海上氣田高壓低溫壓力容器設計及材質(zhì)選擇

于邦廷

(中海油研究總院有限責任公司 工程研究設計院，北京 100028)

0 引 言

海上氣田開發(fā)的天然氣需脫水后增壓外輸，天然氣在脫水和烴露點控制流程中的操作壓力高，且部分壓力容器設計溫度(-70～-50 ℃)低，在某些高壓低溫工況下需求的低溫板材厚度超過國標推薦的使用范圍，使低溫壓力容器在材質(zhì)選擇和加工制造上面臨挑戰(zhàn)。造成該問題的主要原因是較高的設計壓力與低溫工況同時出現(xiàn)，導致低溫板材的設計板厚過大。同時由于常用的低溫材質(zhì)具有韌性-脆性轉變溫度，低溫壓力容器還易出現(xiàn)脆性斷裂等嚴重后果。

為使壓力容器安全可靠，在設計中需關注低溫壓力容器的工藝設計，尤其需注意低溫材質(zhì)的脆性斷裂，避免低溫材質(zhì)在低于其韌性-脆性轉變溫度工況下的使用。針對海上平臺低溫壓力容器的應用特點，結合目前國內(nèi)低溫板材的加工制造工藝和壓力容器制造水平，分析高壓低溫壓力容器材質(zhì)的選用過程，提出適用于高壓低溫工況的壓力容器材質(zhì)選擇方法。

1 低溫壓力容器脆性斷裂

根據(jù)國內(nèi)壓力容器規(guī)范GB/T 150定義，將≤-20 ℃作為低溫界限，設計溫度在-20 ℃以下的壓力容器稱為低溫壓力容器[1]。低溫壓力容器常選用低溫鋼作為加工制造材質(zhì)，低溫鋼按晶體點陣類型一般可分為鐵素體低溫鋼和奧氏體低溫鋼兩大類[2]。

鐵素體低溫鋼具有體心立方晶格結構，存在明顯的韌性-脆性轉變溫度：當材料的溫度高于韌性-脆性轉變溫度時，材料處于韌性狀態(tài)；當材料的溫度低于韌性-脆性轉變溫度時，材料就會出現(xiàn)韌性的突然下降[2]，由韌性狀態(tài)轉為脆性狀態(tài)[3]。當壓力容器在低于轉變溫度的條件下使用時，容器中若存在由缺陷、殘余應力、應力集中等因素引起的較高局部應力，容器就可能在沒有出現(xiàn)明顯塑性變形的情況下發(fā)生脆性破裂而釀成災難性事故。因此，通常在鐵素體鋼中添加Mn、Ni等合金元素，以降低間隙雜質(zhì)、細化晶粒，使得鐵素體鋼的韌性-脆性轉變溫度降低。奧氏體低溫鋼則沒有韌性-脆性轉變溫度，其具有較高的低溫韌性，通常能夠耐受較低的溫度[3]。

2 海上氣田低溫壓力容器應用挑戰(zhàn)

海上氣田經(jīng)常會用到一些高壓低溫壓力容器，根據(jù)以往項目的使用經(jīng)驗，海上氣田常用的低溫壓力容器有烴控系統(tǒng)的低溫分離器、干氣壓縮機入口滌氣罐、高壓火炬分液灌、燃料氣滌氣罐。其中部分壓力容器的最低設計溫度達-97 ℃，最高設計壓力達120 bar(1 bar=0.1 MPa)，如表1所示。這類低溫壓力容器需要選用適應低溫的材質(zhì)，避免材料的脆性斷裂。并且由于設計壓力高，需要的低溫板材厚度大，甚至超過GB/T 150推薦的使用壁厚，導致無法選到合適的材質(zhì)。針對氣田開發(fā)中遇到的此類挑戰(zhàn)，需要同時兼顧低溫和高壓的設計需求，選用合理的辦法解決此類問題。

表1 海上氣田典型低溫壓力容器設計溫度和壓力

3 低溫壓力容器的材質(zhì)選用及制造

3.1 主要低溫材質(zhì)

主要用于低溫壓力容器制造的鐵素體鋼有16MnDR、09MnNiDR、08Ni3DR等，奧氏體低溫鋼有304/304L/316/321等，這兩種材質(zhì)根據(jù)適應的低溫差異而被應用到不同的場合。根據(jù)GB/T 150規(guī)定，16MnDR鋼板在6～60 mm厚度范圍內(nèi)的使用溫度下限為-40 ℃，并且需進行-40 ℃低溫沖擊試驗以驗證在該低溫下材質(zhì)的沖擊功，按照國標要求其值不低于24 J。當16MnDR鋼板在60～120 mm厚度范圍內(nèi)時，使用溫度下限為-30 ℃，需進行-30 ℃低溫沖擊試驗，其在該溫度下的沖擊功應不低于20 J。推薦的09MnNiDR板材厚度范圍為6～120 mm，使用溫度下限為-70 ℃，需進行-70 ℃低溫沖擊試驗，其在該溫度下的沖擊功應不低于20 J。推薦的08Ni3DR板材厚度范圍為6～100 mm，使用溫度下限為-100 ℃，需進行-100 ℃低溫沖擊試驗，其在該溫度下的沖擊功應不低于24 J。當奧氏體鋼材的使用溫度大于-196 ℃時，可免做沖擊試驗。非液化流程的海洋油氣設備不會遇到如此低的溫度，無需考慮奧氏體的低溫沖擊試驗。

可根據(jù)設計溫度和壓力初步選用適宜的材質(zhì)，經(jīng)壁厚計算后再校核鋼板厚度是否超出允許范圍，以確定初選材質(zhì)是否合適。在板材選用過程中，還需考慮壓力容器制造的難易程度和成本等各因素的影響。

3.2 加工制造要求

由于鋼板軋制方向的選擇、殘余應力和熱處理狀態(tài)都會影響鋼材的低溫韌性，通常為加強材料，在冶煉時會加入Nb、V等微量元素，并要求進行正火處理以減少軋制產(chǎn)生的缺陷。低溫用鋼的焊接關鍵在于避免焊縫金屬及熱影響區(qū)形成粗晶組織而導致低溫韌性降低[3-4]，因此，應選擇合理的焊接工藝，嚴格要求焊接線的能量，避免焊透、裂紋、氣孔和咬邊等焊接缺陷。為減小焊接殘余應力應進行焊后熱處理，熱處理工藝應與焊接工藝評定時的熱處理工藝相同。為檢測低溫容器的低溫韌性，還需制備焊接試驗板材，采用一致的焊接工藝和條件，對焊接接頭進行低溫沖擊試驗，測試其低溫沖擊吸收功是否滿足要求。

4 南海某L氣田低溫壓力容器設計優(yōu)化

表2為南海某L氣田低溫分離器、干氣壓縮機入口滌氣罐、高壓火炬分液罐和燃料氣滌氣罐的工藝參數(shù)。由表2可知：該4類壓力容器的設計溫度均較低，需選用低溫板材。低溫分離器設計溫度為-51 ℃、設計壓力為12 150 kPa，根據(jù)溫度要求可選用09MnNiDR作為板材。干氣壓縮機入口滌氣罐的設計溫度為-36 ℃、設計壓力為18 750 kPa，由于其筒體直徑為2 m，若選用16MnDR材質(zhì)，需要的低溫板材厚度超過60 mm，而當16MnDR板材厚度超過60 mm后其使用溫度下限只有-30 ℃，因此不能使用16MnDR，可改用09MnNiDR。高壓火炬分液罐的設計溫度為-96 ℃，可選用316L SS作為加工材質(zhì)。燃料氣滌氣罐的設計溫度為-37 ℃，從溫度適應性上分析可選用16MnDR，但是由于該氣田濕氣中含有CO2，需要316L SS內(nèi)襯，因此其使用材質(zhì)為16MnDR+316L SS內(nèi)襯。表2中高壓火炬分液罐和燃料氣滌氣罐設計壓力較低，經(jīng)過初步計算，需要的低溫板材厚度較小，不存在大厚度低溫板材的應用需求，因此僅對低溫分離器和入口滌氣罐進行重點分析。

表2 南海某L氣田主要高壓低溫壓力容器工藝參數(shù)

4.1 問題背景

圖1為低溫壓力容器流程圖，烴控系統(tǒng)的進氣卸壓閥(Blow Down Valve，BDV)泄放工況產(chǎn)生的低溫使干氣壓縮機入口滌氣罐和烴控系統(tǒng)的低溫分離器設計溫度較低，分別為-36 ℃和-51 ℃，且其設計壓力高、筒體直徑大，根據(jù)計算需要的低溫板材厚度大。具體壁厚如表3所示。

圖1 低溫壓力容器流程示例

存在問題如下：

(1) 如果干氣壓縮機入口滌氣罐材質(zhì)選擇09MnNiDR，則由于設計壓力高，需要的壁厚超出GB/T 150推薦的使用壁厚。

表3 兩類低溫壓力容器的計算壁厚 mm

(2) 雖然低溫分離器采用09MnNiDR的需求壁厚約113 mm，但是大厚度09MnNiDR板材對制造技術要求高，目前國內(nèi)能夠提供該種大厚度板材的鋼廠較少，壓力容器成型焊后熱處理、低溫沖擊試驗難度大。

根據(jù)國內(nèi)壓力容器供應商的制造經(jīng)驗，大壁厚的低溫板材(09MnNiDR/08Ni3DR)封頭軋制、焊后熱處理、低溫沖擊試驗等加工要求高，壓力容器制造廠家經(jīng)驗不足，項目后續(xù)實施難度較大。因此，需要改善壓力容器的設計，采用其他方法盡可能降低容器的建造難度和風險。

針對此類問題和風險，提出以工藝設計優(yōu)化為出發(fā)點，優(yōu)化設計壓力和最低設計溫度，采用美國機械工程師協(xié)會(ASME)材料和設計準則、降低設計壓力、降低筒體直徑、進行設計溫度與壓力的組合選用等設計方法來降低板材厚度，并分析采用多層或鋼帶錯繞筒體、整體鍛造等加工工藝對此類問題的適應性。

4.2 解決方法

4.2.1 采用ASME材料和設計準則

ASME對于低溫容器采用根據(jù)材料組別、厚度、應力水平和材料熱處理狀態(tài)，通過計算確定材料允許的最低設計金屬溫度(Minimum Design Metal Temperature，MDMT)的方法。若容器的使用溫度低于允許的MDMT，則屬于低溫范圍，要求進行沖擊試驗。這種方法建立在大量試驗研究的基礎上，運用斷裂力學判據(jù)，針對每種材料的性能、厚度、熱處理狀態(tài)分別確定低溫限。這種方法與我國目前的標準有著明顯的區(qū)別[5-6]。如干氣壓縮機入口滌氣罐：采用PVElite計算的厚度為100 mm，在此條件下能夠免除沖擊試驗的最低溫度為10 ℃，因此需進行-36 ℃下的低溫沖擊試驗，依然存在大壁厚壓力容器的制造風險問題。

4.2.2 改用多層或鋼帶錯繞筒體

對于應用于高壓的大壁厚壓力容器，可采用多層筒體或鋼帶錯繞筒體[7]。采用這種工藝制造的壓力容器主要優(yōu)點如下：(1)各層均采用薄板，各層的鋼材強度、組織、性能均勻，厚板在厚度方向上有性能差異；(2)多層材料韌性佳，不易引起脆性破壞。然而不足是：(1)制造周期長，層板下料材料利用率低(60%)，制造大型容器時經(jīng)濟性差；(2)多層深厚環(huán)焊縫焊接難度大，無法用超聲檢測，只能用100%射線檢測；(3)加工難度大，國內(nèi)制造廠家較少。該類型的壓力容器制造方法在海上平臺沒有使用過，尚缺乏成功的設計、制造經(jīng)驗，且從加工制造成本高、可選資源較少等方面判斷，其不是海上高壓低溫壓力容器設計、制造的最優(yōu)方案。

4.2.3 整體鍛造

整體鍛造需要龐大的鍛造設備和熱處理設備，金屬耗材量大，大多用于超高壓容器，如核電站反應堆壓力容器。整體鍛造對鍛造技術工藝要求高[8]，具備這種制造工藝的廠家少，市場可選的資源較少?？傮w上，材料、加工綜合費用較高，不是最優(yōu)的解決措施。

4.2.4 降低設計壓力

根據(jù)表3，若低溫分離器和干氣壓縮機入口滌氣罐仍采用09MnNiDR作為板材，但同時降低設計壓力，根據(jù)計算可知其需要的板材厚度也會降低，具體如圖2和圖3所示。

圖2 低溫分離器設計壓力-壁厚敏感性

圖3 滌氣罐設計壓力-壁厚敏感性

由圖2可知，當?shù)蜏胤蛛x器的設計壓力由12 150 kPa降至10 000 kPa時，需要的板材厚度則由113 mm降至93 mm，屬于可接受的板厚，對加工制造的挑戰(zhàn)降低，風險可控性增強。

由圖3可知，當滌氣罐的設計壓力由18 750 kPa降至12 000 kPa時，需要的板材厚度則由130 mm降至86 mm，屬于可接受的板厚，對加工制造的挑戰(zhàn)降低，風險可控性增強。

由此可見，當2個容器的設計壓力分別降低至10 000 kPa和12 000 kPa時，低溫壓力容器的選材問題便得以解決。

4.2.5 減小筒體直徑

當減小壓力容器的筒體直徑時，不改變其他設計條件，所需要的板材厚度也可以減小。圖4和圖5分別為2個容器筒體直徑與計算壁厚的關系。由圖4可知：當?shù)蜏胤蛛x器筒體直徑由2.6 m減小至2.0 m時，計算壁厚降至87 mm，在可接受的范圍內(nèi)。由圖5可知：當滌氣罐筒體直徑由2.0 m減小至1.2 m時，計算壁厚降至85 mm，同樣在可接受的范圍內(nèi)，滿足壓力容器的建造要求。

圖4 低溫分離器筒體直徑由2.6 m降至2.0 m

圖5 滌氣罐筒體直徑由2.0 m降至1.2 m

4.2.6 設計溫度與壓力的組合選用

設計溫度與設計壓力存在著對應關系，并一起作為壓力容器的設計載荷條件。當容器具有不同的操作工況時，應以最苛刻的壓力-溫度組合確定容器的設計條件[9]。這種壓力和溫度的組合是指兩者應同時存在，而不是將不同工況下的溫度和壓力進行最不利的組合。例如將一種工況下的不利溫度與另一種工況下的不利壓力進行組合，組合出來的工況實際上是不存在的。因此，對于某L氣田項目的兩類低溫壓力容器，還應明確是否最低設計溫度與最高設計壓力同時出現(xiàn)，若不會同時出現(xiàn)，則這種不利條件的組合是不合理的。其不僅增加了壓力容器的制造難度，而且從工藝設計角度講也是不合理的。

如BDV泄放工況下低溫分離器，由于泄放時壓力降低較快，當?shù)蜏禺a(chǎn)生時容器的操作壓力已經(jīng)降低，因此容器最高設計壓力與最低設計溫度同時存在的概率較低。若只考慮低溫分離器的最高設計壓力12 150 kPa與常溫組合，則常規(guī)的非低溫鋼材即可滿足要求。如選用13MnNiMoR，計算所需的板厚只有92 mm，比選用09MnNiDR時需求的壁厚明顯降低。因此針對設計壓力與溫度的合理組合可以優(yōu)化容器材質(zhì)選擇和容器質(zhì)量，這對壓力容器設計提出更精細化的要求，需要模擬在泄放過程中容器內(nèi)部壓力與溫度的變化趨勢，從而確定合適的壓力與溫度組合數(shù)據(jù)。這也為壓力容器的設計提出優(yōu)化的方向。

5 結 論

對于高壓低溫壓力容器的設計，應選擇成熟可靠的材質(zhì)，且需要考慮國內(nèi)壓力容器制造的實際能力，確保后續(xù)實施順利開展。低溫壓力容器的設計需重點關注最低設計溫度的取值，采用合理確定低溫與壓力工況的組合、降低設計壓力或降低筒體直徑等方法均能夠減小板材厚度，從而降低大壁厚壓力容器的設計風險。