Сероводородному растрескиванию

На ОНГКМ отмечались также многочисленные случаи сероводородного растрескивания насосно-компрессорных труб (0114 мм, сталь марки 18X1Г1МФ отечественной поставки) скважин (рис. 4). Разрушению подвергались как резьбовые соединения, так и сами трубы. В большинстве случаев время эксплуатации насосно-компрессорных труб до разрушения составляло менее 1,5 лет.

Было также показано, что геометрические параметры резьбовых соединений насосно-компрессорных труб скважин № 565 и № 566 из стали 18Х1Г1МФ не соответствовали требованиям технических условий. Наличие дефектов резьбы приводило к возрастанию растягивающих напряжений в резьбовых соединениях в 1,5-2 раза. В результате разрушение некоторых насосно-компрессорных труб происходило через несколько суток эксплуатации по причине сероводородного растрескивания металла, вызванного совместным воздействием сероводородсодержащих сред и повышенных напряжений в резьбовых соединениях.

Трещины сероводородного растрескивания в насосно-комп-рессорных трубах скважины № 234 возникали на расстоянии 400-600 мм от соединительных муфт и начинали свое развитие с острых вмятин, образовавшихся при захвате труб цепным ключом.

Фонтанная арматура выходит из строя, главным образом, вследствие сероводородного растрескивания ее деталей. На ОНГКМ применяется запорная арматура шести фирм, которые используют при ее изготовлении свыше 50 различных марок материалов. Опыт эксплуатации показывает, что у запорной арматуры фирмы РМС ненадежен спецфланец, у арматуры фирмы Сатегоп — шток задвижки.

мально допустимых 18 и 35%). Он имел аустенитно-ферритную структуру с содержанием ферритной составляющей 50-60%, что существенно выше требований технических условий (30— 40%). Разрушение ряда спецфланцев произошло вследствие сероводородного растрескивания из-за несоответствия металла техническим условиям — металл находился в охрупченном состоянии в связи с повышенным содержанием феррита и наличием в структуре карбидов и а-фазы.

Буферный 4" фланец из стали Сгапиз 50 фонтанной арматуры разрушился через семь лет эксплуатации (рис. 66). Зарождение и распространение трещин сероводородного растрескивания происходило по границам зерен аустенита в местах скопления карбидов железа. Обеднение границ зерен карбидами хрома было вызвано, вероятно, нарушением режима термической обработки фланца, твердость металла которого достигала 25 НКС.

Разрушение участка трубопровода (0168x12 мм) газа раз-газирования на Карачаганакском нефтегазоконденсатном месторождении произошло в зоне приварки штуцера (060x14 мм). В момент, предшествовавший разрушению, трубопровод находился под давлением 3,5 МПа в отсутствие движения среды. Температура стенки трубы составляла минус 25-минус 27°С. Зарождение и докритический рост трещин происходили из-за наличия непровара на границе сплавления кольцевого шва штуцера и основного металла трубы. После достижения трещиной критической длины (40—42 мм) началось лавинообразное разрушение в обе стороны от штуцера, о чем свидетельствует наличие шевронного излома. Остановка трещин произошла на основном металле трубы в результате их многократного разветвления. Трещины в шве образовались из-за нарушения технологии подготовки изделий под сварку и возникновения остаточных сварочных напряжений. В соответствии с требованиями нормативной документации штуцер должен изготавливаться без отверстия и привариваться к трубе угловым швом с разделкой кромки. Сверление штуцера и трубы должно выполняться после его приварки с одновременным сверлением отверстия в трубе и удалением возможных непроваров в корне шва. Сварное соединение данного штуцера было выполнено с нарушением технологии изготовления и имело непровары и трещины глубиной до 3 мм. Наличие этих характерных дефектов сварных швов свидетельствовало о том, что контроль качества металла неразрушающими методами не проводился. Предусмотренная технологией местная термическая обработка сварного соединения "патрубок-труба", проводимая путем нагрева металла пламенем газовой горелки, не привела к существенному снижению напряжений в сварном шве. Разрушение трубопровода газа разгазирования произошло по механизму сероводородного растрескивания в результате развития недопустимых дефектов (трещины, непровары, высокие остаточные напряжения) в сварном соединении "штуцер-труба".

Рис. 10. Трещины сероводородного растрескивания в металле отвода ДКС-1 (х200)

ций. Краны подвергаются вырезке и замене на новые. В случае потери краном герметичности сероводородсодержащая среда, воздействуя на крепеж крышек и боковых фланцев запорной арматуры (болты, шпильки, винты), вызывает его сероводородное растрескивание (рис. 12д). Винты и шпильки изготовлены в основном из стали А320Ь7М, обладающей низкой стойкостью против сероводородного растрескивания. Поэтому крепеж не должен контактировать с сероводородсодержащим газом. Разрушение крепежа происходит по резьбовой или гладкой частям. Как правило, микротрещины располагаются перпендикулярно оси детали и развиваются по границам зерен. Кроме сероводородного растрескивания крепежа наблюдается язвенная коррозия болтов крановых узлов.

Случаи сероводородного растрескивания корпуса крана (рис. 12е) обусловлены металлургическими дефектами: в очаге разрушения и в прилегающих зонах наблюдается большое количество неметаллических включений, пор, трещиноподобных дефектов. Кроме того, пластические свойства образцов из металла корпуса более чем в 2 раза ниже требуемых.

Примером сероводородного растрескивания деталей газопромыслового оборудования является хрупкое разрушение пластин компенсатора насоса 9МГР на промстоках. Микроструктура металла пластин ферритная с небольшим количеством перлита, твердость составляет 140 НВ, коррозионные трещины развивались по границам зерен. Произошедшее после семи месяцев эксплуатации водородное растрескивание скалки насоса ХТР-1,6/200, который перекачивает ингибитор КИГИК, приготовленный на основе метанола, обусловлено наличием большого количества мартенситной составляющей в приповерхностном слое металла скалки, твердость которого достигает 53 ИКС.

2.1. Оценка ресурса конструкций по изменению сопротивления сталей сероводородному растрескиванию..... 120

Рис. 1. Сопротивляемость сталей сероводородному растрескиванию (СР) в зависимости от содержания в среде Н25 и общего давления р

водорода 7-10~3 МПа. Скорость общей коррозии металла во всем диапазоне парциальных давлений составляет 0,25-0,30 мм/год. Стойкость стали к сероводородному и коррозионному растрескиванию существенно зависит от температуры [8]. Как следует из рис. 2, минимальная стойкость стали к сероводородному растрескиванию наблюдается при температуре 18-25°С. При ее снижении или повышении происходит быстрый рост стойкости металла к сероводородному растрескиванию. Скорость общей коррозии в области отрицательных температур незначительна. При положительной температуре ее влияние на скорость коррозии металла описывается экспоненциальной кривой с перегибом в интервале 20-25°С.

Исследованиями ЮЖНИИГИПРОГАЗа установлено, что в условиях минимального коррозионного воздействия эксплуатируются межблочные коммуникации "емкость Е-01-выходной коллектор" УКПГ при эффективной низкотемпературной сепарации. Все остальные линии эксплуатируются в присутствии электролита. Согласно рис. 3, все межблочные коммуникации, линии обвязки и шлейфы скважин-доноров подвержены сероводородному коррозионному растрескиванию. Прогнозируемая скорость общей коррозии составляет 0,1-0,3 мм/год. В диапазоне рабочих температур скорость общей коррозии металла относительно невысока, а его стойкость к сероводородному растрескиванию также является низкой (рис. 3).

С повышением внутренних механических напряжений возникает восприимчивость металла к сероводородному растрескиванию.

Для установления причин аварий проверялось соответствие техническим условиям химического состава, механических свойств и размеров резьбовых соединений насосно-компрессорных труб. Были исследованы структура стали 18Х1Г1МФ и ее склонность к сероводородному растрескиванию в сравнении с металлом труб из импортной стали С-75 по АР1 5ЬХ. Установлено, что отечественная сталь 18X1Г1МФ обладает более высокими прочностными характеристиками (а„ = 840-890 МПа; а0 2 = 630-680 МПа), чем импортная С-75 (ав = 630-650 МПа; ст0 2 = 480-520 МПа), и имеет меньшее относительное удлинение: для стали 18Х1Г1МФ — 16-20%, для стали С-75 — 24-28%. Так как предел текучести у стали 18Х1Г1МФ выше, чем у стали С-75, а толщина стенок изготовленных из нее насосно-компрессорных труб не уменьшена, относительный

уровень напряжений в трубах из отечественной стали ниже на 23-25%. Однако склонность стали 18Х1Г1МФ к сероводородному растрескиванию в 2-3 раза выше.

Установлено, что основной причиной разрушения адаптеров являлось воздействие сероводородсодержащего газа на металл, имеющий дефектную структуру (грубодендритная структура с усадочными порами и несплошностями), которая способствовала замедленному сероводородному растрескиванию металла адаптеров.

две части, а в некоторых задвижках возникали сквозные трещины вдоль образующей, параллельной оси штока. Разрушение корпусов задвижек имело хрупкий межкристаллитныи характер с крупнозернистым "нафталинным" изломом и происходило вследствие развития усадочных трещин, образовавшихся в процессе кристаллизации отливок в форме. Возникновение трещин в отливке обусловлено повышенным содержанием хрома в сплаве (26,6% при максимально допустимом 23%) и низкой скоростью кристаллизации. Развитию трещин способствовало сильное охрупчивание металла (8 = 6,4%, ударная вязкость КСУ = 35 Дж/см2 при минимально допустимых по техническим условиям 20% и 68 Дж/см2 соответственно), вызванное нарушением технологий литья и термической обработки отливок, что привело к сигматизации сплава и повышению его склонности к хрупкому разрушению и сероводородному растрескиванию.

В 1974 г. произошло разрушение трубопровода 0114 мм обвязки одной из скважин УКПГ-6 ОНГКМ. В области фланца образовалась сквозная трещина, находившаяся на расстоянии 15-23 мм от оси сварного шва. Структура металла фланца в зоне образования и развития трещины состояла из грубопластинчатого перлита. Методами электронной фрактографии установлено, что металл фланца был сильно загрязнен неметаллическими включениями, по которым распространялось разрушение, имевшее преимущественно хрупкий характер. Причиной возникновения этого повреждения явилось наличие в металле фланца большого количества неметаллических включений типа оксисульфидов и непроваров глубиной до 2 мм общей протяженностью около 50 мм в корне сварного шва. Кроме того, отсутствие термообработки сварного соединения способствовало возникновению в околошовной зоне структуры троостита, не обладающей достаточной стойкостью к сероводородному растрескиванию, и высокого уровня остаточных напряжений.

После 18 лет эксплуатации произошло разрушение (длина трещины 280 мм) кольцевого сварного соединения шлейфового трубопровода 0219x12 мм (сталь 12Х1МФ) скважины № 6026 (рис. 8а). В сварном соединении в области очага разрушения обнаружены поры, шлаковые включения, подрезы и непровар до 5 мм (рис. 86), которые инициировали сероводородное растрескивание металла стыка. Аналогичное разрушение сварного стыка шлейфового трубопровода скважины № 183 произошло после 15 лет эксплуатации (рис. 8в). Трещина в сварном шве длиной 210 мм образовалась от непровара глубиной 4 мм. Склонность металла шва к сероводородному растрескиванию обусловлена также его повышенной твердостью (293 НВ), что свидетельствует об отсутствии термообработки стыка.