袁軍濤,林冠發(fā),熊新民,王應(yīng)全,成福田,宋恩鵬,石 鑫,巴 特,甘小平,殷樹根

(1. 中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院,西安 710077； 2. 塔里木油田公司,庫爾勒 841000)

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西部某油田處理站外輸氣彎管爆裂原因分析

袁軍濤1,林冠發(fā)1,熊新民2,王應(yīng)全2,成福田2,宋恩鵬1,石 鑫2,巴 特2,甘小平2,殷樹根2

(1. 中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院,西安 710077； 2. 塔里木油田公司,庫爾勒 841000)

摘要：通過斷口分析、無損檢測、力學試驗和金相分析等手段研究了西部某油田處理站外輸氣彎管爆裂的原因。結(jié)果表明：彎管外弧側(cè)和斷口處的顯微組織全部為馬氏體，導致該處抗拉強度和硬度大幅升高，表現(xiàn)出極大的脆性；在服役過程中，彎管外弧側(cè)的微裂紋一旦擴展，馬氏體相即表現(xiàn)出脆性開裂。

關(guān)鍵詞：彎管；爆裂；斷口；馬氏體

管道運輸作為五大運輸方式之一，在油氣輸送中發(fā)揮著越來越大的作用[1]。油氣管道在服役過程中會因外部干擾、腐蝕、管材和施工質(zhì)量等原因發(fā)生失效事故，導致火災、爆炸、中毒，造成重大經(jīng)濟損失、人員傷亡和環(huán)境污染[2]。人員傷亡和環(huán)境破壞的影響極其惡劣都會嚴重影響社會穩(wěn)定。對于穿越農(nóng)田、河流等的油氣集輸管網(wǎng)來說，管道失效事故引起的介質(zhì)泄漏會造成土壤、河流、植被等的污染和破壞。油類物質(zhì)進入土壤、水體后發(fā)生物理、化學和生化反應(yīng)，大量的原油泄漏將影響土壤中微生物生存，破壞土壤結(jié)構(gòu)，使土壤通透性降低，透水率下降[3]。而石油低分子烴穿透到植物組織內(nèi)部，會破壞植物正常的生理機能，在植物表面形成一層薄膜，阻塞植物氣孔，影響植物的蒸騰和呼吸作用，甚至導致農(nóng)作物的死亡或減產(chǎn)[4]。在油氣管道失效事故發(fā)生后，及時對失效模式、機理和原因進行分析和診斷[5-6]，對于減少管道失效事故、防止類似事故的重演具有極其重要的意義。

西部某油田處理站外輸氣彎管發(fā)生爆裂。該彎管材料為L360NB，規(guī)格型號為273 mm×9 mm/R=6D/90°(其中,R為彎管的彎曲半徑，D為彎管的外徑，彎曲角為90°，外徑為273 mm,壁厚為9 mm)，設(shè)計壓力9.9 MPa，制造標準為SY/T 5257-2012和GB/T 9711-2011。彎管爆裂時，地面形成上口直徑約4.5 m、深度約1.5 m的錐形坑，彎管外弧側(cè)爆裂孔長約1.2 m，寬約0.25 m，其中斷口一處A、B兩部分均存在，而斷口二處則A、B兩部分完全分離(見圖1)。彎管爆裂事故雖未造成人員傷亡，但性質(zhì)嚴重、潛在危險較高。本工作通過無損檢測、力學試驗、斷口分析和顯微組織觀察等方法，分析了彎管爆裂事故的原因，為預防此類事故的再次發(fā)生提供借鑒。

圖1　彎頭爆裂相連部分宏觀形貌Fig. 1　The macrograph of connected part of the burst elbow

1試驗

1.1斷口分析

對彎管外表面的內(nèi)弧側(cè)、外弧側(cè)、中性線、斷口附近各選定32個標點(見圖2)，然后觀察斷口，查看裂紋走向，尋找裂紋擴展源,計算其數(shù)量。

(a)　斷口一處

(b)　斷口二處圖2　彎管斷口附近的標號位置Fig. 2　The label positions near the elbow fracture area: (a) No. 1 fracture area; (b) No. 2 fracture area

1.2無損檢測

依據(jù)JB/T 4730.4-2005，采用CJZ-212E磁軛對彎管進行熒光磁粉檢測，探測彎管表面存在的次生裂紋或其他宏觀缺陷。檢測前，將彎管外表面利用鋼絲輪進行打磨，直至露出金屬光澤為止。

1.3力學試驗

將彎管劃分為外弧側(cè)、中線、內(nèi)弧側(cè)三部分。分別在三處沿縱向和橫向截取試樣，另外在直管段也截取縱向和橫向試樣，以方便比較。室溫拉伸試驗依據(jù)GB/T 228.1-2010在UH-F500KNI和SHT4106萬能試驗機上進行，試樣尺寸為38.1 mm×50 mm×9 mm。夏比沖擊試驗依據(jù)GB/T 229-2007在PIT752D-2(300 J)沖擊試驗機上進行，試樣尺寸為7.5 mm×10 mm×55 mm，缺口為V型，試驗溫度為-5 ℃。硬度試驗依據(jù)ASTM E384-11e1在KB30BVZ-FA硬度計上進行，載荷98.07 N，加載時間10 s，測量點分布情況如圖3所示。

圖3　硬度測量點的分布情況Fig. 3　The distribution of hardness measurement points

1.4金相分析

在彎管未破壞區(qū)域(包括外弧側(cè)、中線和內(nèi)弧側(cè)三部分)、彎管斷口和直管段分別截取縱向和橫向試樣，依據(jù)GB/T 13298-1991，GB/T 10561-2005，GB/T 4335-1984，采用MEF4M光學顯微鏡及圖像分析系統(tǒng)對組織、晶粒度和夾雜物進行分析。

[9]楊春梅、鄭巖：《財稅政策與企業(yè)技術(shù)創(chuàng)新:基于吉林省的實證分析》，《社會科學戰(zhàn)線》2012年第7期。

2試驗結(jié)果

2.1斷口分析

在斷口一處,裂紋從標號A2收斂到標號A10部位(見圖4)，A10(A10′)向A1方向收斂，也就是說裂紋由A1和A11兩個方向擴展到A10(A10′)點，然后合并沿A10(A10′)到A9(A9′)、A5(A5′)的方向擴展到A2、A0。其中,A2斷面的劃傷灼燒斜面為爆裂時下邊的較大片與上邊的斷口瞬間摩擦產(chǎn)生大量熱量所致。從A10部位到A11、A12的方向無明顯擴展裂紋，所以A10附近有一個起裂源；過A12后拐彎處重新出現(xiàn)了裂紋擴展，所以A12拐彎處也有一個起裂源。A10和A12處的起裂源如圖5所示。

在A16到A15、A14方向裂紋收斂到A14與A13之間的突出部位，說明此突出部位頂部有一個起裂源，如圖6所示。

在斷口二處,在A-4′到A-8′方向裂紋收斂至A-9′，超過A-9′后裂紋收斂于A-10′處，超過A-10′后裂紋繼續(xù)收斂到A-11′，超過A-11′后一直沿A-12′收斂。

(a)　A2處 (b)　A5′處 (c)　A9′處

(d)　A10′處 (e)　A10處(f)　斷口一處的裂紋擴展方向　圖4　從A2處裂紋到A10處裂紋收斂的宏觀形貌Fig. 4　The macro morphology showing the convergence from A2 crack to A10 crack: (a) A2; (b) A5′; (c) A9′; (d) A10′; (e) A10; (f) the crack propagation direction in the No. 1 fracture area

(a)　A10處

從以上分析可知，斷口點A-1′到A-15′的裂紋收斂方向如圖7所示，即裂紋擴展的方向與收斂方向正好相反，也就是從A-15′到A-1′發(fā)生擴展。

(b)　A12處圖5　A10和A12處的起裂源Fig. 5　The crack sources near A10 (a) and A12 (b)

2.2無損檢測

對彎管打磨后用肉眼直接觀察，就可以發(fā)現(xiàn)在彎管外弧側(cè)有一條300 mm長的裂紋，如圖8(a)所示。在長裂紋附近，磁粉法檢測到了8條6~12 mm的微裂紋，如圖8(b)所示。

2.3.1 拉伸試驗

室溫拉伸試驗結(jié)果如表1所示。可以看出：所有試樣的抗拉強度(Rm)均符合標準要求；彎管內(nèi)弧側(cè)和外弧側(cè)試樣的屈服強度(Rp0.2)大幅超過標準要求；彎管內(nèi)弧側(cè)和外弧側(cè)試樣的斷后伸長率(A)低于標準要求；彎管中線和直管段試樣的屈強比低于標準要求。

2.3.2夏比沖擊試驗

(a)　A16處 (b)　A15處 (c)　A13~A14處圖6　突出部位頂部起裂源Fig. 6　The crack sources at the top of the convex part: (a) A16; (b) A15; (c) A13-A14

圖7　斷口收斂示意圖Fig. 7　Schematic diagram of fracture convergence

(a)　長裂紋

-5 ℃下夏比沖擊試驗結(jié)果如表2所示?？梢钥闯觯簭澒軆?nèi)弧側(cè)和外弧側(cè)以及直管段試樣的吸收

(b)　微裂紋圖8　彎管外弧側(cè)的裂紋Fig. 8　Cracks in the external arc side of the elbow:(a) long crack and (b) micro-cracks

試樣Rm/MPaRP0.2/MPaA/%屈強比中線橫向56442638.375.5中線縱向52539334.374.9內(nèi)弧側(cè)橫向1641139414.285.0內(nèi)弧側(cè)縱向1622132116.081.4外弧側(cè)橫向161313009.880.6外弧側(cè)縱向1623130013.880.1直管橫向66740630.760.9直管橫向66344130.766.5GB/T9711-2011≥460360~510≥20≥85

能不符合SY/T 5257-2012中的要求“3個試樣的平均吸收能≥50”；FA(即沖擊斷裂面的塑性與脆性之比)表明彎管內(nèi)弧側(cè)和外弧側(cè)以及直管段試樣的脆性相對較高。

表2　-5 ℃下夏比沖擊試驗結(jié)果

2.3.3 硬度試驗

硬度試驗結(jié)果如表3所示。可以看出：彎管外弧側(cè)試樣的硬度均超過500 HV。根據(jù)SY/T 5257-2012中關(guān)于彎管硬度的要求“B級彎管硬度不超過300 HV且應(yīng)在母管規(guī)定值范圍內(nèi)”，彎管外弧側(cè)試樣的硬度嚴重超標。

表3　彎管試樣各測量點的硬度

2.4金相試驗

金相試驗結(jié)果如表4所示?？梢钥闯觯核性嚇拥姆墙饘賷A雜物類型一致；內(nèi)弧側(cè)的組織為鐵素體+珠光體，晶粒度為7.6級，見圖9(a)；外弧側(cè)的組織為馬氏體，見圖9(c)；中性面和直管段的組織為珠光體+鐵素體，晶粒度為10.6級，見圖9(b，d)。根據(jù)SY/T 5257-2012的要求，彎管的實際平均晶粒尺寸應(yīng)為6級或更細，因此內(nèi)弧側(cè)、中性面和直管段的晶粒度均滿足標準要求。

對起裂源A10～A12處附近截斷試樣進行組織分析，發(fā)現(xiàn)組織均為馬氏體,見圖10。

3失效原因分析

通常來講，油氣管道失效往往與管材和施工質(zhì)量、介質(zhì)腐蝕以及外力干擾有關(guān)。該失效彎管管道

表4　金相試驗結(jié)果

(a)　內(nèi)弧側(cè)

(b)　中性面

(c)　外弧側(cè)

(d)　直管段圖9　彎管各部分的顯微組織Fig. 9　Microstructure of different parts of the elbow： (a) inner arc side; (b) neutral surface; (c) external arc side and (d) the straight pipe

圖10　彎管斷口處的顯微組織Fig. 10　Microstructure of the fracture of elbow

內(nèi)部介質(zhì)為凈化氣，基本無內(nèi)部腐蝕的問題；管道外部也未見明顯的腐蝕跡象；管道工作溫度和工作壓力處于正常范圍；管道無明顯的外力破壞跡象。因此，彎管爆裂與管材質(zhì)量密切相關(guān)。

試驗結(jié)果表明：彎管外弧側(cè)起裂源附近斷口為脆性開裂；彎管外弧側(cè)和斷口附近的組織為馬氏體；彎管外弧側(cè)屈服強度嚴重超標；彎管外弧側(cè)夏比沖擊吸收能偏低；彎管外弧側(cè)硬度值嚴重超標。

彎管是輸送管道中重要的元件，一般采用中頻感應(yīng)加熱彎管工藝制造，工藝過程為淬火+高溫回火[7]。因此，彎管的彎制過程是一個二次加熱并回火的熱處理過程[8]。正常情況下，L360NB母管的組織應(yīng)為鐵素體+珠光體[9]。在彎制過程中，材料的組織和力學性能都將發(fā)生重要的變化，并且和母管存在差異。若彎制工藝中形成的大量馬氏體未能通過回火處理而消失，將嚴重影響鋼的力學性能。馬氏體組織具有高強度高硬度的特性，但韌性很差。該失效彎管外弧側(cè)和斷口處的組織全部為馬氏體，從而使得外弧側(cè)的抗拉強度和硬度大幅升高，表現(xiàn)出極大的脆性。彎制過程中外弧側(cè)形成的微裂紋在服役過程中一旦擴展，脆性的馬氏體組織即表現(xiàn)為脆性開裂。 因此，彎管在彎制工藝中應(yīng)控制好熱處理工藝，防止脆性馬氏體組織的大量形成，以避免此類爆管事件的發(fā)生。

4結(jié)論

彎管外弧側(cè)的力學性能和組織出現(xiàn)異常；彎管在彎制過程中形成的大量馬氏體組織是導致彎管力學性能出現(xiàn)異常的主要原因；彎管在服役過程中，微裂紋一旦擴展，脆性馬氏體組織便會發(fā)生脆性開裂。

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Failure Analysis of Gas Transmission Elbow Bursting in a Western Oilfield Combination Treatment Station

YUAN Jun-tao1, LIN Guan-fa1, XIONG Xin-min2, WANG Ying-quan2, CHENG Fu-tian2,SONG En-peng1, SHI Xin2, BA Te2, GAN Xiao-ping2, YIN Shu-gen2

(1. CNPC Tubular Goods Research Institute, Xi′an 710077, China;2. Tarim Oilfield Company, Korla 841000, China)

Abstract：The reasons for gas transmission pipe bursting in a western oilfield were analyzed by fracture investigation, nondestructive testing, mechanical testing and metallographic analysis. The results show that the microstructure at the external arc side of the elbow and near the fracture area were martensite, which led to the substantial increase of tensile strength and hardness and showed great brittleness. During the service process, once those microcracks located at the external arc side of the elbow extended, martensite phase exhibited brittle cracking.

Key words：elbow; bursting; fracture; martensite

中圖分類號：TE973

文獻標志碼：A

文章編號：1005-748X(2016)02-0175-05

通信作者：林冠發(fā)(1960-)，教授級高工，博士，從事油氣田的腐蝕與防護相關(guān)工作，13572137630，lingf@cnpc.com.cn

收稿日期：2015-02-02

DOI:10.11973/fsyfh-201602019