20鋼等徑三通失效分析

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(1. 中國石油集團工程材料研究院有限公司， 陜西 西安 710077；2. 石油管材及裝備材料服役行為與結構安全國家重點實驗室， 陜西 西安 710077；3. 中石油煤層氣有限責任公司， 北京 100028)

計量撬是計量裝置，它是把與計量相關的儀表與流量計算機、閥門等相關裝置設備集成于一個鋼制平臺上，在生產車間里組裝調試后整體運輸到現場使用的計量裝置。三通又稱管件三通是管道改向和流體分流的重要結構件，也被廣泛地用于計量撬這樣的集成裝置上，其質量直接影響管路的可靠性[1-3]。20鋼為優質碳素結構鋼，具有強度低、塑性韌性優良且加工、焊接性能良好的優點[4]，是制造三通的常用材料。對于計量撬用小口徑無縫三通主要使用無縫管采取液壓冷脹成形工藝進行生產。在實際的生產過程中，坯料的質量、模具的設計、生產工藝參數的控制、成形后的熱處理等諸多因素都會影響三通的質量與后續使用[3,5]。

2020年5月某油氣生產企業一口氣井在役計量撬上的一件三通本體發生開裂，該計量撬于2010年10月投入使用，服役時間近10年，三通材質為20鋼，規格為DN50。計量撬使用的環境溫度為-25～38 ℃，內部輸送介質為濕天然氣，并含有一定量的腐蝕性氣體，介質溫度12～18 ℃，設計壓力6.4 MPa，實際運行壓力約3 MPa。為了杜絕類似事故的再次發生，本文綜合利用斷口分析、化學成分分析、微觀組織分析、電化學分析等技術手段查明了三通本體開裂的原因，并提出了相應的預防措施。

1 試驗方法

采用線切割的方式將斷口整體切下并打開，將斷口表面徹底清理后對斷口進行宏觀分析，確定裂紋源；使用VEGA II型掃描電鏡對三通斷口裂紋源區微觀形貌進行觀察，確定斷裂性質。依據GB/T 4336—2016《碳素鋼和中低合金鋼多元素含量的測定火花放電原子發射光譜法》在失效三通本體上切取化學成分分析試樣。依據GB/T 13298—2015《金屬顯微組織檢驗方法》從失效三通裂紋源附近切取試樣，經磨削、拋光后，用2%硝酸酒精溶液進行侵蝕，之后對其微觀組織進行觀察。在三通裂紋源附近切取硬度試樣，依據ASTM E10-18《金屬材料布氏硬度標準檢測方法》，使用BH3000布氏硬度計對其橫截面硬度進行檢測。

在失效三通上切取φ11.29 mm×3 mm電化學試樣，用于測試三通本體在現場取回的水樣中的極化曲線與電化學阻抗譜，現場取回水樣的離子組成如表1所示，電化學測試所使用的介質溶液為依照表1中的離子組成配制的模擬溶液。為了對比研究，其中一件電化學測試試樣為從失效三通上切取后經900 ℃正火處理的試樣。直接切取的試樣與正火后的試樣經不同標號的砂紙打磨后，并拋光成鏡面，之后用無水乙醇和去離子水沖洗，烘干備用。電化學測試在Autolab PGSTAT128 N電化學工作站進行，工作電極為待測試樣，對電極為鉑片，Ag/AgCl電極作為參比電極。

表1 現場取回水樣成分分析結果(mg/L)

在進行電化學試驗之前，將試樣浸入試驗介質中1 h，以確保開路電壓維持在穩定狀態。電化學阻抗譜的頻率測量范圍為 0.01～100 000 Hz，振幅為5 mV。阻抗譜數據通過ZsimpWin軟件進行擬合。極化曲線測量范圍為-1.15～-0.3 V，掃描速率為0.001 V/s。

2 試驗結果與討論

2.1 斷口分析

發生斷裂失效的三通，其斷口位于三通主管和支管交匯處并貫穿整個支管，如圖1所示。觀察發現斷口處無明顯塑性變形且斷口呈臺階狀，脆性斷裂特征明顯，見圖2。觀察斷口表面發現人字紋指向管體內壁，見圖2(a)。圖2(b)中紅色圓圈所示即裂紋源所在的位置。將切分后的三通本體簡單拼接，圖1中白色圓圈標記處即為腐蝕坑所在位置。根據斷口形貌特征綜合分析，可以判斷裂紋起源于內壁腐蝕坑底部，且對應于外表面裂紋源位于三通本體主管與支管交匯處。

圖1 開裂三通宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of the cracked tee

圖2 開裂三通斷口宏觀形貌(a)俯視圖；(b)正視圖Fig.2 Macro morphologies of fracture of the cracked tee(a) vertical view; (b) front view

為了進一步確認斷口特征，使用VEGAII型掃描電鏡對斷口進行微觀形貌觀察，斷口呈現解理、準解理斷裂特征，如圖3所示，從圖3可以觀察到解理臺階、河流花樣等典型解理斷口特征，此外，斷口上還能觀察到二次裂紋。由掃描電鏡照片可以更加直觀地觀察到三通起裂位置位于腐蝕坑底部，且腐蝕坑表面覆蓋一層腐蝕產物膜，如圖4所示。

圖3 開裂三通斷口微觀形貌 Fig.3 Micro morphologies of fracture of the cracked tee

圖4 三通裂紋源區形貌(a)腐蝕坑底部起裂；(b)腐蝕坑表面的腐蝕產物膜Fig.4 Morphologies of crack source area of the tee(a) cracking at the bottom of corrosion pit; (b) corrosion scale on the surface of corrosion pit

2.2 化學成分

依據GB/T 4336—2016利用ARL 4460直讀光譜儀對失效三通本體進行化學成分分析，分析結果見表2。三通化學成分檢測結果滿足GB/T 12459—2005《鋼制對焊無縫管件》對20鋼的要求。

表2 失效三通的化學成分(質量分數，%)

2.3 金相分析

裂紋源附近區域，即主管與支管交匯處管體的金相分析結果表明，失效三通的顯微組織為鐵素體(F)+珠光體(P)，且存在明顯的冷變形組織特征，原本應該呈現等軸晶狀態的鐵素體與珠光體晶粒被拉長，晶粒扁平化，如圖5所示。正常20鋼正火態的顯微組織應為等軸狀的鐵素體與珠光體，如圖6所示。

圖5 失效三通裂紋源區顯微組織Fig.5 Microstructure of crack source area of the failed tee

圖6 正常的正火態20鋼顯微組織Fig.6 Normal microstructure of the normalized 20 steel

2.4 硬度

失效三通主管與支管交匯處附近本體橫截面硬度結果如表3所示。失效三通硬度測試值的最低值為228 HBW，顯著高于GB/T 12459—2005對20鋼三通的硬度要求。

表3 失效三通本體布氏硬度檢測結果

2.5 電化學測試結果

直接從失效三通上切取的原始態電化學試樣以及經正火處理后的電化學試樣在試驗介質中的極化曲線如圖7所示。陽極極化曲線表明，兩種狀態的試樣在腐蝕介質中均未發生鈍化，陽極反應為鋼的溶解反應，主要由電荷轉移反應步驟控制整個反應過程。相比正火處理后的試樣，直接從三通上切取的電化學試樣的陰極極化曲線向右移動。通過Tafel斜率外推法確定相應的極化曲線參數，即腐蝕電位Ecorr與自腐蝕電流密度icorr。原始態與正火態20鋼的Ecorr分別為-760.6 mV 和-752.8 mV；原始態與正火態20鋼的icorr分別為10.3 μA·cm-2和7.2 μA·cm-2。相比于正火態，直接從失效三通本體上切取的試樣腐蝕電位更小，自腐蝕電流密度更大。也是說，相比正火態20鋼，失效三通的耐蝕性因冷變形而下降。與極化曲線相對應，兩種狀態下20鋼阻抗譜測定結果也表明冷變形增大了20鋼的腐蝕反應速率，降低了鋼的抗腐蝕能力。原始態與正火態20鋼的Nyquist曲線具有相似的特征，均表現為第一象限的單一容抗弧，且原始態20鋼的容抗弧半徑明顯小于正火態20鋼，如圖8所示。經分析，原始態與正火態20鋼阻抗譜中電荷轉移電阻Rct分別為1142 Ω·cm2和1526 Ω·cm2。腐蝕電位、自腐蝕電流密度、電荷轉移電阻都是用來表征金屬材料在某一腐蝕工況條件下的耐蝕性參數，材料的腐蝕電位與電荷轉移電阻越大，自腐蝕電流密度越小，表明金屬材料的耐蝕性越好。

圖7 原始態與正火態失效三通在腐蝕模擬液中的極化曲線Fig.7 Polarization curves in the corrosion simulation solution of the original and normalized failed tee

圖8 失效三通與正火態20鋼在腐蝕模擬液中的阻抗譜Fig.8 Impedance spectra in the corrosion simulation solution of the failed tee and normalized 20 steel

2.6 失效原因分析

對失效三通進行宏觀斷口分析、微觀斷口分析、化學成分分析、顯微組織分析和布氏硬度檢測，結果表明失效三通為脆性斷裂失效，裂紋起源于三通本體主管與支管交匯處的內壁腐蝕坑底部，如圖2和圖3所示。成形后的三通沒有進行合理的熱處理恢復材料的塑韌性，內壁的局部腐蝕造成三通有效承載能力的降低和應力集中，最終導致三通脆性斷裂。

通過調研可知，對于DN300以下的無縫三通，一般采用液壓冷脹成形工藝制造。圖5中的三通本體顯微組織內仍保留著大量冷變形組織特征，即鐵素體F和珠光體P晶粒被拉長。三通液壓冷脹成形工藝采用無縫鋼管為坯料(稱之為“主管”)，三通上的支管是通過附加在主管兩端和內壁的高壓作用，使主管上的金屬在模具的約束下向支管模內流動而形成的。三通冷脹成形工藝的實質是對金屬材料進行塑性加工的過程。塑性變形導致的加工硬化，使材料強度、硬度升高，韌性下降，這一點在對三通本體進行布氏硬度檢測時就得以體現出來，標準要求20鋼三通的布氏硬度最大值不應高于156 HBW，而檢測結果的最小值為228 HBW。根據斷裂力學相關理論可知，三通本體的韌性降低將導致三通本體缺陷容限的降低，三通內壁由于局部腐蝕導致管體有效承載壁厚的減小，并導致應力集中，易引發裂紋的萌生。因此GB/T 12459—2005規定對于成形后的20鋼三通，應采用正火、退火等熱處理使其塑韌性得以恢復。經正火或退火處理后的三通，其顯微組織內被拉長的晶粒將被等軸晶所代替，硬度將顯著降低，塑韌性得到恢復。此次失效的三通微觀組織內存在大量冷變形晶粒，且硬度明顯高于標準要求值，表明失效三通成形后沒有進行合適的熱處理。何朋非等[6]在進行液壓冷脹成形SUS304不銹鋼三通失效分析時發現，成形后的三通未進行固溶處理以恢復三通的塑韌性，故在其顯微組織內觀察到大量應變誘發馬氏體組織，使材料發生脆化導致三通在主管和支管的交匯處脆性開裂。另外，電化學腐蝕性能試驗結果也表明，冷變形會導致20鋼耐蝕性明顯下降，冷變形后的20鋼通過正火，其耐蝕性會得到改善。相似的研究結果在對304不銹鋼腐蝕性能研究的過程中曾被報道，有研究認為，變形導致的殘余應力和位錯密度增加對304不銹鋼的腐蝕具有促進作用，并且促進的程度與變形量和位錯密度正相關[7]。由液壓冷脹成形工藝特點及相關的研究報道可知，三通支管與主管交匯處的變形量程度最為劇烈，因此該處材料的電化學腐蝕性能下降也應最為顯著，同時該處還易出現塑性成形缺陷。

綜上所述，失效三通成形后沒有得到適當的熱處理，導致其塑韌性大幅降低，硬度遠超標準要求值的上限，從而導致三通本體缺陷容限的降低。在運行過程中，由于三通內壁發生局部腐蝕，使得三通有限承載壁厚減少，缺陷尺寸增加(局部腐蝕可視為缺陷)，當腐蝕坑深度超過三通的缺陷容限時，裂紋將失穩擴展，三通發生脆性斷裂失效。

3 結論與建議

1) 失效20鋼三通的化學成分符合GB/T 12459—2005要求，但硬度測試結果則顯著高于該標準的要求。

2) 液壓冷脹成形后的三通未采取正確的熱處理，其塑韌性大幅降低導致三通本體缺陷容限的降低，是三通本體脆性斷裂的直接原因。

3) 相比于正火態，液壓冷脹成形后的三通在現場水樣的模擬液中的自腐蝕電位減小，自腐蝕電流密度增大，阻抗譜中容抗弧半徑減小，電荷轉移電阻Rct減小，鋼的耐蝕性下降。

4) 建議加強對三通的質量監督和出廠檢驗。