單　華　姜　放　方　偉　王勝雷　劉君臣

1. 中國石油塔里木油田公司天然氣事業(yè)部,　新疆　庫爾勒　841000; 2. 中國石油工程建設有限公司西南分公司,　四川　成都　610041

0　前　言

2015年6月11日,中國石油塔里木油田公司迪那油氣處理廠主控室值班人員發(fā)現DN 2-24井閥室可燃氣體檢測儀報警。采氣隊人員到達現場,發(fā)現DN 2-24井支線進集氣干線處刺漏[1]。主控室隨即對DN 2-24井以西共計11口井執(zhí)行遠程關井,并對DN 2-9 T以西至迪那2-2集氣站集氣干線進行泄壓。當日對DN 2-24井支線進干線處進行挖掘,檢查埋地管線刺漏點,發(fā)現DN 2-24井支線進干線冶金復合三通變徑處滲漏,現場組織對漏點焊接補丁,恢復生產。2015年7月檢修時對該冶金復合三通進行檢查,發(fā)現其內部存在腐蝕,隨即進行了更換。對該三通進行了失效分析,根據分析結論對在用的同批次三通進行排查,發(fā)現DN 2-23井三通存在類似情況。

1　腐蝕情況

1.1　刺漏及緊急處理情況

三通發(fā)生刺漏后,停止生產,并對該處進行挖掘,發(fā)現表面有滲漏點,見圖1。現場對焊點焊接補丁,見圖2。

圖1　滲漏情況

圖2　打補丁

1.2　內部腐蝕情況和三通結構

檢修時通過排查,先后對發(fā)現有內部腐蝕的DN 2-24、DN 2-23井三通進行了更換,其內部腐蝕情況見圖3～4。從內部形貌可以看出,二者形態(tài)相似。

圖3　DN 2-23干線三通缺陷內部形貌

圖4　DN 2-24干線三通缺陷內部形貌

DN 2-24割開的三通見圖5,結構見圖6。三通主管尺寸Ф 457,支管Ф 219,基層材料L 415,內襯3 161復合層3 mm。

圖5　DN 2-24割開后三通缺陷內部形貌

圖6　三通結構圖

2　原因分析

為便于分析,將復合三通標記為主管、支管等部分[2],見圖7。

圖7　三通外結構

2.1　壁厚測量情況

按圖7所示,將樣品的橫截面進行16等分,其具體標注方法是按照圓周的順時針方向依次編號為0、1、2……15,見圖8～9。

圖8　三通支管段部分橫截面圖

圖9　三通主管段擠出部分橫截面圖

圖10　三通取樣部分橫截面標記示意圖

按圖10的標記方法分別對圖7中三通支管部分橫截面和主管段擠出部分橫截面的316 L不銹鋼內襯層及碳鋼基管外層厚度進行測量,具體測量結果見表1。

表1三通支管部分和主管段擠出部分橫截面內襯層及外層厚度測量結果

單位:mm

根據該復合三通相關參數,該復合三通規(guī)格中內襯層為3 mm,實際測量內襯層大部分區(qū)域超過5 mm,但局部區(qū)域(失效區(qū)域)內襯層僅為1.5 mm。制造過程中,為了順利焊接,其焊接線能量參數必然設定為5 mm厚不銹鋼對接的相應參數,這樣使得在1.5 mm壁厚處也應用了焊接5 mm壁厚用的焊接參數,導致該區(qū)域被焊穿,在焊縫的焊趾處形成點狀或線狀的缺陷。

2.2　化學成分分析

在三通主管的基管層和襯層(編為1#主管和1#主管襯層)、三通支管的基管層和襯層(編為2#支管和2#支管襯層)、環(huán)焊縫區(qū)域基管焊接區(qū)和襯層(編為3#基管焊縫和3#襯層焊縫)分別取化學成分分析試樣,應用直讀光譜儀分別對3件樣品的基管和襯管進行化學成分分析[3],結果見表2。

從化學成分分析的結果來看,焊縫與支管的Cr、Mo元素的組成有較大差別,這種差別勢必導致力學性能和抗腐蝕效果的差異[4-6]。

表2復合三通化學成分分析結果

(w)

2.3　金相組織分析

在復合三通主管、三通支管及三通開裂環(huán)焊縫附近取樣,分別對主管基材、襯層、支管基材、支管襯層及焊縫進行金相組織分析[7],結果見表3～4。

表3復合三通金相組織分析結果

試樣基管組織襯管組織1#PF+P,心部有MA條帶奧氏體2#F+P奧氏體+α固溶相

表4復合三通焊縫金相組織分析結果

試樣焊縫蓋面層組織焊縫熱影響層組織焊縫硬化層組織焊縫擴散層組織焊縫襯層組織遠離開裂區(qū)焊縫IAF+PF+WF+ B粒+PPF+B粒+PM回M回A+α固溶相開裂焊縫附近IAF+PF+WF+ B粒+PPF+B粒+PM回M回A+α固溶相

開裂焊縫附近的焊縫組織與遠離開裂區(qū)焊縫的焊縫組織一致,但內焊縫一側焊趾附近有裂紋。

2.4　力學性能試驗

在三通主管的基管層(編為1#主管)、三通支管的基管層(編為2#支管)、環(huán)焊縫區(qū)域基管焊接區(qū)(編為3#焊縫處支管)分別取焊縫硬度試樣,對其進行力學性能試驗,結果見表5。

從表4和表5可以看出,復合三通基管環(huán)焊縫的局部硬度值超過60 HRA,且出現了M組織。通常,引起焊縫硬度高的主要原因是焊接線能量大,焊后冷卻速度快,在焊縫組織中出現M組織。由此可以推斷,該復合三通環(huán)焊縫焊接時,采用了較高的線能量。

表5復合三通主管、支管及焊縫處支管硬度試驗結果

編號硬度試驗結果試驗標準1#主管50.1、50.3、50.52#支管46.0、46.6、47.03#焊縫處支管61.8、65.0、60.8GB/T 230.1-2009《金屬材料洛氏硬度試驗第1部分:試驗方法》

2.5　電子顯微分析

在復合三通失效環(huán)焊縫區(qū)域取樣,采用掃描電子顯微鏡及X射線能譜分析儀對樣品進行腐蝕成分分析及腐蝕形貌觀察。低倍下剖開缺陷呈圓形,未見明顯開裂,但內襯層焊縫有明顯焊瘤。在高倍下可見缺陷內靠基管側形貌有明顯氣體沖蝕痕跡,說明該復合管三通橢圓形孔洞主要是由于沖蝕所致。由此可以推斷該復合三通失效根本原因是復合三通制造過程中,在環(huán)焊縫內襯層焊趾處存在點狀或者線狀未融合或焊穿,導致其在服役過程中,管道內氣體從該處進入管道碳鋼壁,發(fā)生沖蝕并開裂所致[8-21]。

2.6　生產工藝分析

DN 2-24井的氣產量89×104m3/d,計算的支管流速2.3 m/s,流速不高,但由于三通處有來自生產匯管和支線二股液體匯合,存在渦流,在匯合處沖蝕較為嚴重,見圖11,且在該處由于渦流存在剪切力,導致緩蝕劑不能附著,管道未得到良好的保護。

圖11　三通處流體情況

3　三通排查情況

DN 2-24井三通發(fā)生刺漏后,檢修時對未埋地的類似三通進行了排查。結果見表6。從表6可以看出,除DN 2-24井、DN 2-23井外其他三通未見有明顯腐蝕。

表6復合三通排查結果

序號檢測位置管道(管件)規(guī)格/mm材質檢測出最小壁厚/mm1DN 2-8閥室支線到干線三通Ф 457×(25+3)Ф 219×(14+3)L 415+316 L三通為16.7,變徑為16.32DN 2-17閥室支線到干線三通Ф 457×(25+3)Ф 219×(14+3)Ф 219×19L 415+316 L三通為17.2,變徑為17.83DN 2-23閥室支線到干線三通Ф 457×(25+3)Ф 219×(14+3)L 415+316 L三通變徑部位附近壁厚異常,測出最小值為11.74DN 2-24閥室支線到干線三通Ф 457×(25+3)Ф 219×(14+3)L 415+316 L三通刺漏附近為4.05DN 2-2閥室支線到干線三通Ф 457×(25+3)Ф 219×(14+3)L 415+316 L三通附近為16.86DN 2-25閥室支線到干線三通Ф 457×(25+3)Ф 219×(14+3)L 415+316 L三通附近為16.97迪那2-1集氣站進出站三通Ф 508×(19+3)L 415+316 L進站三通為19.7,前后直管段為19.7,出站三通T 2為21.3、T 3為21.0,直管段為19.7

4　結論

1)復合三通環(huán)焊縫周向內襯層嚴重不均,焊接線能量高,使焊接時在內襯層焊趾處產生點狀或線狀穿孔是導致復合三通失效的主要原因。

2)復合層穿孔后,管道內氣體從該處進入基管壁內,沖蝕導致基管腐蝕,從而發(fā)生刺漏。

3)應嚴格控制產品生產質量,杜絕三通在拔制過程中出現襯層厚薄不均的情況,焊接時要選擇好參數,避免襯管焊穿。