李鴻根 許福標

（中國石化上海石油化工股份有限公司，中國 上海 200540）

上海石化3900kt/a渣油加氫裝置是目前國內最大的渣油加氫裝置，熱高分氣與混合氫高壓換熱器（E-1804）高壓氫氣入口管線（400-P-082002-26CP13R-PP）在管線系統(tǒng)完成焊接、熱處理和無損探傷后，水壓試驗的過程中發(fā)生爆裂，這屬于非常罕見且嚴重的問題。我們在確認管線施工、檢驗、試驗程序符合規(guī)范要求，且對鋼管供貨商提供的七個規(guī)格材質同為ASTM A106的厚壁鋼管現(xiàn)場進行超聲波檢驗復測情況良好的同時，對開裂管道取樣進行詳細的失效分析，進而提出相應的解決措施。

1 開裂管材分析

1.1 裂紋形貌

開裂的管道長度約為2.4m，位于上下兩個彎頭之間。裂紋沿軸向貫穿整段管道，裂紋兩頭分別截止于與上下彎頭連接的環(huán)焊縫處。裂紋在靠近上彎頭處有分叉；在管道中部呈W形，開口較寬，最寬約為16mm；中部以下直到下彎頭部分近似呈直線，并穿過支座的兩個補強圈的交界處。整個裂紋的長度約為2.3m，管線開裂形整體貌見圖1。

圖1 開裂管道整體示意圖

1.2 化學成分

在開裂管道的中部用電火花線切割取樣，進行火花源原子發(fā)射光譜分析。執(zhí)行標準是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）》，具體檢測結果表明管道的化學成分符合ASTM A106/A106M-10的相關要求（見表1）。

表1 DN400管道的化學成分含量

1.3 力學性能

對管道裂紋附近的材料在1/2壁厚部位沿環(huán)向取3個試樣，用Instron萬能實驗機進行拉伸實驗。執(zhí)行標準GB/T 228.1-2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》，拉伸速率為加載速率為1mm/min，測試溫度為室溫。從試驗結果來看，鋼管母材的各項拉伸力學性能指標都符合ASTM A106/A106M-10的要求（見表2）。

表2 管道環(huán)（周）向的拉伸力學性能

1.4 硬度檢測

沿管道的厚度方向取樣，對管道的內表面、中間和外表面分別用臺式硬度計進行布氏硬度測試，結果見表3。執(zhí)行標準GB/T 231.1-2009《金屬材料布氏硬度試驗 第1部分:試驗方法》。從表中數據分析:內表面、中間和外表面的布氏硬度平均值都小于《上海石化煉油改造工程-美標鋼管技術協(xié)議（SEI）》中 2.8（6）條規(guī)定的 180HB，說明鋼管母材的硬度是符合技術協(xié)議要求的。

表3 DN400管道布氏硬度測試 HB

1.5 金相和非金屬夾雜物分析

（1）金相分析。分別在平行于管道表面的縱截面和垂直于管道表面的縱截面上取樣進金相分析。執(zhí)行標準是、GB/T 6394-2002《金屬平均晶粒度測定方法》。在平行于接管表面的縱截面上進行金相分析:組織為鐵素體+珠光體，采用比較法，測得晶粒度級別為7級。同時，在垂直于接管表面的縱截面上進行金相分析:組織為鐵素體+珠光體，采用比較法，測得晶粒度級別為7級，可以認為組織的類型和形貌與平行于接管表面的縱截面基本類似。

（2）非金屬夾雜物分析。分別在平行于管道表面的縱截面和垂直于管道表面的縱截面上取樣進行非金屬夾雜物測定。執(zhí)行標準GB/T 10561-2005《金屬夾雜物含量的測定 標準評級圖顯微檢驗法》和GB/T 13298-1991《金屬纖維組織的檢驗方法》。在平行于接管表面的縱截面上進行非金屬夾雜物測定，硫化物級別評為:A2.5；球狀氧化物類級別為:D1.5；未發(fā)現(xiàn)C、D類非金屬夾雜物。在垂直于接管表面的縱截面上進行非金屬夾雜物測定，硅酸鹽類級別評為:C1.5，未發(fā)現(xiàn)A、B、D類非金屬夾雜物。這些檢測結果，均符合《上海石化煉油改造工程-美標鋼管技術協(xié)議（SEI）》中的相關籌款。

2 失效成因研究

2.1 失效起裂點分析

從管道材料的化學成分、力學性能和夾雜物含量來看，各項指標均符合相關標準或協(xié)議的要求，說明材料并沒有問題。因為裂紋的起裂點是失效分析的重點，為了找出管道裂紋的起裂點，需要從宏觀尺度對斷口全面而細致的分析，找出裂紋起始的區(qū)域。

（1）從宏觀上看，裂紋沿軸向貫穿整根管道，裂紋兩頭分別截止于與彎頭連接的環(huán)焊縫處。裂紋在靠近上彎頭處有分叉；在管道中部呈W形，開裂的最寬處約為16mm；中部以下直到下彎頭部分近似呈直線，并穿過支座的兩個補強圈的交界處。

（2）從斷口的宏觀形貌可以看出，管道沿著軸向斷裂，且從上到下斷口上絕大部分區(qū)域都存在人字形和放射形的紋路，肉眼明顯可見?？梢詮娜俗旨y及放射紋的指向來尋找起裂位置，起裂位置的確定在失效分析中極為重要。對該管道破裂的整個斷口進行觀察檢查，端口中人字紋及放射紋的形貌。發(fā)現(xiàn)人字紋從兩端均指向其中間偏下的某一部位，即人字紋的箭頭方向均指向支座的兩個補強圈的交界處。仔細觀察這兩個補強圈角焊縫交界處的斷口，可以發(fā)現(xiàn)有從鋼管外壁向內壁發(fā)展的放射紋。通過人字紋和放射紋走向可以判斷出:裂紋起始于這兩個補強圈角焊縫的交界處。

（3）從斷口上可以看到比較平坦的半橢圓形的區(qū)域，是打壓時逐步斷裂的裂紋起裂區(qū)，這些區(qū)域之外便是放射紋和人字紋區(qū)域，內外壁處斷口上有較窄的剪切唇。斷口上反復觀察未發(fā)現(xiàn)原始缺陷，說明這期斷裂事故并非是由原始宏觀缺陷引起的低應力脆斷。但事故仍舊屬于脆性斷裂，因為整個管道沒有發(fā)生宏觀可見的塑性鼓脹變形，且事故壓力不高，屬于低應力脆斷范疇。所以失效分析工作重點不應在尋找鋼管的原始缺陷上，重點要在鑒別鋼管材料的脆性上。

2.2 失效原因分析

（1）起裂位置的特點。板材、容器及管道等構件斷裂時，斷口上?？捎^察到人字條紋。人字條紋的收斂方向指向裂源，其反向為裂紋的擴展方向。2m多長的斷口上的人字紋均指向加強板的焊接處，所以該處為裂紋的起裂位置。之所以在管道的中部裂紋張口最大，是由于管道上下都受到端部的束縛而限制的裂縫的張開，管段中部所受的束縛最小。裂紋在中部出現(xiàn)W字型擴展，主要和管道的殘余應力和材料的薄弱環(huán)節(jié)有關。該管道在最后正火熱處理后經過冷彎矯直處理，這樣產生了殘余應力[2-3]，另外裂紋擴展總是沿著阻力最小的方向擴展，材料的某些部位的薄弱環(huán)節(jié)也影響裂紋的走向。

（2）材料質量和焊接。管材的化學成分、金相組織和夾雜物、拉伸性能和硬度均符合ASTM A106-10的標準要求和訂貨合同要求；焊接處金相組織正常。

（3）起裂失效原因。管線起裂并導致爆破的原因是補強圈搭接的焊接結構所致。一是本例中的補強圈為搭接結構，這種結構在搭接處產生了很大的應力集中，同時焊接造成的殘余拉應力也很大。搭接造成焊接施工的不方便極易導致咬邊焊接缺陷。二是本例的補強圈焊接后搭接在一起，而且補強圈很厚，這樣就在管道外層形成了“V型缺口”（見圖2），同時由于焊接補強圈和管線成為一體，相當于管線外側有“V型缺口”，進而導致應力集中。這種補強圈結構導致了嚴重的拘束效應，呈現(xiàn)三向應力狀態(tài)，焊接的殘余拉應力也很大，在外力作用下容易產出裂紋[4]。

圖2 補強圈的示意結構圖

2.3 分析結果

對管材的理化性能指標、拉伸性能、韌脆轉變溫度和斷裂韌性進行了測試，對起裂位置的剖面金相進行了檢查，得到如下分析結果:

（1）管材的原材料的化學成分與力學性能符合設計及相應材料標準的要求。且S含量僅為質量分數的0.01%，比ASTM中A106材料標準中規(guī)定的0.035%低得多。管材中未發(fā)現(xiàn)有折疊類的宏觀缺陷。

（2）在19MPa試驗壓力下管子發(fā)生脆性斷裂，管子的最大薄膜應力僅為86.9MPa，約為材料屈服強度的35%，屬于低應力水平的脆性斷裂。爆管的起裂點位于該垂直管段的下端焊有支撐圈的部位，斷口檢查則有一點爆破前就存在的外表面下的初始裂紋 （尺寸是軸向長62.5mm，沿壁厚深15.1mm），爆管就是從這一初始裂紋在19MPa下發(fā)生快速撕裂擴展的。從斷口上可以判斷出這初始裂紋不是原材料的缺陷，而是水壓試驗中在低壓下就開始逐步形成的。

（3）從爆裂口附近的金相檢驗可以看出焊縫及熱影響區(qū)的金相均正常，熔合線附近的母材未明顯粗大，也未發(fā)現(xiàn)魏氏體組織，說明支承體的加強圈與管段焊接時的焊接工藝控制較為嚴格和合理。

（4）形成的初始裂紋并直接導致爆管的基本原因是管子外壁焊接支承圈的焊縫交接處出現(xiàn)了類似V形缺口的結構缺陷。在管子外壁焊縫處造成嚴重的應力集中，焊接后雖然進行了熱處理，但此設計采用的雙焊接帶補強板GB7型立式支耳管型式，與高壓管道壁厚相同的補強板焊接在母管外壁，且兩補強板幾乎重合，兩條焊縫交接時造成重復焊接和產生更大的焊接熱應力[5]。因此結構的應力集中和焊接殘余應力是導致管子出現(xiàn)開裂及爆管的主要原因。

2.4 方案和措施

（1）解決方案。首先，對渣油加氫裝置內所有CL1500和CL2500等級管道中，原設計雙焊接帶與管道等厚補強板焊接在母管外壁的立式支耳管（GB7型）調整為雙焊接筋板型（DB-7型）支架。以盡量減少在鋼管上的焊接面積，從而減少焊接的熱應力，且能滿足管系載荷及應力的需要。

其次，管道支架焊后熱處理要求:奧氏體不銹鋼（僅涉及TP347）管外表面焊接件焊后不做熱處理，抗H2S碳鋼和合金鋼管外表面焊接件應做焊后消應力熱處理，普通碳鋼管外表面焊接件是否做焊后熱處理，按SH3501-2011等相關施工規(guī)范執(zhí)行[6]。所有熱處理后須檢測焊縫及熱影響區(qū)硬度。

還有，現(xiàn)場焊后熱處理手段須確保消除應力的效果，保溫措施必須到位，必要時可采取增加機械手段消除焊接應力[7-9]。

（2）措施實施。統(tǒng)計整個渣油加氫裝置的兩套系列，涉及到反應器入口管線、熱高分入、出口管線、高壓換熱器管程出口管線總16處相同結構GB7型支耳，管線尺寸為DN350及DN400兩個規(guī)格，除高壓換熱器管程出口管線（其中一個爆裂）材質為A106外，其余均為TP347。

因項目進行到試壓接近收尾階段，所有焊接、熱處理和無損探傷已結束，要消除GB7型支耳補強板焊接對母材的劣化傾向或隱患，必須將支架部位管道切除，特別是TP347管道在現(xiàn)場處理必須采用專用現(xiàn)場機械加工裝備以在切除管子兩端加工出焊接坡口，更換重新焊接管道、探傷后再按DB-7形式支架重新安裝。

3 結束語

3.1 本文中失效管道母材化學成分、機械性能、金相組織均符合規(guī)范和技術協(xié)議的要求，施工質量符合標準，形成的初始裂紋并直接導致爆管的基本原因是管子外壁焊接支承圈的焊縫交接處出現(xiàn)了類似V形缺口的結構缺陷。結構的應力集中和焊接殘余應力是導致管子出現(xiàn)開裂及爆管的主要原因。項目設計時應杜絕此類結構的支架。

3.2 此管道輸送極度危險介質，且壓力等級高，是石化行業(yè)中壓力管道等級最高的SHA等級[6]，必須執(zhí)行規(guī)范，進行施工完成后的強度試驗，以檢驗材料、施工的質量，確保重要裝置的安全運行。

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［4］高悅,陳明峰,梁宗敏.殘余應力對構件受力性能的影響[C]//北京力學會第十六屆學術年會論文集.2010.

［5］吳雪峰,崔佳,李林.具有交叉焊縫的圓管相貫節(jié)點焊接殘余應力的數值模擬[C]//中國鋼協(xié)結構穩(wěn)定與疲勞分會第12屆（ASSF-2010）學術交流會暨教學研討會.2010.

［6］國家發(fā)展和改革委員會.SH3501-2011,石油化工有毒、可燃介質鋼制管道工程施工及驗收規(guī)范[S].2011.

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［9］趙珍祥.渣油加氫高壓臨氫管道施工重點環(huán)節(jié)探討[J].石油化工建設,2009(5):61-65.