馬乾芝，武 剛，李 治，路 浩，李麗鋒，武 剛

(1.西安石油大學 陜西 西安 710065；2.中國石油大港油田分公司(天津儲氣庫分公司) 天津 300280；3.中國石油長慶油田分公司第二采氣廠 陜西 榆林 719000；4.中國石油集團工程材料研究院有限公司 陜西 西安 710077)

0 引 言

空冷器作為一種大型換熱設備，廣泛應用于石油化工行業(yè)。管束作為空冷器的核心設備，其安全性能，對整個設備的運行有至關(guān)重要的作用。目前，國內(nèi)外學者針對空冷器管束服役階段失效行為開展了多項研究，結(jié)果表明：空冷器在服役期管束失效的類型為穿孔、爆管、彎曲變形等，失效位置多在管束入口端[1-4]。腐蝕穿孔為空冷器管束主要失效形式，腐蝕的類型包括管束內(nèi)污垢沉淀所產(chǎn)生的垢下腐蝕，管束入口承受流體沖刷所產(chǎn)生的的沖刷腐蝕，以及管束內(nèi)腐蝕介質(zhì)和管束承受壓力共同作用所造成的硫化氫應力腐蝕[5-7]。

某翅片式空冷器管束均為10#無縫鋼管，規(guī)格為Φ25 mm×2.5 mm，長度11.85 m，設計壓力7.5 MPa。該空冷器在某年9月份安裝完成，同年11月進行水壓試驗后未投入使用，歷經(jīng)當?shù)囟? ℃以下低氣溫，次年6月在進行氣密性試驗時基管發(fā)生泄漏，失效壓力為1.95 MPa。該空冷器管束失效發(fā)生在建設期，國內(nèi)外對于建設期空冷器的失效行為研究較少，因此本文開展空冷器管束建設期的失效行為研究，通過對泄漏的基管進行系列理化性能試驗，并開展相關(guān)數(shù)值計算，明確了該空冷器管束開裂原因，并提出了相應的改進措施。

1 失效基管概述

從管束箱切下基管發(fā)現(xiàn)有液體流出，如圖1(a)所示，剝開管束翅片發(fā)現(xiàn)，基管沿縱向開裂，如圖1(b)所示。該空冷器有2個管束箱即2套管束，每套管束5層，每層46根基管；據(jù)統(tǒng)計1#管束箱有22根失效基管，共計斷口24處，且大多位于基管上半部分(9點～3點)，其中20根失效基管(22處斷口)位于管束箱中第一層，剩下兩處斷口位于第二層；2#管束箱有3根失效基管，共計斷口3處，且兩處位于基管上半部分，3根失效基管均在管束箱第一層。上述所有斷口均位于基管縱向靠中間位置。

圖1 失效現(xiàn)場取樣情況

取出失效基管發(fā)現(xiàn)斷口均沿縱向開裂，斷口處均有明顯的鼓脹，如圖2所示，測量了上述25根失效基管上27個斷口的尺寸及斷口處基管的徑向變形率，結(jié)果表明：斷口最大長度為17.2 mm；斷口最大寬度為3.96 mm；斷口處剩余壁厚最小為1.5 mm；斷口處最大徑向變形率為31.1%。

圖2 失效部位宏觀形貌

選取斷口處剩余壁厚最小的失效基管進行斷口分析，并在該基管未失效管段截取理化分析試樣。

2 理化檢驗

2.1 化學成分分析

采用ARL 4460直讀光譜儀，依據(jù)標準GB/T 4336—2002《碳素鋼和中低合金鋼火花源原子發(fā)射光譜分析方法(常規(guī)法)》對試樣進行化學成分分析，見表1。結(jié)果表明：基管試驗管段化學成分滿足標準GB 9948—2006《石油裂化用無縫鋼管》要求。

表1 化學成分分析結(jié)果(質(zhì)量分數(shù)) %

2.2 拉伸性能

采用UH-F500KNI型拉伸試驗機，依據(jù)標準GB/T 228—2002《金屬材料 室溫拉伸試驗法》對拉伸試樣進行了拉伸性能測試，結(jié)果見表2。結(jié)果表明：基管試驗管段拉伸性能滿足標準GB 9948—2006要求。

表2 拉伸性能結(jié)果

2.3 壓扁試驗與擴口試驗

采用UH-F500KNI型拉伸試驗機，依據(jù)標準GB/T 246—2007《金屬管 壓扁試驗方法》及GB/T 242—2007《金屬管 擴口試驗方法》對未失效管段試樣進行了壓扁測試和擴口試驗。結(jié)果表明：試樣均未發(fā)現(xiàn)裂紋，基管試驗管段滿足標準GB 9948—2006要求。

2.4 金相分析

依據(jù)標準GB/T 13298—1991《金屬顯微組織檢驗方法》、GB/T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定》、GB/T 6394—2002《金屬平均晶粒度測定法》對未失效管段試樣段進行組織、晶粒度、夾雜物檢測分析，結(jié)果表明：橫向組織為鐵素體和珠光體，晶粒度8.5級，A、B、C、D各類夾雜物均不大于2.5級，組織無異常；內(nèi)表面均不平整且有坑，腐蝕坑深度約為0.09 mm，如圖3所示，腐蝕造成的壁厚減薄在標準GB 9948—2006壁厚允許公差范圍內(nèi)。

圖3 內(nèi)表面腐蝕坑金相組織

3 斷口分析

將基管沿斷口縱向剖開發(fā)現(xiàn)斷口表面存在腐蝕現(xiàn)象，且靠近內(nèi)表面腐蝕程度相比外表面要嚴重的多。采用TESCAN-VEGAⅡ型掃描電子顯微鏡對斷口進行了掃描電鏡分析，斷口形貌如圖4、圖5所示，結(jié)果表明：斷口裂紋源區(qū)在基管內(nèi)表面處，斷口有明顯的韌窩，與斷口宏觀形貌的塑性變形相吻合。由此可知該斷口是由內(nèi)表面起裂逐漸向外表面擴展的韌性斷口。

圖4 斷口源區(qū)低倍形貌(200×)

圖5 斷口源區(qū)高倍形貌(1000×)

4 失效機理分析與討論

4.1 氣密性試驗壓力與變形開裂的關(guān)系

為分析基管徑向鼓脹開裂與氣密性試驗壓力的關(guān)系，選取2根失效基管和1根未失效基管分別在3根基管上截取1 m完好管段(命名為1#、2#及3#管)，依據(jù)標準API RP 5C5進行水壓爆破試驗，試驗管段壁厚均在標準要求壁厚公差范圍內(nèi)。試壓方案如下：首先分別在設計壓力7.5 MPa和標準規(guī)定耐壓試驗壓力9.375 MPa下保壓10 min，如無泄漏，繼續(xù)打壓直至爆裂。結(jié)果如圖6所示，基管水壓爆破壓力遠大于氣密性試驗時的失效壓力1.95 MPa。水壓試驗爆口與現(xiàn)場斷口對比如圖7、圖8所示，結(jié)果表明：水壓試驗爆口的長度和寬度均大于現(xiàn)場失效斷口，且水壓試驗斷口處最大徑向變形率為15%，遠小于現(xiàn)場失效斷口處的徑向變形率31.1%。

圖6 水壓爆破試驗結(jié)果

圖7 水壓爆破試驗爆口

圖8 現(xiàn)場失效斷口

為進一步驗證基管開裂泄漏與承載壓力的關(guān)系，采用理論公式計算基管在承受現(xiàn)場失效壓力P=1.95 MPa時，壁厚為設計壁厚2.5 mm和失效基管最小剩余壁厚1.5 mm兩種情況下所承受的環(huán)向應力?？绽淦骰芤?guī)格為Φ25 mm×2.5 mm，屬薄壁管，故可用表3里的公式計算環(huán)向應力。

表3 不同壁厚下環(huán)向應力計算結(jié)果

為印證理論計算結(jié)果，采用數(shù)值模擬法計算基管在上述條件下的環(huán)向應力。建立一段長150 mm的10#鋼管模型，中間30 mm存在局部減薄，兩端各60 mm為公稱壁厚，約束住模型兩端，在基管內(nèi)部施加內(nèi)壓P，如圖9所示。在劃分網(wǎng)格時，為確保關(guān)鍵部位的計算精度，基管模型中間減薄區(qū)域的網(wǎng)格密度大于基管兩端，如圖10所示。

圖9 基管有限元模型示意圖

圖10 基管模型單元劃分示意圖

采用上述有限元模型計算在1.95 MPa內(nèi)壓情況下基管的受力情況。設置參數(shù)和不同模擬狀態(tài)見表4，有限元模擬等效應力分布圖如圖11、12所示。

表4 有限元分析參數(shù)設置及計算結(jié)果

圖11 Von-Mises應力分布云圖(t=2.5 mm)

圖12 Von-Mises應力分布云圖(t=1.5 mm)

綜合上述試驗結(jié)果及計算結(jié)果可知，水壓試驗斷口基管的徑向變形率遠小于與現(xiàn)場失效斷口基管的徑向變形率，且1.95 MPa內(nèi)壓所產(chǎn)生的的等效應力遠小于基管的屈服強度295 MPa，即基管的鼓脹變形與氣密性試驗壓力1.95 MPa無對應關(guān)系。

4.2 腐蝕原因分析及基管腐蝕減薄與變形開裂的關(guān)系

為明確基管內(nèi)壁腐蝕原因及機理，采用XRD分析方法對現(xiàn)場采取的腐蝕產(chǎn)物進行了物相分析，如圖13所示，結(jié)果表明：腐蝕產(chǎn)物主要為FeO(OH)(59.3%)和Fe2O3·H2O(40.7 %)的混合物。從現(xiàn)場取殘留液體樣經(jīng)檢驗可知，基管內(nèi)部存在殘留液體為水，由此可判斷腐蝕機理為溶解氧腐蝕。

圖13 腐蝕產(chǎn)物XRD物相分析結(jié)果

為分析基管變形開裂與腐蝕壁厚減薄的關(guān)系，分別采用理論計算法和數(shù)值模擬法對現(xiàn)場記錄的失效壓力P=1.95 MPa條件下的失效壁厚進行計算，結(jié)果見表5。

表5 腐蝕減薄失效壁厚計算

為印證理論計算結(jié)果，采用4.1所述有限元模型計算內(nèi)壓P=1.95 MPa時鋼管的失效壁厚。根據(jù)計算結(jié)果，當局部壁厚減薄為0.061 mm時，在承受1.95 MPa內(nèi)壓時，基管承受最大von Mises等效應力達到真實抗拉強度502 MPa，如圖14所示，即此時鋼管破壞(按第四強度理論)。

圖14 Von-Mises應力分布云圖(P=1.95 MPa)

綜合上述計算結(jié)果可知，在基管承受1.95 MPa內(nèi)壓時，理論計算及有限元計算下的失效壁厚遠小于現(xiàn)場失效斷口的最小壁厚1.5 mm，即基管的鼓脹變形及開裂與腐蝕減薄無對應關(guān)系。

4.3 基管內(nèi)結(jié)冰產(chǎn)生環(huán)向變形分析計算

根據(jù)上述分析結(jié)果，該空冷器管束并無明顯質(zhì)量問題，水壓試驗證明該管束材料最高可承受97.3 MPa的壓力，因此氣密性試驗壓力不足以對基管束產(chǎn)生破壞。而理論計算和有限元估算結(jié)果表明，當壁厚減薄至0.061～0.069 mm時，1.95 MPa的壓力才可能導致基管發(fā)生局部塑性變形。因此，綜合以上情況，考慮該空冷器管束有可能是在氣密性試驗前已發(fā)生鼓脹且在管束內(nèi)壁存在裂紋。

調(diào)查該翅片式空冷器服役歷史可知，在進行完水壓試驗后工作人員并未按標準要求對基管進行吹掃干燥，隨后該地區(qū)進入冬季，最低溫度可達-20 ℃，有研究表明冬季有大量水管因未做好防凍措施發(fā)生凍裂、泄漏[8-12]。水壓試驗后的管道內(nèi)殘留水歷經(jīng)低溫后結(jié)冰會產(chǎn)生極大冰脹力使基管發(fā)生變形，因此進行下列計算分析。

水結(jié)冰體積膨脹9%，設凍脹前水的體積為單位“1”，則凍脹后體積為“1.09”。

凍脹前水的體積為式(1)：

(1)

式中:V0為凍脹前水的體積，mm3；r0為鋼管內(nèi)半徑，mm；L為水柱所占長度，mm。

凍脹后冰的體積為式(2)：

V=πr2·L

(2)

式中:V為凍脹后冰的體積，mm3；r為凍脹后鋼管內(nèi)半徑，mm；L為水柱所占長度，mm。

有失效案例及理論計算證明，管道內(nèi)水結(jié)成冰體積主要向受約束力的徑向膨脹，沿管道軸向幾乎不發(fā)生變化[13-18]。

周長增加：Δc=1.044r0·2π-r0·2π=0.88πr0

標準GB 9948—2006中規(guī)定10#鋼管的斷后伸長率大于等于25%，而冰脹力所產(chǎn)生的徑向伸長率達到了44%，即使實際環(huán)境中能量有部分損失，且冰脹力也存在軸向損失，也足夠?qū)е禄芄拿洶l(fā)生徑向塑性變形并萌生裂紋。

4.4 綜合分析

力學性能試驗結(jié)果表明發(fā)生失效的基管具有良好的強度和韌性，管體金相組織未見異常，表明10#鋼材料性能不是導致基管鼓脹開裂的原因。

水壓試驗斷口與現(xiàn)場失效斷口對比分析發(fā)現(xiàn)，兩斷口處基管的徑向變形率存在較大差異。理論計算和有限元模擬計算結(jié)果顯示，失效壓力1.95 MPa不足以導致基管發(fā)生塑性變形，當基管壁厚因腐蝕減薄至0.061～0.069 mm時，1.95 MPa的壓力才可導致基管發(fā)生失效。即基管失效與腐蝕和1.95 MPa的承壓無直接關(guān)系。

標準SY 0402—2016《石油天然氣站內(nèi)工藝管道工程施工及驗收規(guī)范》中明確規(guī)定管道水壓試驗合格后應制定吹掃方案及時進行吹掃，當吹出的氣體無鐵銹、塵土、石塊、水等臟物時為吹掃合格，吹掃合格后應及時封堵。該空冷器進行過水壓試驗后并未按標準要求對基管進行吹掃且歷經(jīng)過0 ℃以下的低溫環(huán)境，具備殘留水在管內(nèi)結(jié)冰的條件。通過計算，基管因冰脹力所產(chǎn)生的的徑向變形率可達44%，足夠使基管發(fā)生塑性變形并萌生裂紋，因此可判斷在進行氣密性試驗前基管已發(fā)生徑向鼓脹并萌生裂紋，在進行氣密性試驗時，由于基管存在裂紋，在裂紋尖端產(chǎn)生應力集中，裂紋處不足以承受1.95 MPa的壓力而發(fā)生開裂。

5 結(jié) 論

1)該空冷器進行過水壓試驗后未按要求進行管道吹掃干燥，導致基管內(nèi)殘留水在0 ℃以下的低溫環(huán)境中結(jié)成冰發(fā)生體積膨脹，較大的冰脹力導致基管產(chǎn)生塑性變形并萌生裂紋，最終在進行氣密性試驗時發(fā)生泄漏。

2)建議空冷器進行完水壓試驗后嚴格按照SY 0402標準要求進行吹掃干燥。另外空冷器應及時投入使用，避免擱置。