющего ряд специфических особенностей, изучено недостаточно; исследования доминантных механизмов повреждения реакционных труб практически отсутствуют. Это обстоятельство диктует необходимость анализа механизмов повреждения реакционных труб для более адекватного прогнозирования их деформирования и повреждения.

Трубчатые элементы печей эксплуатируются в большинстве случаев вплоть до достижения ими предельных состояний. Постепенно развивающиеся процессы ползучести приводят к отказам, а повреждённость материала труб не всегда может быть выявлена методами неразрушающего контроля. Сложность

применения неразрушающих средств контроля для оценки остаточного ресурса реакционных труб определяет актуальность развития методов компьютерного анализа, основанных на положениях механики вязкоупругой сплошной среды.

Помимо необратимого формоизменения, другим основным видом повреждений реакционных труб является образование мелких трещин на внутренней поверхности, преобразующихся при дальнейшей эксплуатации в магистральную трещину, рост которой может привести к разгерметизации змеевика. Согласно отечественным нормам [9,10], при обнаружении трещины данный участок трубы подлежит отбраковке. Однако, как показали наблюдения зарубежных исследователей, развитие зародышевых трещин до критических размеров в центробежно-литых трубах из сплавов типов НК и НР может происходить достаточно долго (более 10 тыс. часов) [11-17]. Следовательно, для адекватной оценки долговечности труб необходимо оценивать состояние материала с учетом роста трещины до некоторой предельно допустимой величины. > ;

Целью настоящей работы является установление наиболее вероятных причин преждевременного выхода из строя труб змеевиков установок пиролиза, а также разработка метода оценки ресурса реакционных змеевиков с учетом особенностей эксплуатации.

ГЛАВА 1. АНАЛИТИЧЕСКИЙ ОБЗОР СОВРЕМЕННЫХ ПРЕДСТАВЛЕНИЙ О МЕХАНИЗМАХ ПОВРЕЖДЕНИЯ МАТЕРИАЛОВ РЕАКЦИОННЫХ ЗМЕЕВИКОВ И СУЩЕСТВУЮЩИХ МЕТОДОВ ОЦЕНКИ ИХ РЕСУРСА ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ВЫСОКОТЕМПЕТУРНЫХ УСТАНОВОК ПИРОЛИЗА 1.1. Особенности эксплуатации реакционных труб печей пиролиза

Печи пиролиза установки ЭП-300 предназначены для высокотемпературного разложения углеводородного сырья (прямогонного бензина, этана) с целью получения этилена. Печи пиролиза представляют собой нагревательные устройства, внутри которых проходят трубные системы (змеевики) (рис.1). Часть труб каждого змеевика размещается в конвективной камере, где сырье в смеси с паром нагревают до 600°С, часть труб — в высокотемпературной радиантной камере, где поток газов далее нагревается при низком давлении до ~ 850°С. В печах высокотемпературного пиролиза типа ЭКГ с коротким временем контакта реагирующего сырья (~ 0,75 сек.) змеевики 1 в топочной камере подвешены вертикально на тягах и пружинах, что обеспечивает возможность свободного удлинения труб. Газовые горелки акустического типа создают равномерный нагрев футеровки печи до температур 1100-1200°С, что обеспечивает стабильный радиационный нагрев поверхности змеевиков до температур пиролиза. При этом температура наружной поверхности выходных (реакционных) труб радиантной секции змеевика может достигать 1100-1150°С. Для большинства жаропрочных сплавов эти температуры являются предельными.

Реакционные трубы радиантных змеевиков изготавливаются из сплавов 45Х26Н26С2Б и 45Х26НЗЗС2Б2, причем сплав с более низким содержанием никеля обычно используют для труб, предназначенных для сборки менее теплонапряженных участков секций трубной системы, а выходные трубы, эксплуатирующиеся при наиболее высоких температурах, изготавливают из более жаропрочного сплава. Для пиролизных печей, работающих на жестком

режиме, максимально допустимая температура стенки радиантных змеевиков, выполненных из сплава 45Х26НЗЗС2Б2, составляет 1070°С. Давление внутри выходных труб змеевика изменяется в пределах от (0,16-И),2)МПа (оптимальное давление пиролиза) до 0,7 МПа (максимально допустимое значение) [3,18]. Теплонапряженностъ поверхности выходной трубы, работающей в наиболее жестких термических условиях, достигает 150ч-200 кВт/м2 [18-20].

В процессе эксплуатации трубная система реакционных змеевиков

подвергается циклическому изменению температур при плановых и аварийных

?

остановах с последующими выходами на штатный тепловой режим. Для определения расчетных параметров нагружения материала реакционной трубы были проанализированы условия эксплуатации высокотемпературных секций змеевика и требования нормативно-технической документации по техническому надзору, методам ревизии и отбраковке технологических трубчатых печей на предприятии ОАО «Сибур-Нефтехим» [9].

В условиях пиролиза происходит образование свободного углерода, который отлагается в виде кокса на внутренней поверхности труб; при этом нарушаются условия теплообмена между стенкой трубы и газовым потоком, что приводит к локальному перегреву трубных элементов реакционного змеевика. Отложение кокса также способствует ускорению науглероживания, коррозии и износа материала труб, что ведет к снижению выхода олефинов, снижению срока службы труб, а также к уменьшению длительности межремонтных периодов эксплуатации печей из-за необходимости периодического удаления кокса. Скорость отложения кокса зависит в основном от состава сырья и от температуры процесса, а также от конструктивных параметров (внутреннего диаметра труб). Наибольшее коксообразование происходит на выходных трубах с более высокой температурой стенки. Скорость отложения кокса также возрастает при резких колебаниях температурного режима. Все эти обстоятельства определяют условия эксплуатации материала реакционных труб [9,18,21].

Наиболее распространенный способ удаления кокса в печах пиролиза -паровоздушный выжиг, проводимый периодически (через ~ 500 часов непрерывной работы в штатном режиме) или при наличии дополнительных показателей (повышение давления на входе в змеевик более 0,7 МПа; местное изменение цвета труб, свидетельствующее о повышении температуры стенки свыше 1070°С). Продолжительность операции декоксования составляет 24-28 часов. При этом давление паровоздушной смеси не превышает 0,6 МПа, а

I

температура ее на выходе из змеевика составляет 800-820°С [9,18,21]. Таким образом, эксплуатация печей пиролиза при нормальных условиях ведется в циклическом режиме: нагрев - (пиролиз - выжиг кокса) — (пиролиз — выжиг) — (пиролиз - выжиг) - охлаждение и текущий ремонт. При нормальной эксплуатации длительность межремонтного пробега составляет ~ 1600 часов. Примерная схема изменения наружной температуры стенки реакционной трубы в течение межремонтного пробега показана на рис.2. >

Благодаря эндотермической реакции в печных трубах при нормальных

}

условиях эксплуатации возникает градиент температуры в радиальном направлении между наружной и внутренней поверхностями трубы. Термоупругие напряжения, возникающие в начальный период работы змеевика, с течением времени релаксируют. При возникновении аварийных ситуаций (нарушение герметичности, появление отдулин) быстрое охлаждение« неравномерно нагретой трубы может привести к появлению остаточных термических напряжений, обратных по знаку начальным. Подобные термические удары, возникающие при быстром нагреве (охлаждении) труб, могут сопровождаться пластическим деформированием материала трубы и привести к ее быстрому разрушению [5]. Более того, резкое охлаждение закоксованной трубы (даже однократное) может привести к обвалу кокса и необратимому деформированию змеевика вплоть до его разрушения. Поэтому в условиях нормальной эксплуатации скорость снижения и подъема температуры не должна превышать 2°С/мин [9,21]. В случае аварийного останова печи

допускается повышение скорости изменения температуры до 9°С/мин. (В реальных условиях при аварийном останове скорость снижения температуры может достигать ~ 20°С/мин.)

А-А

Рис.1.1. Радиантный змеевик для двухкамерной печи пиролиза установки ЭП-300 завода «Мономер» ОАО «Салаватнефтеоргсинтез»

1000

О 800 -о

<L>

н 40Q -200

Время, час.

Рис.1.2. График изменения температуры наружной поверхности выходных труб реакционного змеевика в течение межремонтного пробега между плановыми остановами печи.

1.2. Влияние технологии изготовления элементов змеевиков на служебные характеристики сплава 45Х26НЗЗС2Б2 при температурах 900 - Х100°С

Реакционные трубы изготавливаются методом центробежного литья, фасонные отливки (фитинги) - методом статического литья. Качество металла, его плотность и сплошность при центробежном литье значительно выше, чем при статическом.

Процесс изготовления труб методом центробежного литья состоит в том, что определенное количество жидкого металла подаётся во вращающуюся литейную форму (кокиль). При затвердевании металла неметаллические включения и содержащиеся в жидком металле газы под действием центробежной силы сосредотачиваются на внутренней поверхности изготавливаемой трубы. Охлаждение металла начинается с наружной поверхности трубы, которая соприкасается с кокилем, что обусловливает его направленное затвердевание от наружной поверхности к внутренней.

400

800 i00° 1200 1400 1600

*

Вследствие направленной кристаллизации формирующиеся при затвердевании металла литейные дефекты - раковины, пористость, неметаллические включения наблюдаются лишь на внутренней поверхности отлитой трубы. (Последующие технологические операции расточки и шлифования позволяют удалить с внутренней поверхности трубы дефектный слой толщиной от 2 до 5мм). При этом качество металла, его плотность и сплошность при центробежном литье значительно выше, чем при статическом [22].

Наружная поверхность трубы характеризуется шероховатостью, которая повышает теплопередачу от потока излучения в топочной камере к потоку газов внутри трубы и способствует увеличению глубины процесса пиролиза. Усадочные раковины в приповерхностном слое наружной поверхности трубы практически отсутствуют.

Химический состав сплавов, используемых для изготовления фасонных отливок, практически не отличается от химического состава металла центробежно-литых труб. Металл отливок обладает пониженной низкотемпературной пластичностью по сравнению с металлом центробежно-литых труб. В то же время при рабочих температурах характеристики длительной прочности и пластичности практически одинаковы. Фасонные отливки, работающие при более низких температурах и имеющие большую толщину по сравнению с прямыми трубами, разрушаются гораздо реже, чем выходные трубы змеевика, причем в основном из-за дефектов на стадии изготовления, и поэтому практически не влияют на работоспособность конструкции.

Наиболее теплонапряженные участки трубной системы реакционного змеевика состоят из сваренных встык длинномерных (9 — 14м) центробежно-литых труб (рис. 1.1). В работе [23] показано, что металл шва обладает мелкокристаллической структурой в отличие от крупнокристаллического основного металла и характеризуется повышенными значениями прочностных характеристик при кратковременных испытаниях в диапазоне температур от 20

до 1000°С (исследовались образцы сварного соединения сплава 45Х26НЗЗС2Б2, выполненных аргонодуговой сваркой с применением проволоки Св-30Х25Н32С2Б-Ш). При длительном статическом нагружении при температурах 900, 1000 и 1100°С разрушение образцов в основном происходит в металле шва. Уровень длительной прочности при температурах 1000 и 1100°С на базе испытаний 10000 часов у металла сварного соединения составляет лишь 60-70% от уровня длительной прочности основного металла. Минимальная пластичность (относительное сужение) на базе испытаний 5000 часов при температуре 1000°С у металла шва сохраняется на уровне 3-4%, а у основного металла снижается с 60 (при кратковременных испытаниях) до 9-10%. Испытания металла шва на ползучесть до настоящего времени не проводились.

Как правило, в макроструктуре центробежно-литой трубы можно различить три зоны: тонкий слой мелких равноосных кристаллов на наружной поверхности трубы; зону столбчатых кристаллов, распространяющуюся на ~ 50% толщины сечения стенки трубы; зону равноосных кристаллов на внутренней поверхности стенки трубы. Практически соотношение этих трех зон в структуре труб может быть самое различное: полностью столбчатой, полностью равноосной или смешанной. В последние годы в технических условиях на центробежно-литые трубы для радиантных змеевиков предусматривается специальное требование к макроструктуре по толщине стенки, 40-70% которой должна состоять из столбчатых кристаллов. Это требование объясняется положительным влиянием столбчатой структуры на жаропрочность (долговечность) труб [23-26].

По данным зарубежных исследователей [27-30], изучавших механизмы повреждения при ползучести сплава базового состава 45Х25Н35С2Б, материал центробежно-литых труб с полностью (или не менее 80%) столбчатой структурой характеризуется наибольшим сопротивлением ползучести при рабочих температурах 900-950°С. С другой стороны, установлено, что зона ~30% равноосных кристаллов на внутренней поверхности стенки трубы

замедляет рост трещины при ползучести [27]. Наиболее оптимальным является равноосное строение металла, прилегающего к внутренней поверхности трубы с переходом в столбчатое строение металла остальной части трубы [22].

При оценке служебных характеристик металла центробежно-литой трубы необходимо учесть возможную анизотропию свойств, обусловленных характером ее изготовления.

Установлено, что сопротивление ползучести литых жаропрочных сплавов с ориентированной структурой может зависеть от ориентации кристаллов [31]. Для исследования свойств металла реакционной трубы со столбчатой структурой необходимо было бы вырезать образцы в трех взаимно перпендикулярных направлениях, что не представляется возможным (наибольший размер центробежно-литых труб 159x15). Исследования образцов, вырезанных из центробежно-литой трубы сплава-аналога НР-40 (№>) в двух взаимно перпендикулярных направлениях (осевом и тангенциальном), показали, что при температурах 950-г1000°С механические свойства и характер разрушения образцов практически не зависят от их ориентации [30]. С другой стороны, максимальные напряжения в реакционной трубе, обусловленные внутренним давлением и градиентом температуры по толщине стенки, действуют в окружном и осевом направлении (поперек кристаллов), а радиальные напряжения (вдоль кристаллов) незначительны. Трещины, развивающиеся в трубах при ползучести, растут в радиальном и продольном направлениях от внутренней поверхности к наружной перпендикулярно максимальным главным напряжениям. Это подтвердили исследования материалов реакционных труб, отработавших около 2 лет в составе радиантных змеевиков установок получения этилена [32]. Изложенные обстоятельства позволяют не учитывать анизотропию свойств центробежно-литой трубы при оценке работоспособности материала.

1.3. Особенности микроструктуры сплава 45Х26НЗЗС2Б2 при температурах 800 - 1100°С

Долговечность реакционных труб печей пиролиза определяется в основном уровнем жаропрочности применяемых материалов, их сопротивляемостью науглероживанию и окислению. Разработанный жаропрочный сплав 45Х26НЗЗС2Б2 по комплексу служебных характеристик не уступает зарубежным аналогам, а в ряде случаев и превосходит их [3,22].

Выполненные исследования [22,23,33] показали, что сплав 45Х26НЗЗС2Б2 в исходном литом состоянии имеет ячеистую дендритную структуру с тонкими межкристаллитными границами и изолированными выделениями разных размеров по границам (рис. 1.3а). Изотермические отжиги при температурах 800, 900 и 1000°С по сравнению с исходной структурой увеличивают в сплаве 45Х26НЗЗС2Б2 объемное содержание карбидной фазы до 10-ь28%, способствуя формированию структур каркасного типа при временных выдержках свыше 1000 часов. В процессе изотермического отжига при температуре 1100°С происходит исчезновение границ ячеек с укрупнением выделений на межкристаллитных границах.

При длительном воздействии температур 800-1000°С на границах ячеек происходит утолщение карбидной сетки за счет увеличения удельного объема избыточных фаз Сг2зСб, в-фазы (№1б817№>б) и интерметаллида Сг-М-ЫЬ-81 (рис.1.3б). Установлено, что жаропрочность сплава 45Х26НЗЗС2Б2 с карбидным упрочнением при рабочих температурах зависит не только от фазового состава межкристаллитной сетки и удельного объема избыточных фаз, но и от совершенства строения сетчатого каркаса [34].

Сетчатые выделения, образованные на границах карбидными и интерметаллидными стабильными фазами, блокируют межкристаллитные смещения, уменьшая уровень микропластической деформации на границах кристаллов. Зубчатая конфигурация границ способствует уменьшению межкристаллитного проскальзывания и обеспечивает сплаву 45Х26НЗЗС2Б2 в

условиях высокотемпературного нагружения оптимальное сочетание повышенной длительной прочности и высокого уровня пластичности (6ч-8% на базе испытаний 10000 часов).

а) б)

Рис. 1.3. Структура сплава 45Х26НЗЗС2Б2 в исходном состоянии (а) и после испытаний на длительную прочность при температуре 1000°С и напряжении 10 МПа в течение 10803 часов (б) [22].

Отметим, что подобные структурные изменения в диапазоне температур 800-1000°С наблюдаются в сплавах НР-40 (№>) [35-37].

1.4. Анализ возможных механизмов повреждения и предельных состояний реакционных труб по критериям длительной прочности, деформационной способности и циклической прочности.

Характер повреждений реакционных труб в процессе эксплуатации змеевика разнообразен. При длительном воздействии жестких рабочих условий и агрессивных сред продуктов расщепления углеводородного сырья на материал труб постепенно изменяется структурное состояние металла, что сопровождается снижением его прочности и пластичности, повышением хрупкости и склонности к образованию трещин.

По данным обследования отработанных труб, как отечественных, так и зарубежных [18,21,32,38-40], более половины от общего числа полностью изношенных труб разрушаются вследствие ползучести металла. Типичное разрушение реакционной трубы от ползучести имеет вид местных (локальных) трещин, образующихся на внутренней поверхности трубы и растущих в продольном (по оси трубы) и радиальном (к наружной стенке) направлениях. В конечном счете это может привести к появлению сквозной трещины и разгерметизации змеевика. С другой стороны, реакционные трубы часто теряют работоспособность из-за чрезмерной деформации даже при отсутствии повреждений в металле трубы. В печах пиролиза недопустимое формоизменение - основная причина, по которой трубы выбраковываются значительно раньше регламентированного срока службы. Потеря устойчивости формы может быть как локальной (образование местных выпучин - «отдулин»), так и общей (необратимый изгиб и отклонение труб от вертикальной оси, приводящее к соприкосновению труб между собой или со стенками печи). ,

Другие значимые виды повреждений металла реакционных труб связаны с нарушениями температурного режима эксплуатации (перегревы, термические удары) либо с деградацией свойств металла (науглероживание, старение, высокотемпературная коррозия наружной поверхности). В частности, повторяющиеся термические удары (быстрые охлаждения и последующие нагревы) неравномерно нагретой реакционной трубы, изготовленной из сплава НК-40, вызывают появление трещин на наружной поверхности трубы,' растущих в радиальном (к внутренней стенке) направлении [18, 32]. По-видимому, такие трещины зарождаются по механизму термоусталости.

В отличие от установок производства водорода (печей конверсии), в печах пиролиза в процессе эксплуатации на внутренней поверхности трубной системы образуются отложения свободного углерода в виде кокса, ухудшающие теплопередачу к газовому потоку и способствующие повышению температуры внутренней поверхности труб. Скорость образования кокса

пропорциональна температуре стенки трубы; неоднородное его отложение по периметру сечения (или по высоте трубы) приводит к неравномерному нагреву металла и пластическому деформированию трубы (изгибу), что в дальнейшем может привести к ее быстрому разрушению. Такого рода дефекты, обусловленные неравномерным нагревом поверхности реакционных труб, часто встречались в печах пиролиза с факельными горелками. Современные печи, оснащенные акустическими газовыми горелками, обеспечивают равномерный подвод тепла к трубам, что препятствует возникновению местных перегревов.

Скорость отложения кокса зависит также от ряда конструктивных и технологических факторов, основные из которых — качество механической обработки внутренней поверхности труб и снижение парциального давления углеводородов за счет разбавления водяным паром. Взаимодействие кокса и водяного пара при высоких температурах снижает образование кокса, однако образующиеся при этом газы СОг и СО трудно выделить из целевых продуктов, поэтому содержание водяного пара нормируется.

Отложение кокса, в свою очередь, стимулирует процесс науглероживания материала стенок труб и фитингов, а периодически повторяющаяся операция декоксования (выжиг кокса) может этот процесс интенсифицировать. В результате металл со стороны внутренней поверхности литых изделий насыщается углеродом, что заметно ухудшает пластические свойства сплава как при низких, так и при высоких температурах. В то же время, по данным наблюдений за работой установок пиролиза, само науглероживание (даже сквозное) не вызывало локальной деформации стенок труб, которые продолжали нормально работать в составе секций змеевика [41]. Исследования труб, отработавших в составе змеевика установки ЭП-300 ~ 2 года и отбракованных по критерию формоизменения [32], показали, что металл зоны формоизменения реакционной трубы, изготовленной из сплава 45Х25Н35С2, по сравнению с металлом зоны формоизменения реакционной

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Попова, Ирина Павловна, 2014 год

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

1. Бабаш С.Е., Мухина Т.Н. Возможные направления развития технологии и конструктивного оформления процесса пиролиза углеводородного сырья//Химическая промышленность. - 1998. - № 11. - С. 665-668.

2. Анненков Д.Н. Требования к конструкционным материалам для радиантных змеевиков печей производства этилена установки ЭП-300 и элементов подвески радиантных змеевиков//Химическая техника. - 2005. - № 5. - С. 10-12.

3. Орыщенко А.С. Конструкционные материалы для радиантных змеевиков //Химическое и нефтегазовое машиностроение. - 2007. - №5. — С. 44-47.

4. Орыщенко А.С. Конструкционные материалы для высокотемпературных радиантных змеевиков высокотемпературных установок нефтехимического комплекса//Металлург. - 2008. - №2. - С. 66-68.

5. Качанов JI.M. Теория ползучести - М.: Физматгиз, I960.- 455с

6. Работнов Ю.Н. Ползучесть элементов конструкций — М.: Наука, 1966. —752 с.

7. Bree J. Elastic-plastic behaviour of thin tubes subjected to internal pressure and intermittent high-heat fluxes with application to fast -nuclear reactor fuel elements// Journal of Strain Analysis. - 1967, 2, № 3, pp.226-238.

8. Гохфельд Д.А., Чернявский О.Ф. Несущая способность конструкций при повторных нагружениях.- М.: Машиностроение, 1979.-263с.

9. Инструкция ОТ-НХЗ-17М по техническому надзору, методам ревизии, отбраковке и ремонту технологических трубчатых печей НХЗ ОАО «Сибур-Нефтехим». - г.Кстово, 2003. - 145с.

10. РД 3689-001-00220302/31-2004. Трубы радиантные и их элементы для реакционных трубчатых печей. Требования к проектированию, изготовлению и поставке. - ОАО «ВНИИНЕФТЕМАШ», 2004. - 36с.

11. Brear J.M., Church J.M. et al.//Life assessment of steam reformer radiant catalyst tubes - the use of damage propagation methods//Int. J. Press. Vessels Pip. 78 (2001), pp. 985-994.

12. Bhaumik S.K., Rangaraju R., et al.//Failure of reformer tube of an ammonia plant, Eng. Fail. Anal. 9 (2002) 553-561;

13. Ray A.K., Amarenda K.S. et al.//Analysis of failed reformer tubes, Eng. Fail. Anal. 10 (2003), pp. 351-362.

14. Jakobi D., Gommans R. Typical failures in pyrolysis coils for ethylene cracking//Mater. Corros. 54 (2003) 881-886.

15 Shariat M.H., Faraji A.H. et al.//In advances creep failure of HP modified Reformer Tubes in an Ammonia Plant.//J.Corros. Sci Eng. 2003; 6. Paper HO 12 jpreprint 69.

16. Chaudhuri S. Creep and life assessment of engineering components in power plants and process industries//Remaining Life Assessment of Aged Components in Thermal Power Plants and Petrochemical Industries, Vol. 2, Jamshedpur, 2008, pp. 85-114.

17. Alvino A. et al. Damage characterization in two reformer heater tubes after nearly 10 years of service at different operative and maintenance conditions//Eng Fail Anal (2010), doi: 10.1016/j.engfailanal.2010.06.003.

18. Пиролиз углеводородного сырья/Мухина Т.Н., Барабанов H.JL, Бабаш С.Е. и др. М.: Химия, 1987.- 240с.

19. Кулешов О. Ю., Седелкин В.М. Расчетный анализ теплонапряженности экранных труб в реакционных трубчатых печах//Химическое и нефтегазовое машиностроение. — 2012. - №5. - С. 15-18.

20. Кулешов О. Ю. Совершенствование методов расчета, режимов работы и конструкций промышленных печей на основе моделирования зонального и локального сопряженного теплообмена: автореферат дис...канд.техн. наук: 12.00.05/Кулешов Олег Юрьевич. - Саратов, 2012. - 40с.

21. Ентус Н.Р., Шарихин В.В. Трубчатые печи в нефтеперерабатывающей и нефтехимической промышленности. - М.: Химия, 1987. - 304с.

22. Орыщенко А.С. Разработка принципов легирования жаростойких жаропрочных сплавов на Fe-Cr-Ni основе и технологии производства из них

литых изделий для нефтехимии и металлургии: автореферат дис....д-ра техн. наук: 05.16.01/Орыщенко Алексей Сергеевич. - Санкт-Петербург, 2008. - 55с.

23. Орыщенко А.С., Уткин Ю.А. Структура и механические свойства жаростойкого сплава 45Х26НЗЗС2Б2 и металла его сварных соединений при высоких температурах//Тяжелое машиностроение.- № 6. 2004.- С.19-25.

24. Рыбин В.В., Орыщенко А.С., Уткин Ю.А., Одинцов Н.Б. Влияние легирования и способов получения литых изделий на механические свойства и структуру жаростойких сталей и сплавов//Вопросы материаловедения. - 2004. -№3(39).-С. 5-21.

25. Орыщенко А.С., Уткин Ю.А., Одинцов Н.Б. Влияние структурного фактора на комплекс механических свойств жаропрочного сплава 45Х26НЗЗС2Б2//Тяжелое машиностроение. - 2006. -№ 2. - С. 18-21.

26. Орыщенко А.С., Уткин Ю.А. Исследование влияния углерода на структуру, механические свойства и характер разрушения металла отливок из стали Х25Н20С2//Химическое и нефтегазовое машиностроение.- 2008. - №4. -С.42-46.

27. Kirchheiner, R. and Woelpert, P. Niobium in centrifugally cast tubes for petrochemical applications/ZProceedings of the International Symposium Niobium. 2001. Orlando, USA. -pp. 1041-1054.

28. L.H. de Almeida, L.H. Ribeiro, and I. Le May. Microstructural Characterization of Modified 25Cr-35Ni Centrifugally Cast Steel Furnace Tubes//Materials Characterization, 49 (2002), pp.219-229.

29. WahabA. A. Three-dimensional analysis ôf creep void formation in steam-methane reformer tubes/A thesis submitted in partial fulfillment of the requirements for the Degree of Doctor of Philosophy in Mechanical Engineering, University of Canterbury. - 2007. - 168 p.

30. Voicu, Raluca, Lacaze, Jacques. Creep and tensile behavior of austenitic Fe-Cr-Ni stainless steels.//Materials Science and Engineering A, vol.510-511, 2009, pp. 185189.

31. Гедов Л.Б. Материалы и прочность деталей газовых турбин. — М.: Недра, 1996.- 591 с.

32. Орыщенко А.С., Уткин Ю.А., Одинцов Н.Б. Исследования материалов отработавших реакционных труб радиантных змеевиков установок получения этилена//Сборник докладов V международной практической конференции. -Санкт-Петербург, 8-10 апреля 2003. - С. 313-326.

33. Орыщенко А.С., Уткин Ю.А. Влияние микроструктуры при температурах 800-1100°С на характеристики жаропрочности сплава 45Х26НЗЗС2Б2//Вопросы материаловедения. — 2009. - № 3(59). - С. 17-25.

34. Орыщенко А.С., Уткин Ю.А., Петров С.Н. Исследование изменения структуры, фазового состава и механических свойств сплава 45Х26НЗЗС2Б2 при высокотемпературных испытаниях на длительную прочность металла центробежно-литой трубы//Вопросы материаловедения — 2012.- № 2(70).-С.ЗЗ-44.

35. Muralidharan G., Evans N.D., Pankiw R.I et al. Effect of Precipitation on Creep Properties of Certain Cast H-Series Austenitic Stainless Steels/ZProceedings of Materials Science & Technology 2004, pp. 651-661.

36. Pankiw R. I., Muralidharan G. and Sikka V. K. Development of Stronger and More Reliable Cast Austenitic Stainless Steels (H-Series) Based on Scientific Design Methodology/Final Technical Report. - Oak Ridge National Laboratory, USA, June 2006, 64p.

37. Skindaras R., Valiulis A. V., Spychalski W. L. The structure and mechanical properties of the high chromium and nickel content cast alloy after long duration work in high temperature/ZMECHAMKA. 2013 Volume 19(6): pp.706-710.

38. Шарихин B.B., Коновалов А.А., Скороход А.А. Трубчатые печи: Учебное пособие. Изд. 3-е. - Самара: Офорт, СамГТУ. - 2005. - 444 с

39. I. Le May, T.L. da Silveira, and C.H. Vianna. Criteria for the Evaluation of Damage and Remaining Life in Reformer Furnace Tubes//International Journal of Pressure Vessels and Piping, 66 (1996), pp. 233-241.

40. F.Z.Shen, Y.Ding, D.M.Hou, T.B.Dong. Failures and the Life of Furnace Tubes//ActaMetallurgica Sinica (English Letters), 2004, Vol.l7 No.4. pp.419-425.

41. Дьяков В.Г., Левтонова H.M., Медведев Ю.С. Эксплуатация материалов в углеводородных средах печей пиролиза. Тематический обзор//Эксплуатация, модернизация и ремонт оборудования в нефтеперерабатывающей и нефтехимической промышленности. — М.: Печатно-полиграфическая база ЦНИИ ТЭ нефтехим, 1983. - 52 с.

42. Т. L. da Silveira and I. Le May, "Reformer Furnaces: Materials, Damage Mechanisms, and Assessment", The Arabian Journal for Science and Engineering, Volume 31, Number 2C, December 2006, pp. 99-119.

43. B.P. Sachs, V. Pecic, B. Matesa. Characterization of errors during strengthen off processing furnace tubes status//Proceedings of the IIW International Conference; Dubrovnik & Cavtat, Croatia, July 2007; pp. 497-507.

44. Review and Assessment of Codes and Procedures for HTGR Components, NUREG/CR-6816, ANL-02/36. - 2003. - 63 p.

45. PTM 26-02-67-84 Методика расчета на прочность элементов печей, работающих под давлением -М.: Союзнефтехиммаш Минхиммаша. 1984 - 17с.

46. ГОСТ Р52857.2-2007 Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность. Расчет цилиндрических и конических обечаек, выпуклых и плоских днищ и крышек. -М.: Стандартинформ. - 2008. - 41с.

47. API 530 STD Calculation of Heater-Tube Thickness in Petroleum Refineries, American Petroleum Institute, Washington D.C., 2003. — 127 p.

48. Шорр Б.Ф. Основы расчета на ползучесть неравномерно нагретых деталей.-В кн.: Прочность и деформация в неравномерных температурных полях. М., Госатомиздат, 1962. - с.183-239.

49. Биргер И.А. Термопрочность деталей машин. М.: Машиностроение, 1975.455 с

50. Тайра С., Отани Р. Теория высокотемпературной прочности материалов: пер. с япон. - М.: Металлургия, 1986. - 280 с.

51. Стасенко И.В. Расчет трубопроводов на ползучесть.- М.: Машиностроение, 1986.-256с.

52. Бойл Дж., Спенс Дж. Анализ напряжений в конструкциях при ползучести: Пер. с англ. - М.: Мир, 1986. - 360с.

53. Никитенко А.Ф., Любашевская И.В. Кинетическая теория ползучести и расчет элементов конструкций на длительную прочность. Сообщение 1. Напряженно-деформированное состояние неравномерно нагретых толстостенных труб//Проблемы прочности. - 2005. - №5. - С.30-44.

54. Хаерланамова Е.А. Совершенствование методов расчета и конструирования элементов печей пиролиза: дис...канд.техн.наук: 05.02.13/Хаерланамова Елена Александровна.- Уфа: УГНТУ, 2003. - 105 с.

55. Симарчук A.C. Совершенствование метода расчета змеевика печи пиролиза с учетом локальных концентраторов напряжений: автореферат дис.. .канд. техн. наук: 05.02.13/Симарчук Анна Сергеевна. - Уфа, 2004. - 23с.

56. Чиркова А.Г. Иерархическая система оценки безопасной эксплуатации оборудования для переработки нефти: автореферат дис...д-ра техн. наук: 05.26.03/Чиркова Алена Геннадиевна. - Уфа, 2005. - 48с.

57. Акомолафе Б.А. Использование численных методов расчета для оценки технического состояния змеевика реакционной печи/Акомолафе Б.А., Бикмухаметова М.А., Наумкин Е.А.//2-я всерос.студ. научно-техническая конференция «Интенсификация тепломассообменных процессов, промышленная безопасность и экология» - Казань, 2008. - С.373-376.

58. Коростылёв A.B., Луганцев Л.Д. Инженерный анализ надёжности и ресурса реакционных труб печей конверсии метана//Химическое и нефтегазовое машиностроение. - 2009. № 6. - с. 24-25.

59. Коростылёв A.B. Инженерный анализ ресурса трубчатых элементов печей конверсии углеводородов: автореферат дис... д-ра техн. наук: 05.02.13/Коростылев Александр Владимирович. - Москва, 2009. - 157с.

<

60. Кузеев И.Р., Баязитов М.И., Куликов Д.В., Чиркова А.Г. Высокотемпературные процессы и аппараты переработки углеводородного сырья. Уфа, 1999.-325с.

61. А.С.Орыщенко, И.ППопова, Ю.А. Уткин, Н.Б.Одинцов. Оценка работоспособности при стационарном нагружении элементов реакционного змеевика установки ЭП-300, изготовленного из сплава 45Х26НЗ3С2Б2//Металлург. - 2009. - №4. - С. 53-56.

62. Parks, S.B., Schillmoller, С.М. Use alloys to improve ethylene production (1996) Hydrocarbon Processing, 75 (3), pp. 53-61.

63. Steel Casting Handbook, Supplement 9. High Alloy Data Sheets, Heat Series, Steel Founders' Society of America, 2004. - 60 p.

64. Kubota Alloy KHR-35C/Heat Resistant alloys/Kubota Metal Corporation. - ISO 9001. - Ontario, Canada L3V6L6. - June 1999. - 2p.

65. Нормы расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок ПНАЭ Г-7-002-86.- М.: Энергоатомиздат, 1989. — 524 с.

66. Fernandez-Baujin J.M., Solomon S.M. New reactor design offers benefits//Oil a. Gas J. 1976. V.74. №31. p.84-95.

67. Мхитарян A.M. Аэродинамика.- M.: Машиностроение, 1976. -448c. f

68. Попова И.П., Орыщенко A.C., Марголин Б.З., Уткин Ю.А., Громова Н.Б. Анализ методических особенностей расчета трубных элементов реакционных змеевиков печей пиролиза установки ЭП-300, изготовленных из сплава 45Х26НЗЗС2Б2//Вопросы материаловедения. - 2013. - № 1(73). - С.191-211.

69. Марголин Б.З., Бучатский А.А., Гуленко А.Г. и др. Прогнозирование сопротивления циклическому нагружению аустенитных сталей при упругопластическом деформировании, ползучести и нейтронном облучении// Вопросы материаловедения. - 2008. - № 3(55). - С.72-88.

70. Орыщенко А.С., Попова И.П., Гецов Л.Б. Методика расчетного определения характеристик ползучести на первой и второй стадии на основе ограниченного

числа изохронных кривых ползучести/ЛЗопросы материаловедения. - 2010. - № 2(62). - С. 83-95.

71. L.Kloc, J. Fiala, "On creep behaviour of several metallic materials at low stresses and elevated temperatures," Chemical Papers, 1999, vol. 53, no. 3, pp. 155 - 164.

72. T.G. Langdon. Creep at Low Stresses: An Evaluation of Diffusion Creep and Harper-Dorn Creep as Viable Creep Mechanisms// Metallurgical and materials transactions A, vol. 33A, February 2002, pp. 249-259.

73. Ван-Эко(J.A.VanEchо), Роач (D.B.Roach), Холл (A.M.Hall). Свойства стали HK-40 и нержавеющей стали 310 при кратковременном растяжении, длительная прочность и ползучесть их в интервале температур до 1090°С//Материалы конференции ASME 27 ноября - 1 декабря 1966. - Нью-Йорк,-31р.

74. Luiz Henrique de Almeida, Andre Freitas Ribeiro, Iain Le May. Microstructural characterization of modified 25Cr-35Ni centrifugally cast steel furnace tubes// Materials Characterization 49 (2003), pp. 219-229.

75. S. Shi, J. C. Lippold, J. Ramirez. Hot Ductility Behavior and Repair Weldability of Service-Aged, Heat-Resistant Stainless Steel Castings// Welding Research, October 2010, Vol. 89, pp. 210-217

76. W.Z. Wang, F.Z. Xuan et al. Effect of overheating temperature on the microstructure and creep behavior of HP40Nb alloy// Materials and Design 32 (2011), pp. 4010-4016.

77. Карзов Г.П., Марголин Б.З., Швецова B.A. Физико-механическое моделирование процессов разрушения - СПб.: Политехника, 1993. - 391с.

78. Коллинз Дж. Повреждение материалов в конструкциях. Анализ, предсказание, предотвращение: Пер. с англ. - М.: Мир, 1984. - 624с.

79. Дульнев Р.А., Котов П.И. Термическая усталость металлов.- М.: Машиностроение, 1980.-200с.

80. Серенсен С.В., Шнейдерович P.M., Когаев В.П. Несущая способность и расчет деталей машин на прочность. М.: - Машиностроение. — 1975. - 456с.

81. Бейтт А.Д. Прогнозирование долговечности при взаимодействии ползучести и усталости. В кн.: Усталость материалов при высокой температуре/под ред. Р.П. Скелтона. -М.: "Металлургия", 1988. - 343 с.

82. ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section III, Subsection NH. ASME, Three Park Avenue, New York, 2001. - 37p.

83. Mates а В., Samardzic I. et al. Eddy current inspection in processing furnace remaining life prediction/ZProceedings of the IIW International Conference. 10-11 July 2008. Graz, Austria. - P. 359-364.

84. E 399-97 Standard Test Method for Plane-Strain Fracture toughness of Metallic Materials//Annual Book of ASTM Standards, - Vol.03.01. -1997. -31p.

85. RCC-MR: Design and construction rules for mechanical components of FBR Nuclear Islands, Appendix A16, Edition 2002, AFCEN, France 2002 - 21Op.

86. Хеллан К. Введение в механику разрушения. — М.: Мир, 1988. - 364 с.

87. Марголин Б.З., Гуленко А.Г., Балакин С.М. Инженерный метод расчета С* -интеграла при термосиловом нагружении элементов конструкций//Вопросы материаловедения. - 2008. - № 4(56) - С.76-88.

88. ASTM Е 1457-02. Standard Test Method for Measurement of Creep Growth Rates in Metals// Annual Book of ASTM Standards, 2002. - Vol.03.01 - 12p.

89. Y.L.Wang, F.Z.Shen and S.T.Tu. A Study of Creep Crack Propagation of HK-40 Furnace Tubes with C-Shaped Specimens/ZEngineering Fracture Mechanics, Vol.47, No.l, 1994, pp.39-47.

90. Гуленко А.Г., Бучатский A.A., Марголин Б.З., Каштанов А.Д., Федорова В.А.. Исследование скорости роста трещины в аустенитных сталях при длительном статическом нагружении в условиях ползучести/ЛЗопросы материаловедения. - 2012. - №2(70). - С. 120-137.

91. Марголин Б.З., Гуленко А.Г., Бучатский A.A., Нестерова Е.В., Каштанов А.Д. Исследование влияния термического старения на длительную прочность и пластичность стали Х18Н9//Вопросы материаловедения. — 2010. - №4(64). - С. 118-127.

w

92. Попова И.П., Орыщенко А.С., Марголин Б.З. Расчетно-экспериментальное исследование кинетики трещины при ползучести в дугообразном образце из сплава 45Х26НЗЗС2Б2 при температуре 900°С//Вопросы материаловедения. -2012. - №2(70). - С. 138-149.

93. Ллойд Г. Механика, механизмы и характеристики распространения трещин в конструкционных материалах при высокотемпературной усталости и взаимодействии ползучести и усталости. В кн.: Усталость материалов при высокой температуре/под ред. Р.П. Скелтона. — М.: Металлургия, 1988. - 343 с.

94. Scarlin В. Creep and Fatique Crack Propagation in a Directionally-Solidified Carbide Eutectic Alloy/Metallurgical Transactions, V0I.8A, Dec.1977. - pp.19411948.

95. Миллер К. Ползучесть и разрушение. Пер. с англ. - М.: Металлургия, 1986. -120 с.

96. Махутов Н.А. Деформационные критерии разрушения и расчет элементов конструкций на прочность. М.: Машиностроение, 1981. - 272 с.

97. Скелтон Р.П. Зарождение и рост трещин термической усталости в элементах конструкций. В кн.: Усталость материалов при высокой температуре/под ред. Р.П. Скелтона. -М.: Металлургия, 1988. — 343 с.

98. Polvora J.P., Drubay В., Piques R., Laiarinandrasana L., Martelet B. Creep fatigue crack growth on CT25 specimens in an 316L(N) stainless steel at 650°C/Transactions of the 14th International Conference on Strucrual Mechanics in Reactor Technology (SMiRT 14), Lyon France, August 17-22,1997, pp 503-510.

99. ProSACC Handbook: A combined deterministic and probabilistic procedure for safety assessment of components with cracks — Handbook - Report No: 2004/01, rev. 4-1, Swedish Nuclear Power Inspectorate. — 221 p.

АКТ

211

«УТВЕРЖДАЮ» Генеральный директор стово» •К.В.Ермизин

2014 г

об использовании результатов кандидатской диссертационной работы Поповой Ирины Павловны

В рамках диссертации Поповой Ирины Павловны «Исследование сопротивления разрушению сплава базовой композиции 45Х25Н35С2Б и разработка методов оценки работоспособности реакционных змеевиков высокотемпературных установок пиролиза», представленной на соискание ученой степени кандидата технических наук, разработаны следующие технические рекомендации по оптимизации режимов эксплуатации литых изделий:

1) При работе в штатном режиме пиролиза необходимо обеспечить постепенность нагрева в камере печи, не допуская резкого повышения температуры. Скорость нагрева выходных труб в процессе пиролиза не должна превышать 0,2 -0,35°С/час.

2) После операции декоксования (выжига кокса) температура стенки выходных реакционных трубы не должна превышать 930°С. В противном случае для предотвращения перегрева материала трубы необходимо возобновить выжиг кокса с последующим замером температуры.

Данные рекомендации используются в ООО «СИБУР-Кстово» при эксплуатации установок Р-0Н09, что позволило увеличить ресурс работы печей пиролиза на ~ 10 %.

Начальник цеха ^

Андреев Д.В.