李嘉良 編譯

（中移系統(tǒng)集成有限公司， 成都 610041）

管道運(yùn)行過程中出現(xiàn)的各種失效， 都會造成巨大的財(cái)產(chǎn)損失和生態(tài)破壞。 管道成功安裝和使用源自對管道的運(yùn)行狀態(tài)、 管體和焊接接頭損傷累積過程以及斷裂機(jī)理的研究。 俄羅斯奧倫堡凝析油氣藏輸送管道采用17G1S 鋼， 輸氣工作壓力5.5 MPa， 管道直徑1 020 mm， 壁厚14 mm。 該環(huán)焊接頭失效前， 管道服役33 年， 運(yùn)行中未發(fā)現(xiàn)故障。 該管道曾進(jìn)行了局部的無損檢測， 焊接接頭失效發(fā)生在未檢查的區(qū)域， 且造成管道的泄壓。本研究分析了該天然氣管道焊接接頭失效的原因，以期對油氣管道環(huán)焊縫失效分析提供參考和借鑒。

1 研究方法

本研究對17G1S 鋼管道的環(huán)焊接頭和母材金屬進(jìn)行了分析。 采用初始參數(shù)法分析了焊接接頭斷裂截面區(qū)域的應(yīng)力-應(yīng)變狀態(tài)。 該方法基于通用的梁彎曲撓度公式的應(yīng)用， 允許在不需要求解復(fù)雜方程組的情況下確定橫截面撓度和角撓度。 使用尼康Epiphot 200 光學(xué)顯微鏡對焊接接頭和斷裂區(qū)的金屬進(jìn)行金相分析； 借助PMI-MASTER 13L0059 光譜儀對金屬的化學(xué)成分進(jìn)行光譜分析； 根據(jù)GOST 1497-84 和GOST 10446-80 標(biāo)準(zhǔn)， 使用MTS 65/G試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行金屬的拉伸試驗(yàn)； 根據(jù)GOST 9013-59，借助TK-2M 裝置測量金屬洛氏硬度； 根據(jù)RD 50-672-88 斷裂形貌分類以及斷口圖譜參考數(shù)據(jù)， 對損傷和斷裂的機(jī)理進(jìn)行了研究。

2 結(jié)果與討論

2.1 受力分析

測試結(jié)果表明， 鋼管壁厚為13.0～14.6 mm，在斷裂焊接接頭區(qū)域的內(nèi)外表面上未檢測到腐蝕損傷。 泄漏區(qū)域宏觀形貌如圖1 所示。 管道的總周長為3 202 mm， 裂紋長度為1 890 mm。 裂紋在焊縫上擴(kuò)展了1 460 mm， 在基體金屬上擴(kuò)展了430 mm。 裂紋的最大張開量為33 mm， 裂紋位于5 點(diǎn)鐘至6 點(diǎn)鐘的位置， 如圖1 （a） 所示。由于鋼管安裝彎曲應(yīng)力的松弛以及管道區(qū)域相對于切口的不對稱位置， 當(dāng)從泄漏處把管道切斷后， 管道兩部分的軸線不重合， 如圖1 （b） 所示。 當(dāng)泄漏焊接接頭被切斷后， 管道區(qū)域的變形如圖2 所示。

圖1 管道泄漏區(qū)域宏觀形貌

圖2 鋼管截面上彎矩M 導(dǎo)致的變形示意圖

由彎矩M 引起的位移為

式中： E——鋼管的彈性模量， 為2.1×105MPa；

J——鋼管橫截面的軸向慣性矩；

δ7、 δ4——分別是從焊接接頭切開處到土壤約束處距離7 m 以及4 m 處兩段管道軸線的位移， m。

公式（1） 減去公式（2）， 得到

由彎矩M 產(chǎn)生的最大應(yīng)力σb為

式中： ymax——從中性線到截面最遠(yuǎn)點(diǎn)的距離， 為管子外徑De的一半， De=1.02 m。

將公式（3） 代入公式（4） 得到

式中： δ——管道切割開后兩根管子邊緣的距離， δ=0.05 m。

由管道內(nèi)壓產(chǎn)生的環(huán)向應(yīng)力為

式中： p——管道的設(shè)計(jì)壓力， p=5.5 MPa；

t——鋼管壁厚， t=14.0 mm。

由內(nèi)壓產(chǎn)生的軸向壓力為

由溫度變化（ΔTα=10 ℃） 產(chǎn)生的軸向應(yīng)力為

式中： α——管道線膨脹系數(shù)， α=0.000 012 deg-1。

總的軸向應(yīng)力為

該管道采用17G1S 鋼 （GOST 19281）， 鋼管抗拉強(qiáng)度為510 MPa， 屈服強(qiáng)度為355 MPa。 根據(jù)SP 34-116-96 《油氣管道設(shè)計(jì)、 安裝和改建指南》， 管道許用公稱壓力R 按下面的公式選取

式中： Run——鋼管材料標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的最小抗拉強(qiáng)度， MPa；

Ryn——鋼管材料標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的最小屈服強(qiáng)度， MPa；

γc——管道運(yùn)行條件的允許系數(shù)， γc=0.75；

γr——與設(shè)計(jì)相關(guān)的可靠性系數(shù)， γr=1；

γm——與材料相關(guān)的可靠系數(shù)。

管道軸向應(yīng)力不應(yīng)超過許用應(yīng)力285 MPa和鋼管屈服強(qiáng)度355 MPa， 實(shí)際計(jì)算的管道軸向應(yīng)力為408 MPa， 已超過這兩個值。

2.2 斷口形貌及斷裂機(jī)理分析

對環(huán)焊接頭失效斷口表面的研究表明， 斷裂機(jī)制是以脆性斷裂的形式在相鄰的小區(qū)域內(nèi)發(fā)生準(zhǔn)分離， 這些小區(qū)域匯聚成一個具有一定塑性變形的單一斷裂面 （如圖3 所示， 箭頭指向人字形斷裂區(qū)域）。 脆性斷裂的特征， 如脊?fàn)钆_階、 分裂、 甚至 “舌頭”， 是準(zhǔn)分離的典型特征。 在半脆性斷裂中， 斷裂面上是以 “羽毛” 形狀出現(xiàn)的微觀痕跡和類似的宏觀人字形區(qū)域 （圖3）， 這種扇形痕跡的尖端指向斷裂的起始處。

圖3 焊接接頭5 點(diǎn)鐘至8 點(diǎn)鐘位置的斷口形貌（長標(biāo)記間的刻度分度值為10 mm）

在焊接接頭斷口7 點(diǎn)鐘位置， 觀察到一個光滑的曲面區(qū)域， 最長可達(dá)100 mm， 該區(qū)域管壁厚度與焊縫根部區(qū)域相當(dāng)。 在該區(qū)域還檢測到11 mm×3 mm 的非金屬夾雜物。 斷口的曲面與管道軸線形成35 °～45°角的斜面形狀。

焊接接頭主要斷裂源位于環(huán)向5 點(diǎn)鐘至6 點(diǎn)鐘的區(qū)域， 這是缺陷的位置， 即焊縫根部的未熔合區(qū)域， 深度為6.6 mm， 長度＞150 mm。

根據(jù)光譜分析結(jié)果， 焊接接頭的鑄態(tài)金屬的化學(xué)成分為10G 級， 基體金屬的含量與標(biāo)準(zhǔn)GOST 19281 的17G1S 鋼級相匹配。 鋼管母材硬度為174HB～198HB， 焊縫硬度為166HB～181HB。

根據(jù)拉伸試驗(yàn)的數(shù)據(jù)， 環(huán)焊接頭屈服強(qiáng)度σy≥400 MPa， 抗拉強(qiáng)度σr≥557 MPa。 這些值超過了GOST 19281 標(biāo)準(zhǔn)17G1S 鋼的最小允許值（σy=355 MPa 和σr=510 MPa）。 焊縫金屬的塑性降低 （分別為δ=17%和ψ=46%） 可以通過焊接缺陷來解釋。 對環(huán)焊接頭金屬的拉伸試驗(yàn)結(jié)果的分析表明， 金屬的強(qiáng)度特性提供了焊接接頭的靜態(tài)強(qiáng)度。

根據(jù)焊接接頭未斷裂金屬的金相研究結(jié)果，焊縫根部有未熔合缺陷， 這些缺陷會變成微裂紋源 （如圖4 和圖5 所示）。 從出現(xiàn)微裂紋開始，裂紋的發(fā)展階段可能達(dá)到結(jié)構(gòu)極限的90%。

圖4 焊縫根部形成微裂紋的缺陷

圖5 焊縫根部的表面缺陷及其發(fā)展成的微裂紋

在管道長期運(yùn)行的33 年中， 由于閥門啟動時的壓力變化、 閥門的打開和關(guān)閉以及氣體溫度的變化， 靜態(tài)載荷（氣體的工作壓力、 殘余和安裝應(yīng)力） 的變化不可忽略， 但本質(zhì)上是復(fù)雜循環(huán)的可變載荷的變化。

環(huán)焊接頭在復(fù)合應(yīng)力-應(yīng)變狀態(tài)下服役， 除工作壓力外， 還受到焊接和安裝殘余應(yīng)力以及多周期可變載荷的影響， 這些應(yīng)力集中（焊接接頭缺陷） 引起了裂紋形核 （如圖5 所示）， 這些微裂紋增長合并發(fā)展成焊接接頭失效的大裂紋。

3 結(jié)束語

該天然氣管道泄壓失效的主要原因是環(huán)焊接頭在復(fù)雜的應(yīng)力-應(yīng)變狀態(tài)下的疲勞擴(kuò)展， 這種狀態(tài)涉及可變載荷的長期作用。 因此， 微裂紋在應(yīng)力集中區(qū)（焊接接頭缺陷） 形核， 隨后發(fā)展為宏觀裂紋， 最終導(dǎo)致焊接接頭失效。 通過對管道環(huán)焊接頭斷裂原因的分析， 提出提高管道焊接接頭可靠性的措施： ①避免管道基體金屬和焊接接頭存在缺陷； ②通過熱處理降低焊接殘余應(yīng)力，避免出現(xiàn)安裝應(yīng)力； ③提高可變載荷的裕量。