16MnR发球筒爆裂失效分析.docx

安全分析发球筒爆裂失效分析16mnr许述剑1 ，刘小辉1 ，黄廷胜2 ，王延平1( 1 中国石油化工股份有限公司 安全工程研究院，山东 青岛 266071; 2 中国石油化工股份有限公司 油田事业部，北京100728)摘 要: 对发球筒爆裂事故，开展了现场设备和工艺操作状况检查及实验室检验。综合分析表明: 发球筒爆裂失效是由于接管材料发生低温低应力脆性断裂所致。接管材料错误使用 20crmnti，却仍 然采用 16mnr 和 16mn锻的焊接工艺，接管与筒体焊接后未热处理，使得焊缝接管侧热影响区硬 度高，从而产生表层盖面焊热影响区过热粗晶区脆化，在筒内高压力作用下，粗晶区承受较大拉应 力，产生微裂纹，同时，焊缝接管侧热影响区和母材 20crmnti 的低温韧性差，致使裂纹快速扩展，发 生瞬间脆性断裂，裂纹沿筒体材料的轴向迅速扩展，最终导致整个发球筒失效。关键词: 采气厂; 集气处理站; 发球筒; 爆裂; 失效分析中图分类号: x937; tg111 91文献标识码: b文章编号: 1001 4837( 2011) 09 0047 05doi: 10 3969 / j issn 1001 4837 2011 09 010bursting failure analysis for a pig launcher of 16mnrxu shu jian1 ，liu xiao hui1 ，huang ting sheng2 ，wang yan ping1( 1 sinopec safety engineering institute，qingdao 266071，china; 2 sinopec oilfield division，bei- jing 100728，china)abstract: for a pig launcher bursting accident，field equipment and process operation checking，lab ex-amination were carried on synthesis results show that pig launcher nipple occurring low temperature brit- tle fracture results in this accident wrong use 20crmnti material for pig launcher nipple，at the same time，still carry out the original welding process after 20crmnti nipple and 16mnr cylinder are welded， no post welding heat treatment，the overheated coarse grained zone of surface cap welding heat af- fected zone produce embrittlement in high pressure inside the cylinder，coarse grained zone produce micro cracks under the tensile stress meanwhile，the low temperature toughness of weld heat affected zone and mother material 20crmnti of pig launcher nipple is poor，cause crack rapidly expanding and in- stantly blowout along the materials axis direction，crack expand quickly，and cause the whole cylinder failure finallykey words: gas plant; gas gathering station; pig launcher; bursting; failure analysis站天然气外输管道的压力异常升高，技术人员判断是隆冬季节管道内积水结冰而形成了冰堵，便 通过发球筒向外输管道注入甲醇来解堵。当作业0引言2009 年 12 月 26 日，东北某采气厂集气处理4716mnr 发球筒爆裂失效分析cpvtvol28. no9 2011人员注入甲醇引天然气顶甲醇时，发现发球筒出、入口 阀 门 冻 住，就使用装置循环水浇阀门解冻。 浇水解冻一段时间后，缓慢开启入口阀约 1 /4 开 度，然而，此时压力表却无压力显示，于是继续浇 水解冻入口阀门，约 20 min 后发球筒突然发生了 爆裂( 此时出口阀门未解冻打开) 。发球筒破裂情况见图 1。 进气接管破裂多 块，且法兰面变形开裂，断口宏观形貌平齐、呈颗 粒状，无明显塑性变形，符合脆性断裂特征，见图1( a) ; 连带撕裂的筒体破口形貌为 v 形，断 面 呈 纤维状，且筒体外表面有明显塑性变形，符合韧性 断裂特征，见图 1 ( b) 。另外，筒体和进气 接 管 焊 缝氩弧焊打底，单面焊双面成型，部分角焊缝存在 未熔合现象，见图 1( a) 。1工艺和设备概况该集气处理站于 2008 年 11 月投产，是将单井气站采集的高含 co2 ( 20% ) 天然气湿气，经 过脱碳、脱水、净化处理后外输利用。工艺流程见 图 2，正 常 工 况 下，净化后的天然气干气 ( co2 3% 、水露点 15 ) 自进气管道通过跨线流入 外输管道，发球筒出、入口阀门处于关闭状态，当 进行清管作业投用发球筒时，则 打 开 出、入 口 阀 门，关闭跨线阀门，引入天然气推动清管器。图 2 发球筒工艺流程示意发 球 筒 规 格 型 号 dn 500 /dn 400pn 8 0mpa，基本参数见表 1，属二类压力容器，设计及制( a)造 验 收 遵 循 15019981 和gbjb / t 473120052。筒体及异径管 a，b 类焊缝氩弧焊打底，单面焊 双 面 成 型，射 线 检 测，长 度 100% ， 级 合 格。c，d 类焊缝磁粉检测，长 度 100% ， 级 合 格。没有进行焊后消除残余应力的热处理。设计 技术 规 格 书 中，材料要求受压元件用钢应做 20 冲击试验( 夏比 v 型缺口) ，3 个试样的平 均值48 j，单个试样的试验值34 j; 制造与检 验要求焊接接头应做 20 冲击试验，3 个试样 的平均值34 j，单个试样的试验值24 j 等。现场检查时，调阅中控室 dcs 数据及查阅相( b)图 1 发球筒破裂情况表 1 发球筒基本参数关资料，发现发球筒爆裂时最 高 操 作 压 力 为 7 2mpa，未超出设计最高工作压力 7 6 mpa; 事故发48项目型号/ mm材质工艺介质设计压力/ mpa工作压力/ mpa设计温度/ 工作温度/ 主筒体进气接管508 16286 2516mnr16mn锻油品、气、水油品、气、水8107 67 6808020 4520 45第 28 卷第 9 期压力容器总第 226 期生当月本地气候恶劣，环境温度最低达 28 。锻不符。2实验室检验2 1化学成分分析送检残 片 见 图 3，包括发球筒筒体、接 管、法 兰和相关焊 缝。各 部 件化学成分分析见表 2，筒 体试样实测与设计的 gb 665419963中 16mnr 标称化学成分相符。接管和法兰试样实测与设计 的 jb 472620004中 16mn锻标称化学成分不307719995，接 管 材 质 为符 合，对 比gb / t20crmnti 钢，对比 gb / t 69919996，法兰材质为 25# 钢。可见接管和法兰材质与设计的 16mn图 3 送检样品整体形貌表 2 样品各部分的化学成分测定%2 2 显微组织分析显微组织分析表明: 筒体、接管和法兰的基体 显微组织均由铁素体和珠光体组成; 接管与筒体 焊接的盖面焊缝中，多道焊缝一次结晶组织呈粗大的柱状晶组织，粗针状及块状的先共析铁素体 沿柱状晶界分布，粗针状铁素体魏氏组织向晶内 生长，晶内有大量细针状铁素体及少量珠光体组 织。多道焊缝二次重熔组织主要是细小的等轴状分布的铁素体、少量的粒状贝氏体和珠光体。焊 缝接管侧热影响区可分为过热区 ( 粗晶区) 、热影 响重结晶区和热影响不完全重结晶区，粗晶区由 少量的低碳马氏体、块状铁素体和粒状贝氏体组成，且晶粒较粗大，见图 4。热影响区 2，3，4 三点的硬度值，结合焊缝显微组织分析可知，在焊缝的最后一道工序盖面焊接后， 未经过任何热处理，热影响区靠近熔池底部的粗晶区生成大量块状铁素体和粒状贝氏体，致使该 区域硬度偏高。冲击试验时，相关标准只规定了 0 冲击试验，考虑接管和法兰低温开裂，增加了 20 冲 击试验，见表 4。接管及其焊缝热影响区 20 的冲击功分别为 3 j 和 6 3 j，近似为设计要求的1 /10，可见接管及其焊缝热影响区材料低 温 冲 击 韧性差。2 4焊接性能分析接管材质 不 符 合 设 计 16mn 锻 的 要 求，错 误 选用 20crmnti，根据碳当量公式:2 3力学性能分析接管样品硬度测试见图 5、表 3。由 表 3 可mn cu + ni cr + mo + vce( w)= c +6155知，与母材和焊缝相比，热影响区各点的硬度值偏高。尤其是盖面焊接管侧热影响区 8，9，10 三 点 的硬 度 值 最 高，最 高 达 hv370，远 远 大 于 筒 体 侧计 算 得 20crmnti 钢 的 碳 当 量ce( w)=0 608 ，而16 mnr的 碳 当 量 ce( w) = 0 408 ，对 比49部位项目csimnpscrniticu筒体16mnr实测gb 6654960 1290 20 380 2 0 551 551 2 1 60 0240 030 0040 020 0270 0230 0150 026接管20crmnti实测gb / t 3077990 190 1890 17 0 230 260 250 17 0 370 970 950 8 1 10 0130 0130 0350 0070 0060 0351 2361 221 0 1 30 030 030 030 0760 0760 04 0 10 0240 0230 035法兰25#实测gb / t 699990 2750 2750 22 0 290 330 340 17 0 370 760 770 5 0 80 0060 0060 0350 0010 0010 0350 0550 0560 250 0880 0880 30 0030 0030 250 090 0916mnr 发球筒爆裂失效分析cpvtvol28. no9 2011( a) 焊缝 + 热影响区( b)热影响过热区( c) 热影响重结晶区( d)热影响不完全重结晶区图 4 热影响区显微组织可知，20crmnti 的焊接性能比 16mnr 差很多，采用不当的焊接工艺不能 保 证 20crmnti 钢 热 影 响 区的性能，焊接热影响区容易出现淬硬组织，焊后 若没有 热 处 理，热 影 响 区 的 韧 性 会 很 差。16mn 锻、20crmnti 及 25# 钢都不是低温用钢，在标准中 均没有 20 的冲击韧性值。因韧性是强 度 与 塑性的综合指标，正常热处理状态下 20crmnti 的 冲击韧性值是比较高的。2 5 断口分析断口宏观分析见图 6，7，接管与筒体焊缝的图 5接管样品的硬度测试示意图表 3 接管样品硬度测量压点位置与检测值表 4 样品冲击性能测试( 执行标准: gb / t 229)50部位缺口类型试件尺寸/ mm试验温度 0 试验温度 20 akv / j平均值 / jakv / j平均值 / j筒体( 16mnr)接管( 20crmnti) 法兰( 25# ) 接管侧热影响区v v v v10 10 5510 10 5510 10 5510 10 5583，86，824，3，318，20，2083 73 319 376，77，723，3，38，16，186，7，6753146 3测试点筒体母材热影响区焊缝热影响区接管母材 检测值 / hv1172218231994209515261487181837093591031311206 检测值 / hv1217713170141781518516156171681817619236202242120322237第 28 卷第 9 期压力容器总第 226 期接管侧内表面存在大量的撕裂棱，sem 分析见图8，微观形貌为具有明显解理台阶的解理断口，在 接管一侧的断口形貌符合脆性断裂特征。结合焊 缝显微组织分析、硬度测定及焊接性能分析可知，接管侧外 表 面 焊缝热影响区过热粗晶区晶粒粗 大，焊后未经任何回火处理，致使硬度偏高，产生 脆化，在筒内高压力作用下，粗晶区承受较大拉应 力，产生微裂纹，裂纹起源于此。( a)整体形貌( b)局部放大图图 6 接管与筒体焊缝断口的宏观形貌( a)( b)接管上远离焊缝的断口形貌整体形貌图 7局部放大图( a) 低倍图 8( b)高倍接管样品断口形貌 sem 照片20crmnti 代 替 了 设 计 16mn 锻，却 仍 采 用 原16mnr 和 16mn 锻 的 焊 接 工 艺，碳 当 量 对 比 表 明，20crmnti 钢的焊接性能比 16mnr 差，接管与 筒体焊接后未热处理，使得焊缝接管侧热影响区 硬度高，从而产生表层盖面焊热 ( 下转第 59 页)513结论发球筒爆裂失效是由于接管材料发生低温低应 力 脆 性 断 裂 所 致。 接 管 材 料 错 误 使 用 第 28 卷第 9 期压力容器总第 226 期通管局部存在很高的脆性。同时，微观断口形貌分析并未发现疲劳辉纹，表明该三通管断裂并非 疲劳断裂，而 是 一 次 性 ( 或 有 限 次 数) 脆 性 断 裂， 断裂周期很短，是由过载冲击造成的。应力，同时由于该三通管存在很高的脆性，故导致脆性断裂，断裂周期很短，系由过载冲击造成。( 4) 建议三通管在挤压加工过程中应严格保 证正火热处理状态，然后进行回火处理，否则加工 完成后应进行正火或再结晶退火热处理，以消除 加工流线，恢复塑性和合适的屈强比，保证三通的 正常使用寿命。( 5) 该高压燃气管道上方距立交桥底部基础 约 0 6 m，不符合 gb 500282006城镇燃气设计 规范4最小覆土厚度要求 ( 不 得 小 于 0 9 m) 。 建议该高压燃气管道外增加套管保护或增加管道 埋地深度，以减小车辆载荷的影响，确保管道的安 全运行。图 4 三通管原始断口 sem 照片参考文献:3结论和建议1褚武扬，乔利杰，陈奇志，等 断裂与环境断裂m北京: 科学出版社，2000: 25 26 武宏，彭建洪，许云华，等 强烈冷拉塑性变形及退 火处理对珠光体钢组织性能的影响j 材料与热 加工，2007，36( 16) : 13 15gb / t 9711 11997，石油天然气工业输送钢管交 货技术条件sgb 500282006，城镇燃气设计规范s2( 1) 该三通 属于过载冲击造成的脆性断裂，裂纹源位于三通直管段和支管段过渡区管道上表 面处( 应力 集 中 处) ，随后沿着支管轴向扩展，并 同时向管道内表面深度方向扩展，直至穿透三通 管壁导致天然气泄漏。( 2) 三通内部的加工流线是导致三通发生开 裂的主要组织原因; 三通成