Все существующие методы оценки остаточного ресурса исходят из того, что скорость коррозии есть некая постоянная величина, которая существенно не изменится за время эксплуатации в пределах назначенного срока. Между тем опыт эксплуатации нефтеперерабатывающего оборудования показывает, что скорость его коррозионного разрушения не постоянна и, в общем случае, не поддается никакому аналитическому описанию. Неизбежное чередование режимов эксплуатации, остановок и пуска существенно искажает прогнозируемую модель поведения оборудования. Каждый из этих режимов характеризуется собственным механизмом коррозионных процессов, что приводит к изменению скорости коррозионного износа, причем скорость коррозии может меняться на несколько порядков. Недооценка этой особенности может существенным образом отразиться на реальном ресурсе оборудования.

Интенсивной коррозии подвергается оборудование во время остановок на ремонт и в пусковой период (при неизбежных и временных изменениях режимных технологических параметров). Объясняется это тем, что в системе конденсируются слабые растворы HCl, коррозионная агрессивность которых усиливается в результате поглощения Н₂S из паровой фазы, а химико-технологические мероприятия в данный период отсутствуют.

Для оборудования нефтеперерабатывающих производств весьма характерным является наличие в составе технологических отложений на внутренней поверхности различных сульфидов металлов, которые образуются в результате высокотемпературной или низкотемпературной сернистой коррозии. В режиме простоя при свободном доступе кислорода и влаги эти соединения вступают в химические реакции с образованием сероводородной, сернистой, серной и политионовых кислот. Эти химические соединения обладают повышенной коррозионной агрессивностью. Могут вызывать достаточно интенсивную коррозию  углеродистых и низколегированных сталей, причем меняется характер повреждений. Низколегированные стали подвергаются неравномерной коррозии с очаговым характером повреждений, а аустенитные нержавеющие стали под действием политионовых кислот становятся чувствительны к межкристаллитной коррозии. Таким образом, стояночная коррозия приводит к изменению не только количественных показателей коррозии, но и к изменению вида коррозионного разрушения. Иногда даже за время проведения комплекса работ по техническому диагностированию оборудования его реальное состояние может измениться коренным образом.

Обращаем внимание и еще на один факт, что в период остановки установки на ремонт или в стояночном режиме технологического оборудования в связи с разностью электрохимических потенциалов и при наличии остатков влаги и других кислых сред на участке с разнородным сварным соединением аустенит+околошовная зона стали 15Х5М неизбежно будет подвергаться коррозии вплоть до сквозного разрушения.

В статье [1] были рассмотрены некоторые причины снижение работоспособности разнородных сварных соединений из сталей типа 15Х5М, 12Х2М1 с аустенитными швами и поиск технологической возможности и конкретных решений по повышению эксплуатационной надёжности таких соединений.

В данной статье на примере рассмотрим выявленный в процессе технического диагностирования дефектный участок и проведем анализ причин его разрушения.

Оборудование из углеродистой стали подвергается заметной высокотемпературной коррозии в сероводородсодержащих безводных средах при температурах выше 260°С и содержании H₂S выше 0,005%. Для защиты оборудования от высокотемпературной газовой коррозии применяются стали марок 15Х5М, Х9М, 12Х8ВФ, 15Х5. Сварка стыков трубопроводов из стали марок 15Х5М, Х9М, 12Х8ВФ, 15Х5, для обеспечения стойкости против данного вида коррозии, должна производится соответствующими электродами для данной марки стали перлитного класса в соответствии с действующей НТД.

При ремонтных работах допускается сварку кольцевых и угловых стыков технологических трубопроводов, печных змеевиков из вышеуказанных сталей производить электродами аустенитного класса в соответствии с СТО 38.17.003-2009 [2]. Ремонтные работы подразумевают временные надежные промежутки времени эксплуатации сварных соединений хотя бы до ближайшего капитального ремонта установки или на более длительное время, если это обеспечивает принятый технологический вариант сварки для данных конкретных условий эксплуатации.

При этом в процессе эксплуатации сварных соединений с аустенитными швами должна быть исключена возможность конденсации воды в период пуска в работу и остановки трубопроводов.

Для оборудования, работающего в условиях конденсации водной фазы и возможного коррозионного растрескивания, применение аустенитного варианта сварки недопустимо. Также аустенитный вариант сварки сталей не допускается для соединений элементов на следующих линиях оборудования и трубопроводов установок подготовки и первичной переработки нефти: головных погонов эвапоратора, атмосферной и стабилизационной колонн, включающих трубопроводы от верха колонн до конденсаторов-холодильников, от последних до емкостей орошения, от емкостей орошения ректификационных колонн до стабилизационной колонны, а также на трубопроводах линий орошения всех указанных колонн, дренажной воды и газов из емкостей орошения этих колонн, на линиях подщелоченной обессоленной нефти от места ввода щелочи до эвапоратора.

В процессе проведения технического диагностирования, на одном из предприятия отрасли, была выявлена недопустимая врезка перехода Ду80/50 из стали 15Х5М в магистраль трубопровода из стали 12CrMo20.5 заваренная по аустенитному варианту без последующей операции термической обработки электродами аустенитного класса марки ОЗЛ-6 со сквозным дефектом по околошовной зоне перехода Ду80/50. Конструкция врезки представлена на эскизе 1.

Эскиз 1.

На основании проведенного визуально-измерительного контроля данной врезки были выявлены следующие несоответствия:

• тип врезки не предусмотрен действующей НТД в области промышленной безопасности;
• в процессе подготовки стыка к сварке ремонтной подрядной организацией были нарушены требования по подготовке кромок стыка к сварке и сварных швов в соответствии с ГОСТ 16037 [3]. Не произведена вырезка отверстия в магистрали трубопровода Ду300 по внутреннему диаметру перехода Ду80/50, в результате чего образовался выступ на длине более 15мм по всему периметру;
• сварной шов выполнен с нарушением технологии сварки применительно к сварке электродами на высоко никелевой основе;
• угловой сварной шов выполнен с колебаниями электрода на всю ширину шва, что повлекло введение большого количества тепловой энергии в околошовную зону хромомолибденовой стали.

На основе вышесказанного можно сделать вывод, что в нашем случае в одном месте нарушились все требования к надежности сварного соединения повлекшее за собой сквозное разрушение, а именно:

• тип врезки не предусмотрен действующей НТД в области промышленной безопасности;
• в образовавшемся выступе постоянно скапливалась влага после пропарки оборудования;
• перегрев околошовной зоны повлек за собой изменение структуры металла стали 15Х5М (при сварке однородными электродами перлитного класса последующая термическая обработка стыка снимает остаточные напряжения и приводит сварной шов и околошовную зону в исходное состояние);
• разность электрохимических потенциалов на участке с разнородным сварным соединением аустенит+околошовная зона сталей 15Х5М и 12CrMo20.5 в присутствии застойной зоны привело к коррозионным процессам.

Выводы и рекомендации:

При проведении технического диагностирования и экспертизы промышленной безопасности технологического оборудования из хромомолибденовых теплоустойчивых сталей заваренных электродами аустенитного класса без термической обработки сварных соединений, необходимо учитывать вышеизложенные дефекты в разнородных сварных соединениях. Это позволит уже на стадии ознакомления с технической документацией, а также при проведении визуально-измерительного контроля сориентироваться и уточнить методы и объём дополнительного контроля основного металла и сварных соединений.

В данной работе изучалось влияние температуры отпуска и равноканального углового прессования, на механические свойства стали марки ШХ15 при 20 и 400°С и особенности развития разрушения.

Сталь подвергалась термообработке включающей закалку в масло с температуры 840°С и последующему отпуску при температурах 200, 400 и 500°С. Время выдержки при температуре 200°С составило 1,% часа, при температурах 400 и 500°С – 30 минут. Деформация была проведена для состояния после закалки при температуре заготовки 400°С и степени деформации ≈1. Механические испытания на растяжение плоских образцов проводили при постоянной скорости перемещения траверсы 0,06 мм/мин при температуре 25°С и 400°С. Исследовали центральную зону поверхности разрушения на растровом электронном микроскопе.

Определили, что ШХ15 после закалки и отпуска при 200°С имеет предел прочности 2480 МПа и относительное удлинение 0,5%. При увеличении температуры отпуска до 400°С сохраняется высокий уровень прочности 2190 МПа при пластичности 1,8%. После отпуска при температуре 500°С предел прочности снижается до 1690 МПа при относительном удлинении 2,3%. Повышение температуры растяжения до 400°С сопровождается существенным разупрочнением отпущенной стали, а также повышением пластичности до 7%.

Один проход РКУП при Т=400°С закаленной стали ШХ15 приводит к понижению предела прочности и повышению относительного удлинения до 4,1%. Характер изменения механических свойств после РКУП в зависимости от температуры растяжения остается аналогичным изменению свойств после термообработки.

Фрактографические исследования показали, что в изломе образца после закалки и отпуска при температурах 200 и 400°С, подвергнутого растяжению при комнатной температуре наблюдается хрупкое внутризеренное разрушение по смешанному механизму: скол в сочетании с квазисколом. При повышении температуры растяжения до 400°С для образцов после низкого отпуска наблюдается вязкий ямочный характер разрушения. Для образцов после закалки и отпуска при температуре 400°С характер разрушения становится смешанным: вязкое разрушение по ферриту со сколом по хрупким карбидным частицам. После растяжения при температурах 25 и 400°С образцов подвергнутых РКУП наблюдается вязкое внутризеренное разрушение с ямочным микрорельефом.