我國西部某油田處理站的凝析油處理工藝主要采用“閃蒸+蒸餾”,凝析油穩(wěn)定塔塔底重沸器是凝析油處理工藝中的重要環(huán)節(jié),但是由于腐蝕問題換熱管束頻繁失效,造成嚴(yán)重?fù)p失[1-3]。重沸器換熱管束失效案例屢見不鮮[4-10],失效原因包含多個(gè)因素,如材料質(zhì)量、制造過程、服役介質(zhì)、管束震動(dòng)、氣蝕等。 

該失效重沸器于2014年服役,2019年管束開裂失效,運(yùn)行期間重沸器一備一用,因此其總共服役時(shí)間為2.5 a。該重沸器為U形管式釜氏重沸器,管程設(shè)計(jì)壓力為1.18 MPa,設(shè)計(jì)溫度為300 ℃,管程介質(zhì)為導(dǎo)熱油,導(dǎo)熱油進(jìn)出口設(shè)計(jì)溫度分別為280 ℃和220 ℃。運(yùn)行期間,殼程凝析油進(jìn)口溫度約50 ℃,凝析油出口溫度約75 ℃,殼程運(yùn)行壓力約0.18 MPa；管程導(dǎo)熱油進(jìn)出口溫度分別約為240 ℃和210 ℃,管程運(yùn)行壓力約0.4 MPa。換熱管束材料為2205雙相不銹鋼。為了明確換熱管束失效原因,對(duì)換熱管束進(jìn)行了宏觀檢查、化學(xué)成分和組織檢查、殘余應(yīng)力測(cè)試、斷口分析以及浸泡試驗(yàn),探討了管束腐蝕開裂的特征及成因。 

1.   理化檢驗(yàn)與結(jié)果

1.1   宏觀檢查

為了確定重沸器管束的失效原因和失效位置,將所有管束進(jìn)行拆解、打磨,采用滲透檢測(cè)對(duì)換熱管束表面的裂紋進(jìn)行測(cè)試。結(jié)果表明,管束的失效形式主要為開裂,共計(jì)42根U形換熱管出現(xiàn)裂紋,裂紋數(shù)量達(dá)到203條,裂紋分布及典型形貌如圖1所示。另外,出現(xiàn)開裂的換熱管位于整個(gè)管束的最外層。該重沸器管程介質(zhì)為導(dǎo)熱油,并且導(dǎo)熱油的流向比較復(fù)雜。導(dǎo)熱油從進(jìn)口(B區(qū))進(jìn)入,經(jīng)U形管束后從D區(qū)流出,再經(jīng)重沸器封頭流入C區(qū),最后從A區(qū)流出。其中B區(qū)和D區(qū)的U形管束內(nèi)導(dǎo)熱油溫度相對(duì)較高,A區(qū)和C區(qū)導(dǎo)熱油溫度相對(duì)較低。由圖1(a)可見,高溫區(qū)(B區(qū)和D區(qū))失效U形管數(shù)量相對(duì)較多,達(dá)到27根,裂紋數(shù)量達(dá)到144條；溫度相對(duì)較低的A區(qū)和C區(qū)同樣出現(xiàn)裂紋,失效管數(shù)量為15根,裂紋數(shù)量為59條。相比較而言,高溫區(qū)管束的失效問題更為嚴(yán)重。由圖1(b)可以看出,管束表面裂紋數(shù)量最多達(dá)到29條。 

圖  1  換熱管束裂紋分布和裂紋典型宏觀形貌

Figure  1.  Crack distribution in heat exchange tube bundle (a) and macrographs of typical cracks (b)

1.2   化學(xué)成分和組織檢測(cè)

采用ARL 4460型直讀光譜儀分析直管段和U形彎的化學(xué)成分,結(jié)果如表1所示。結(jié)果表明,開裂管束直管段和U形彎的化學(xué)成分均符合GB/T 20878-2007《不銹鋼和耐熱鋼 牌號(hào)及化學(xué)成分》標(biāo)準(zhǔn)對(duì)2205鋼的要求。 

采用MEF3A型金相顯微鏡及圖像分析系統(tǒng)對(duì)直管段和U形彎進(jìn)行金相分析,結(jié)果如圖2所示。結(jié)果表明,失效管束直管段和U形彎的非金屬夾雜物均為薄系A(chǔ)0.5、B0.5和D0.5,組織為γ+α,兩相分布均勻,α相體積分?jǐn)?shù)分別為45.03%和57.99%,無析出相。 

圖  2  失效管束直管段和U形彎的顯微組織

Figure  2.  Microstructure of failed heat exchange tube bundle: (a) straight section; (b) U-shaped section

1.3   殘余應(yīng)力測(cè)試

依照GB/T 31310-2014《金屬材料殘余應(yīng)力測(cè)定-鉆孔應(yīng)變法》標(biāo)準(zhǔn)對(duì)失效管束進(jìn)行殘余應(yīng)力試驗(yàn),共測(cè)試了3個(gè)平行試樣。測(cè)試位置如圖3所示,包含直管段和U形彎區(qū)域共計(jì)5個(gè)點(diǎn)。首先,在應(yīng)變花上對(duì)應(yīng)的圓孔內(nèi)采用慢速鉆孔儀打孔,孔深為孔徑的1.2倍。然后,通過靜態(tài)電阻應(yīng)變儀測(cè)量釋放的應(yīng)變值,按式(1)~(2)計(jì)算得到相應(yīng)的殘余應(yīng)力。 

式中：εx和εy分別為環(huán)向和軸向釋放應(yīng)變,應(yīng)變數(shù)量級(jí)為10-6；σx和σy分別為環(huán)向和軸向殘余應(yīng)力；A、B為應(yīng)變釋放系數(shù),單位為MPa-1。 

圖  3  失效管束殘余應(yīng)力測(cè)試點(diǎn)分布

Figure  3.  Schematic of residual stress test point distribution in failed tube bundle

由表2可以看出,盡管開裂后管束局部的殘余應(yīng)力得到了釋放,但是在開裂區(qū)周圍仍存在較大的殘余拉應(yīng)力,最大值達(dá)到262 MPa,并且不同曲率半徑和不同位置對(duì)應(yīng)的殘余應(yīng)力分布不均勻。 

1.4   斷口分析

在開裂位置即U形彎處取斷口試樣,采用Philips XL-20型掃描電鏡(SEM)及其附帶的能譜儀(EDS)分析斷口試樣。由圖4可以看出,裂紋從外壁起裂向內(nèi)壁擴(kuò)展,在裂紋尖端出現(xiàn)明顯的二次裂紋,且裂紋尖端存在明顯的穿晶和沿晶特征。由圖5可以看出,在開裂試樣表面存在明顯的點(diǎn)蝕行為,并且在裂紋起始位置可見明顯的點(diǎn)蝕坑,這說明管束裂紋起源于表面生成的點(diǎn)蝕坑。由圖6可以看出,斷口表面無明顯頸縮和局部減薄特征,高倍下可以觀察到明顯的解理臺(tái)階、河流狀花樣以及大量二次裂紋,呈現(xiàn)明顯的脆性斷裂特征。能譜測(cè)試結(jié)果表明,斷口表面存在Fe、Cr、Ni、Mo、C、O、Cl等元素。 

圖  4  斷口截面形貌

Figure  4.  Cross-section morphology of fracture: (a) overall fracture; (b) crack tip

圖  5  開裂試樣截面形貌

Figure  5.  Cross-section morphology of cracked specimen

圖  6  斷口表面形貌及能譜分析結(jié)果

Figure  6.  Morphology of fracture surface at low (a), high magnification and EDS analysis results (b)

2.   應(yīng)力腐蝕試驗(yàn)

采用高溫高壓反應(yīng)釜模擬現(xiàn)場(chǎng)服役工況研究U形管束的失效行為。從失效管束上切割獲得尺寸為65 mm×5 mm×1.5 mm的試樣,依次采用240號(hào)、400號(hào)、800號(hào)、1200號(hào)的SiC水砂紙打磨試樣表面。再依次采用離子水、丙酮超聲清洗,冷風(fēng)吹干后置于干燥器中備用。采用四點(diǎn)彎曲夾具對(duì)試樣進(jìn)行加載,依據(jù)殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果,加載應(yīng)力分別為70, 150, 250 MPa。腐蝕介質(zhì)為模擬氣田水溶液,其離子含量如下：236 mg/L 、1 140 mg/L 、79 000 mg/L Cl-、2 941 mg/L Ca2+、317 mg/L Mg2+、47 930 mg/L(K++Na+)。將試樣置于高溫高壓反應(yīng)釜、浸泡在腐蝕介質(zhì)中進(jìn)行腐蝕試驗(yàn),試驗(yàn)時(shí)間為720 h,溫度為240 ℃。試驗(yàn)結(jié)束后,取出試樣,用蒸餾水沖洗干凈并用冷風(fēng)吹干；用除膜液(配方詳見GB/T 16545-1996)在60 ℃下去除試樣表面的腐蝕產(chǎn)物(時(shí)間20 min)；在室溫下用無水乙醇脫水、吹干、干燥。在光學(xué)顯微鏡下觀察試樣表面是否存在裂紋(放大10倍)。 

由圖7可以看出,當(dāng)加載應(yīng)力為70, 150, 250 MPa時(shí),試樣表面均出現(xiàn)明顯的裂紋,并且隨著應(yīng)力增大,對(duì)應(yīng)試樣上裂紋的數(shù)量增加。由圖8可見,當(dāng)加載應(yīng)力為70 MPa和250 MPa時(shí),在裂紋尖端能夠觀察到明顯的二次裂紋和穿晶特征。應(yīng)力腐蝕試驗(yàn)結(jié)果表明,2205不銹鋼存在明顯的應(yīng)力腐蝕敏感性。 

圖  7  不同加載應(yīng)力下浸泡腐蝕后試樣的宏觀形貌

Figure  7.  Macrographs of specimens after immersion corrosion at different loading stress

圖  8  不同加載應(yīng)力下浸泡腐蝕后裂紋形貌

Figure  8.  Morphology of cracks after immersion corrosion at different loading stress

3.   失效原因分析

由失效管束斷口的形貌及能譜分析結(jié)果可以看出,該2205雙相不銹鋼的斷口呈現(xiàn)脆性斷裂的特征,并且斷口表面存在明顯的點(diǎn)蝕坑以及Cl-,據(jù)此推測(cè)該管束的失效原因?yàn)槁然飸?yīng)力腐蝕開裂。通常認(rèn)為,應(yīng)力腐蝕開裂發(fā)生需具備三個(gè)條件：敏感材料、腐蝕環(huán)境和應(yīng)力。從材料角度分析,該失效管束的化學(xué)成分滿足GB/T 20878-2007標(biāo)準(zhǔn)要求,組織也無異常,奧氏體和鐵素體體積比接近1∶1。從應(yīng)力角度分析,換熱管束表面存在明顯的殘余拉應(yīng)力,其中最大的殘余拉應(yīng)力達(dá)到262 MPa。從腐蝕環(huán)境角度分析,在2014年至2018年管束表面存在明顯結(jié)鹽情況,在2018年底引入洗鹽工藝,管束服役半年后出現(xiàn)大面積開裂,因此失效管束服役環(huán)境為高溫-結(jié)鹽-含氧苛刻環(huán)境。應(yīng)力腐蝕試驗(yàn)結(jié)果表明,在高溫模擬氣田水環(huán)境中,2205雙相不銹鋼在較低應(yīng)力條件下同樣會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力腐蝕開裂。結(jié)合殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果可知,2205不銹鋼管束的開裂與制造或運(yùn)行過程產(chǎn)生的殘余應(yīng)力以及服役環(huán)境相關(guān)。 

在2018年之前,管束失效形式為表面結(jié)鹽,但是在引入未除氧的洗鹽水后,管束在短時(shí)間內(nèi)開裂。溶解氧可以作為強(qiáng)去極化劑加速腐蝕,也有研究表明溶解氧有助于加速鈍化膜的生長,提高鈍化膜的穩(wěn)定性[11-14]。但是,一旦鈍化膜破裂,氧含量增加會(huì)促進(jìn)點(diǎn)蝕的生長。該失效重沸器管束表面處于高溫-結(jié)鹽復(fù)雜環(huán)境,隨著溫度的升高,鈍化膜的穩(wěn)定性逐漸降低[15-16],點(diǎn)蝕敏感性逐漸增加。結(jié)鹽的影響主要體現(xiàn)在兩個(gè)方面：一方面,凝析油中水與沉積鹽接觸,使鹽溶解,加速鈍化膜破壞過程；另一方面,沉積鹽作為“沉積層”,導(dǎo)致管束表面發(fā)生垢下腐蝕,進(jìn)一步加速鈍化膜的破壞。 

綜上分析,可推斷管束開裂的原因?yàn)閼?yīng)力腐蝕開裂,其機(jī)理為陽極溶解。失效過程如圖9所示[17-18]。在服役初期管束表面光滑,隨著換熱過程的進(jìn)行,凝析油中的鹽逐漸形核并且在管束表面沉積,出現(xiàn)結(jié)鹽現(xiàn)象；洗鹽水中的氧與管束表面接觸,表面鈍化膜逐漸破裂,裸露出新鮮金屬；在鹽沉積、高溫、氧的共同作用下,點(diǎn)蝕生長加速；在殘余拉應(yīng)力的作用下,管束表面的點(diǎn)蝕向裂紋轉(zhuǎn)變；當(dāng)點(diǎn)蝕轉(zhuǎn)變?yōu)榱鸭y后,在鹽沉積、高溫、氧的共同作用下,裂紋尖端鈍化和溶解交替出現(xiàn),最終在拉應(yīng)力和腐蝕介質(zhì)的共同作用下,裂紋不斷擴(kuò)大,直至管束斷裂。 

圖  9  管束失效機(jī)理示意圖

Figure  9.  Schematic diagram of fracture process mechanism of tube bundle

4.   結(jié)論

（1）重沸器2205不銹鋼換熱管束失效多集中在U形彎區(qū)域,裂紋多呈現(xiàn)環(huán)向開裂特征。 

（2）殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果表明,管束U形彎表面存在殘余拉應(yīng)力,最大值達(dá)262 MPa。 

（3）斷口形貌及應(yīng)力腐蝕試驗(yàn)結(jié)果表明,管束開裂為氯化物應(yīng)力腐蝕開裂,主要與管束服役過程中的高溫、結(jié)鹽、氧相關(guān)。

文章來源——材料與測(cè)試網(wǎng)