16MnR发球筒爆裂失效分析

许述剑，刘小辉，黄廷胜，王延平

(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)

0 引言

2009年12月26日，东北某采气厂集气处理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)。

图1 发球筒破裂情况

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 400 PN 8.0 MPa，基本参数见表1，属二类压力容器，设计及制造验 收 遵 循 GB 150—1998［1］和 JB/T 4731—2005［2］。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%，Ⅱ级合格。C，D类焊缝磁粉检测，长度100%，Ⅰ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数据及查阅相关资料，发现发球筒爆裂时最高操作压力为7.2 MPa，未超出设计最高工作压力7.6 MPa;事故发生当月本地气候恶劣，环境温度最低达－28℃。

表1 发球筒基本参数

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 6654—1996［3］中16MnR标称化学成分相符。接管和法兰试样实测与设计的 JB 4726—2000［4］中16MnⅢ锻标称化学成分不符合，对比 GB/T 3077—1999［5］，接管材质为20CrMnTi钢，对比 GB/T 699—1999［6］，法兰材质为25#钢。可见接管和法兰材质与设计的16MnⅢ锻不符。

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。

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:

图4 热影响区显微组织

图5 接管样品的硬度测试示意图

计算得 20CrMnTi钢的碳当量 CE(ⅡW)=0.608，而16MnR的碳当量CE(ⅡW)=0.408，对比可知，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。

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)

图6 接管与筒体焊缝断口的宏观形貌

图7 接管上远离焊缝的断口形貌

图8 接管样品断口形貌SEM照片

3 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20CrMnTi代替了设计16MnⅢ锻，却仍采用原16MnR和16MnⅢ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及接管母材20CrMnTi的低温韧性差，致使裂纹快速扩展，发生瞬间脆性断裂。在内部气体高应力作用及强大的爆炸力作用下，裂纹沿筒体材料的轴向迅速扩展，发生筒体开裂，最终导致整个设备失效。

［1］GB 150—1998，钢制压力容器［S］.

［2］JB/T 4731—2005，钢制卧式容器［S］.

［3］GB 6654—1996，压力容器用钢板［S］.

［4］JB 4726—2000，压力容器用碳素钢和低合金钢锻件［S］.

［5］GB/T 3077—1999，合金结构钢技术条件［S］.

［6］GB/T 699—1999，优质碳素结构钢［S］.