我國高壓長(zhǎng)輸天然氣管道的斷裂控制

吉玲康，霍春勇，李 鶴

(中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院,石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 陜西 西安 710077)

·綜 述·

我國高壓長(zhǎng)輸天然氣管道的斷裂控制

吉玲康，霍春勇，李 鶴

(中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院,石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 陜西 西安 710077)

高壓長(zhǎng)輸天然氣管線安全運(yùn)行中一個(gè)重要的問題就是斷裂控制問題。簡(jiǎn)要介紹了天然氣管線斷裂事故及危害，并在回顧斷裂控制理論和技術(shù)發(fā)展的基礎(chǔ)上，以西氣東輸一線、二線以及X90試驗(yàn)段為例闡述了我國X70、X80、X90高壓天然氣管線的止裂韌性指標(biāo)確定和斷裂控制方案的制定過程，同時(shí)簡(jiǎn)要介紹了我國斷裂控制試驗(yàn)場(chǎng)以及首次全氣體爆破試驗(yàn)，提出了我國斷裂控制研究的任務(wù)和方向。

天然氣管線；斷裂控制；止裂韌性；延性斷裂；脆性斷裂；爆破試驗(yàn)；止裂管

0 引 言

隨著我國快速發(fā)展的國民經(jīng)濟(jì)對(duì)能源的需求，以及油氣資源主要集中在西部地區(qū)的特點(diǎn)，我國的石油天然氣管線建設(shè)從20世紀(jì)90年代中期的沙漠管線開始進(jìn)入了快速發(fā)展期。在此后的20多年里，我國建設(shè)了陜京管線、西氣東輸一線、二線、三線、川氣東送管線、中緬管線以及中亞A、B、C線等著名的長(zhǎng)距離天然氣輸送管線，目前正在建設(shè)更大口徑和更高鋼級(jí)的中俄管線。為了追求管線輸送的高效和降低輸送成本，高壓、大輸量、大口徑及大壁厚成為油氣管線，特別是天然氣管線的發(fā)展趨勢(shì)[1]；管線的設(shè)計(jì)系數(shù)最高也由0.72提高到0.8；相應(yīng)地，輸送焊管也向著高強(qiáng)度發(fā)展，同時(shí)為了保證管線的安全可靠，韌性和塑性要求也越來越高。管線的壓力逐漸從6.4 MPa上升至12 MPa，管線的口徑從406/508 mm增加到1 219/1 422 mm；一類地區(qū)的鋼管壁厚從6～7 mm增加到18.4～21.4 mm；主干線用管材的強(qiáng)度從X52/X60發(fā)展到目前的X70/X80，韌性要求也增加了數(shù)倍，達(dá)到200 J以上，同時(shí)基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)技術(shù)的發(fā)展也對(duì)管材塑性提出了較為嚴(yán)格的要求[2]。

高效和低成本輸送在獲得較大的經(jīng)濟(jì)效益的同時(shí)，也帶來了較高的風(fēng)險(xiǎn)。因此對(duì)輸送用管材的技術(shù)要求和質(zhì)量、管線的運(yùn)行管理提出了更高的要求。如何控制管線的失效行為，特別是對(duì)斷裂失效行為的控制就成為管線建設(shè)和安全運(yùn)行的重要課題。

1 天然氣管線失效的特點(diǎn)及裂紋擴(kuò)展模式

根據(jù)有關(guān)資料，管道失效主要的原因?yàn)椋焊g(包括內(nèi)腐蝕和外腐蝕)、外力損傷、材料加工和施工時(shí)產(chǎn)生的缺陷(包括母材和焊接缺陷)、設(shè)備和操作及其他幾個(gè)方面，不同國家和地區(qū)、不同時(shí)期管線發(fā)生失效原因有所不同。比如我國四川氣田在二十世紀(jì)七八十年代管線的失效事故中72%屬于螺旋焊管硫化氫應(yīng)力腐蝕開裂，這與當(dāng)時(shí)的管材制造質(zhì)量不良和輸送介質(zhì)中的硫化氫含量較高有關(guān)[3]，而目前我國油氣管線的失效原因中，施工中的焊接缺陷占有較大的比例。

不管是輸油管線還是輸氣管線，其失效往往帶來巨大的經(jīng)濟(jì)損失。但天然氣管線失效和油管線失效的特點(diǎn)及后果有著明顯的不同。油管線失效后主要是造成嚴(yán)重的環(huán)境污染，惡劣的社會(huì)影響、巨額的事故處理成本等。而天然氣管線失效的后果尤其嚴(yán)重。由于輸送介質(zhì)的可壓縮性，使得氣體減壓波速度較慢，無法趕上裂紋擴(kuò)展的速度(特別是在管線脆性開裂時(shí)，其速度可達(dá)每秒數(shù)百米以上)，使得天然氣管線破裂后往往發(fā)生長(zhǎng)程裂紋擴(kuò)展。天然氣管線一旦發(fā)生破裂失效，就會(huì)造成天然氣的大量泄漏，繼而發(fā)生爆炸和燃燒，在特定的情況下會(huì)造成人員傷亡甚至是重大人員傷亡，其后果往往是災(zāi)難性的。

天然氣管線斷裂失效后裂紋的擴(kuò)展模式一般分為脆性擴(kuò)展、延性擴(kuò)展以及混合型擴(kuò)展。其中脆性擴(kuò)展速度一般在450～800 m/s，通常按照正弦波形擴(kuò)展。如果有足夠的裂紋驅(qū)動(dòng)力，那么在正弦波形的波峰處會(huì)出現(xiàn)多個(gè)斷裂的分叉，產(chǎn)生多個(gè)裂紋同時(shí)沿著軸向擴(kuò)展,如圖1所示，斷口為結(jié)晶狀的脆性斷口。脆性斷裂往往無法在短距離內(nèi)止裂，擴(kuò)展距離較長(zhǎng)，危害較大。例如，20世紀(jì)30年代末到60年代初, 美國有一些天然氣管道脆性斷裂長(zhǎng)度達(dá)到15～60 km[4]。1960年，美國Trans-Western公司一條輸氣管道試壓發(fā)生脆性破裂事故，管徑30 in(762 mm)，鋼級(jí)X56，斷裂應(yīng)力63%SMYS，起源于運(yùn)輸造成缺陷，裂縫長(zhǎng)度達(dá)13 km[5]。我國管線發(fā)生脆性斷裂的典型事件發(fā)生在1974年冬季，大慶-鐵嶺管線嫩江穿越段，氣壓試壓爆破，最低氣溫-35℃，管道脆性斷裂，管徑720 mm，壁厚9 mm，16Mn螺旋鋼管，爆破壓力4.11 MPa,長(zhǎng)度2 km[5]。

圖1 脆性斷裂通常呈正弦波形并產(chǎn)生多個(gè)裂紋擴(kuò)展[6]

延性擴(kuò)展速度一般在120～250 m/s左右，單一裂紋擴(kuò)展，斷口呈現(xiàn)為纖維狀韌性斷口，有剪切唇特征；且斷裂路徑幾乎是直的，沒有脆性斷裂那樣的正弦線斷裂路徑；當(dāng)減壓波速度大于裂紋擴(kuò)展速度時(shí)，裂紋即停止擴(kuò)展。延性裂紋在一定條件下也會(huì)發(fā)生長(zhǎng)程擴(kuò)展，例如在20世紀(jì)60年代末，在美國的一條36 in(914 mm)的X65天然氣管線發(fā)生開裂并延性擴(kuò)展，擴(kuò)展距離達(dá)到1 000 ft(300 m)[5]。據(jù)統(tǒng)計(jì)1970～1975年，美國運(yùn)營管線發(fā)生的2 459次事故和試壓1 389次事故中，1/3為斷裂事故，而這些事故幾乎全部是延性斷裂[5]。

2 斷裂控制方法研究回顧

2.1 脆性斷裂控制研究

有關(guān)天然氣管道脆性斷裂控制的研究工作最早始于20世紀(jì)60年代的美國及英國等發(fā)達(dá)國家。以下為脆性斷裂控制研究史上的一些重大事件：1953年，美國天然氣協(xié)會(huì)AGA管道研究委員會(huì)(即PRC)開始進(jìn)行著名的NG-18項(xiàng)目[7]；1961年，美國的Battelle研究院在Ohio州West-Jefferson進(jìn)行了首批容器水壓爆破試驗(yàn)[8]；1963年，美國的Battelle研究院在Ohio州Athens進(jìn)行了首次鋼管全尺寸爆破試驗(yàn)[8]；1968年，Irwin和Corten提出斷裂面積上應(yīng)變能釋放率G的方程：G=σh2πR/E，其中G

2.2 延性斷裂控制研究

當(dāng)脆性斷裂逐漸被人們認(rèn)識(shí)并找到有效的控制措施后，發(fā)現(xiàn)即使是延性斷裂仍然會(huì)發(fā)生長(zhǎng)程擴(kuò)展。這促進(jìn)了延性斷裂相關(guān)研究工作的開展。延性斷裂控制可以分為啟裂控制和擴(kuò)展控制兩個(gè)方面。通常，延性裂紋的止裂控制是通過控制材料的夏比沖擊韌性實(shí)現(xiàn)的，預(yù)測(cè)止裂的夏比沖擊韌性成為延性裂紋止裂控制的重要研究?jī)?nèi)容，后來又研究和發(fā)展出了DWTT能量法、CTOA方法、有限元預(yù)測(cè)法等方法來控制延性裂紋的止裂行為。

2.2.1 延性斷裂的啟裂控制

關(guān)于延性斷裂的啟裂控制最早始于1953年的美國燃?xì)鈪f(xié)會(huì)AGA的NG-18項(xiàng)目，并且Battelle在Athens進(jìn)行大量X65以下鋼級(jí)的靜水壓試驗(yàn)和全氣體爆破試驗(yàn)。在此基礎(chǔ)上，1972～1973年，Maxey、Kiefner、Eiber、Duffy等開發(fā)了NG18方程組(穿透性裂紋TWC)[16，17]，其中，韌性控制方程保證延性斷裂的不啟裂，而流變控制方程用來保證先漏后破。NG18方程組只適用于X65及以下韌性較低的管線鋼。

但是NG-18方程組是基于在壓力狀態(tài)下的直接失效行為，并沒有考慮到裂紋在低于失效壓力下裂紋也可以增長(zhǎng)直至啟裂擴(kuò)展的情況。因而，1991年Leis研究了延性裂紋生長(zhǎng)現(xiàn)象并開發(fā)了相應(yīng)的模型(DFGM)，來確定延性斷裂的啟裂韌性[18]。后來此模型經(jīng)過Xiankui Zhu和Leis的進(jìn)一步改進(jìn)，可以更準(zhǔn)確地確定啟裂韌性的要求[19]。

2.2.2 延性斷裂的止裂控制

1)夏比沖擊韌性CVN方法

和延性斷裂的啟裂控制相同，直到目前為止，延性斷裂止裂控制的最經(jīng)典、使用最廣泛的方法，主要是控制材料夏比沖擊韌性。

1974年Maxey提出Battelle雙曲線模型(BTCM)，它是延性斷裂控制的基本方法。主要的思路是氣體減壓波曲線(驅(qū)動(dòng)力曲線)和裂紋擴(kuò)展阻力特性(阻力曲線)都與裂紋尖端壓力相關(guān)，當(dāng)它們相等時(shí)即為裂紋擴(kuò)展到停止的臨界點(diǎn)[20]。從歷史上看，雙曲線法主要由DYNAFRAC和GASDECOM兩個(gè)軟件互相迭代進(jìn)行求解。其中GASDECOM模型是Startling在1977年開發(fā)的(PRCI在1993年公布)[21]，來預(yù)測(cè)氣體減壓波曲線，其準(zhǔn)確性被Botros用激波管試驗(yàn)多次驗(yàn)證[22]；后來澳大利亞的EP-CRC組織的Cheng Lu在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了改進(jìn)，形成EPDECOM - GERG-2008模型，其適用的氣體成分范圍擴(kuò)展到CO2等更廣的范圍[22]。BTCM雙曲線模型中的裂紋斷裂阻力曲線則由半經(jīng)驗(yàn)公式確定，它是根據(jù)大量全尺寸斷裂擴(kuò)展試驗(yàn)數(shù)據(jù)校核并擬合獲得的。

1975年，Maxey基于BTCM模型，采用擬合曲線的方法，提出了預(yù)測(cè)輸氣管道止裂韌性的簡(jiǎn)單公式[23]，在一定操作壓力范圍內(nèi)直接估算所有貧氣管道延性斷裂擴(kuò)展控制要求的止裂韌性。主要目的是為了方便工程使用。后來多個(gè)機(jī)構(gòu)和個(gè)人也開發(fā)了不同的簡(jiǎn)化公式并進(jìn)行了應(yīng)用[24]，但是這些公式均基于早期的管線鋼材料以及試驗(yàn)數(shù)據(jù)，不適用現(xiàn)代高韌性X70以上高韌性管線鋼。

1976～1977年，F(xiàn)earnehough和Wilkowski、Leis先后發(fā)現(xiàn)X70以上高韌性管線鋼CVN和預(yù)測(cè)斷裂擴(kuò)展韌性不是線性關(guān)系，用BTCM方法預(yù)測(cè)的止裂韌性如果高于95 J的情況下，預(yù)測(cè)偏于危險(xiǎn)[25]。因而出現(xiàn)了一系列對(duì)BTCM預(yù)測(cè)結(jié)果的修正方法，以期更加準(zhǔn)確地進(jìn)行高韌性管線鋼止裂韌性的預(yù)測(cè)。當(dāng)然獲得止裂韌性最可靠的辦法還是進(jìn)行全尺寸爆破試驗(yàn)驗(yàn)證。到目前為止，世界上主要有以下幾種典型的修正方法：1997年，Leis提出修正方法(X70以下鋼級(jí))[25]；2008年Eiber進(jìn)一步修正Leis公式(X80以下鋼級(jí))[26，27]；2006年C-FER的Wolodko和Stephens提出廣義統(tǒng)計(jì)修正方法(適用于X70-X100)[28]；2006年，EMCC的Rudland和Wilkowski提出回填深度和土壤類型的影響(基于低韌性)[29,30]；2007年，CSM提出了修正BTCM公式的系數(shù)修正法，其中的修正系數(shù)由爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫的數(shù)據(jù)擬合確定，目前的數(shù)據(jù)顯示X80為1.43[31]；2009～2010年，DM Duan和Joe Zhou等人提出了將高強(qiáng)度管線鋼的斷裂阻力依賴于斷裂速度，并提出了斷裂阻力參數(shù)的修正方法[32,33]；2012年，Xiankui Zhu和Leis采用彈塑性斷裂力學(xué)的方法，重新構(gòu)建了BTCM模型，能夠更好地反映X80高鋼級(jí)管線鋼的止裂韌性[34]。在我國，止裂韌性的研究從20上世紀(jì)80年代末開始，并且2002～2010年間中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院等經(jīng)過大量研究和數(shù)據(jù)分析，提出了M參數(shù)法[35]；2014年到現(xiàn)在為止，該院采用不同的思路，分別提出了TGRC1和TGRC2兩種修正方法，目前這項(xiàng)工作基本完成。

2)落錘撕裂試驗(yàn)DWTT能量方法

由于落錘撕裂試樣的尺寸較大，韌帶長(zhǎng)度和比例較夏比沖擊試樣更大，因而全壁厚的DWTT試樣不僅可通過韌脆轉(zhuǎn)化溫度更準(zhǔn)確地確定管線鋼的斷裂模式，而且被普遍認(rèn)為更能反映現(xiàn)代高韌性管線鋼的斷裂擴(kuò)展行為[36-38]。研究工作基本圍繞著DWTT和CVN的能量密度的相關(guān)性進(jìn)行，期望將DWTT能量引入BTCM預(yù)測(cè)方法，提高預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性。

1976年，英國燃?xì)夤镜腇earnehough GD等率先提出DWTT和CVN的能量密度的相關(guān)性問題，認(rèn)為當(dāng)CVN值在100 J以下時(shí)，兩種能量密度線性相關(guān)[36]。這就為DWTT能量應(yīng)用于BTCM預(yù)測(cè)打下了基礎(chǔ)。與此同時(shí)Wilkowski、Maxay以及Eiber等人用標(biāo)準(zhǔn)壓制缺口DWTT試樣進(jìn)行研究得到了最早的DWTT和CVN的能量密度線性關(guān)系(適用于X65以下鋼級(jí))[37,38]；2002年，Leis對(duì)聯(lián)盟管道X70爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析也證明了當(dāng)CVN能量大于100 J時(shí)，DWTT和CVN的能量密度呈非線性關(guān)系[39]；2006年，Wilkowski基于前期的數(shù)據(jù)分析，提出了兩個(gè)DWTT和CVN的能量密度非線性關(guān)系式分別適用于X65以下和X70鋼級(jí)[40]；2004年，日本的Kawaguchi等在Wilkowski工作的基礎(chǔ)上，研究提出了適用于X80鋼級(jí)的DWTT和CVN的能量密度非線性修正關(guān)系式[41]；目前，有關(guān)DWTT能量法的研究目前仍在繼續(xù)當(dāng)中。

3)HLP模型

20世紀(jì)70年代末，日本的高強(qiáng)度管線管委員會(huì)組織研究了一系列X70全尺寸氣體爆破試驗(yàn)，并開發(fā)了基于DWTT能量HLP模型(適用于X70鋼級(jí))，改進(jìn)了BTCM方法(用DWTT能量密度替代了BTCM中的CVN 能量密度 )[42,43]。2001年，為了采用CVN來估算止裂韌性，日本鋼鐵協(xié)會(huì)提出一個(gè)CVN能量和預(yù)制裂紋DWTT能量的轉(zhuǎn)換關(guān)系式(適合X60-X100)[43]；2008～2009年，日本住友金屬的Makino研究了鋼管幾何形狀對(duì)預(yù)測(cè)止裂韌性的影響，提出改進(jìn)的HLP模型[44,45]。

4)CTOA方法

1979年，Kanninen等基于試驗(yàn)和有限元分析工作，提出裂紋尖端張開角CTOA準(zhǔn)則[46]；20世紀(jì)80年代末，在PRCI項(xiàng)目支持下，美國西南研究院以及CSM，SNAM采用CTOA研究了長(zhǎng)程斷裂的止裂準(zhǔn)則，預(yù)測(cè)延性斷裂過程，開發(fā)了PFRAC、PICPRO計(jì)算機(jī)程序[47-50]；以后Jones、Horsley、Darcis、Erdelen-Peppler圍繞著CTOA測(cè)試、計(jì)算和應(yīng)用開展了大量工作[51-56]，此處不再贅述。

5)其他方法

1981年，Priest等提出了采用兩個(gè)三點(diǎn)彎曲試樣測(cè)定兩個(gè)能量參數(shù)RC和SC的雙能量參數(shù)法，但應(yīng)用有限[57]。1979年開始，Kanninen等就已經(jīng)開始采用節(jié)點(diǎn)釋放算法進(jìn)行有限元分析模擬，研究斷裂試樣彈塑性穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展的CTOA準(zhǔn)則[46]。從此，利用有限元對(duì)天然氣管道的斷裂過程進(jìn)行模擬成為業(yè)內(nèi)的一個(gè)研究熱點(diǎn)，發(fā)表了大量的研究結(jié)果。2000年開始，中國石油天然氣集團(tuán)公司管材研究所和清華大學(xué)合作持續(xù)開展了動(dòng)態(tài)裂紋的有限元模擬工作[58,59]，目前針對(duì)X90的斷裂問題仍在繼續(xù)探索當(dāng)中。但是，由于有限元分析中進(jìn)行了大量的假設(shè)和簡(jiǎn)化，而且動(dòng)態(tài)斷裂行為的數(shù)值預(yù)測(cè)仍有些超出當(dāng)前的有限元軟件的分析能力[60]，目前還沒有普遍接受的有限元分析方法進(jìn)行模擬動(dòng)態(tài)裂紋擴(kuò)展。

總之，從目前的研究和應(yīng)用情況來看，基于夏比沖擊韌性CVN方法仍然是高壓天然氣管道止裂預(yù)測(cè)的最經(jīng)典、使用最廣泛的方法，但在用于高壓、大口徑、高強(qiáng)度、高韌性管道時(shí)，必須進(jìn)行修正，特別是應(yīng)進(jìn)行全尺寸氣體爆破試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。在2007版的ISO 3183標(biāo)準(zhǔn)中給出了幾種常用止裂預(yù)測(cè)方法的適用范圍，并在標(biāo)準(zhǔn)中首次提出了用全氣體爆破試驗(yàn)結(jié)果作為確定鋼管韌性指標(biāo)的重要方法[61]。

3 我國典型天然氣管線的止裂韌性與實(shí)物爆破試驗(yàn)

我國高壓天然氣管道的斷裂控制研究工作隨著天然氣管線建設(shè)快速發(fā)展逐漸深入，并在國外研究工作的基礎(chǔ)上不斷創(chuàng)新，逐漸形成了一整套適用于我國天然氣管道建設(shè)的試驗(yàn)方法、裝備設(shè)施以及分析方法，為保證我國的天然氣管道的安全運(yùn)行做出了巨大貢獻(xiàn)。在我國的重大天然氣管道工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)中，管材的韌性試驗(yàn)和要求是管材質(zhì)量和水平的一個(gè)重要體現(xiàn)，其中對(duì)焊縫/熱影響區(qū)以不啟裂為原則，以夏比沖擊功作為保證；對(duì)母材擴(kuò)展性質(zhì)以不進(jìn)行脆性擴(kuò)展為原則，以85%DWTT剪切面積作為保證；而對(duì)母材的止裂行為則要求不長(zhǎng)距離擴(kuò)展，以母材的夏比沖擊功的上平臺(tái)能來保證。

以下分別以幾條重大天然氣管道為例，簡(jiǎn)述我國天然氣管道斷裂控制技術(shù)，特別是止裂韌性研究和應(yīng)用情況。

3.1 西氣東輸一線的止裂韌性

西氣東輸管道建于2000～2002年，年輸量1.2×1010m3，輸送壓力10 MPa，選用管徑為1 016 mm的X70鋼級(jí)焊管，一類地區(qū)采用壁厚14.6 mm螺旋縫埋弧焊管(SSAW)，長(zhǎng)2 719 km，用鋼約9.8×105t，二、三、四類地區(qū)采用壁厚17.5、21.0、26.2 mm直縫埋弧焊管(LSAW),長(zhǎng)度1 281 km，用鋼約6.2×105t。該管線的氣源來自我國的塔里木，甲烷含量為96%，屬貧氣輸送，是當(dāng)時(shí)我國距離最長(zhǎng)、壓力和強(qiáng)度最高、管徑和壁厚最大的天然氣管線，其安全性及斷裂控制得到了非常的關(guān)注。為此止裂韌性的確定經(jīng)過了包括斷裂控制國際會(huì)議等多次專家意見的論證和咨詢。

西氣東輸一線止裂韌性確定原則如下：鑒于西氣東輸一線的設(shè)計(jì)參數(shù)沒有超過國際上已經(jīng)做過全尺寸止裂爆破試驗(yàn)的數(shù)據(jù)范圍(包括管徑、壁厚、壓力、鋼級(jí)等參數(shù))，可以初步確定不需要用全尺寸實(shí)物爆破試驗(yàn)確定或驗(yàn)證止裂韌性，而采用BTCM雙曲線模型來預(yù)測(cè)西氣東輸管道所需的止裂韌性。如果預(yù)測(cè)韌性值高于95 J而采用Leis的修正方法進(jìn)行修正。

但是當(dāng)時(shí)由于我國的X70鋼管處于開發(fā)初期，作為主要板卷供應(yīng)商的寶鋼和武鋼生產(chǎn)的管線鋼斷口分離普遍比較嚴(yán)重(具有RUS現(xiàn)象)，CVP/CV100遠(yuǎn)大于1.25，如圖2所示?？紤]到Leis對(duì)BTCM修正時(shí)采用的實(shí)物爆破鋼管斷口分離并不十分明顯，直接采用Leis的修正BTCM方法獲得的預(yù)測(cè)值難以保障西氣東輸管道的安全可靠性。而根據(jù)國際上的研究結(jié)果，當(dāng)CVP/CV100>1.25時(shí)，最可靠的辦法是采用實(shí)物爆破試驗(yàn)來確定止裂韌性。但該試驗(yàn)耗資巨大，時(shí)間上也不允許。根據(jù)專家意見，西氣東輸一線的止裂韌性判據(jù)最終采用了“BTCM修正后預(yù)測(cè)值×CVP/CV100最大值”。這個(gè)結(jié)果雖然比較保守，但是在不進(jìn)行實(shí)物爆破試驗(yàn)確定修正系數(shù)的情況下是可以接受的[62]。

圖2 控軋鋼的上升平臺(tái)行為[24]

據(jù)此原則，按照Leis的修正公式進(jìn)行計(jì)算，西氣東輸工程1 016 mm鋼管止裂所需夏比沖擊功為83 J，以此值作為單個(gè)試樣最小值(即平均值的75%)，則3個(gè)試樣平均值為110 J。鑒于國產(chǎn)管線鋼普遍存在斷口分離，并且已生產(chǎn)的X70管線鋼的最大CVP/ CV100為1.7，西氣東輸一線工程1 016 mm焊管的止裂韌性應(yīng)為：3個(gè)試樣最小平均值190 J；單個(gè)試樣最小值為140 J，當(dāng)然在生產(chǎn)中應(yīng)進(jìn)一步改進(jìn)工藝控制斷口分離現(xiàn)象。

3.2 西氣東輸二線的止裂韌性

西氣東輸二線始建于2008年，管道年輸量300億方，東段和西段壓力分別為10 MPa和12 MPa，選用X80鋼級(jí)焊管，管徑均為1 219 mm，一類地區(qū)東西段分別為壁厚15.3 mm和18.4 mm螺旋縫埋弧焊管(SSAW)，二、三、四類地區(qū)采用壁厚18.4 mm螺旋縫埋弧焊管(SSAW)及22、26.2、27.5 mm直縫埋弧焊管(LSAW)。在當(dāng)時(shí)西氣東輸二線在輸量、管徑、鋼級(jí)、長(zhǎng)度、壓力、經(jīng)過的地區(qū)的地質(zhì)復(fù)雜狀態(tài)等綜合參數(shù)不僅創(chuàng)造了國內(nèi)首次，即使在國際上也絕無僅有，其管線的安全可靠性是國家重點(diǎn)關(guān)注問題，而且其氣源來自中亞地區(qū)土庫曼斯坦，其天然氣甲烷含量約為92%，接近于富氣，因此其輸送條件較西氣東輸一線更為苛刻。

管線的止裂韌性是保證管線安全可靠的重要指標(biāo)和基本要求之一。其確定的基本思路是：首先用BTCM雙曲線模型并采用Leis修正方法進(jìn)行計(jì)算分析，同時(shí)基于CSM的全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫所獲得的修正系數(shù)(1.43)進(jìn)行，并對(duì)以上兩種結(jié)果進(jìn)行比較分析初步確定止裂韌性要求；另外，由于國際上已有的X80鋼管全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫中沒有螺旋管的爆破試驗(yàn)結(jié)果，而且已有螺旋管的爆破試驗(yàn)基本上全是在二十世紀(jì)七十年代進(jìn)行的，二十一世紀(jì)的X80鋼管材料制造技術(shù)已發(fā)生了很大變化，因而必須用全尺寸天然氣爆破試驗(yàn)對(duì)所預(yù)測(cè)的止裂韌性進(jìn)行驗(yàn)證。

用BTCM進(jìn)行西氣東輸二線止裂韌性計(jì)算時(shí)采用了模擬氣源組分G3氣體，運(yùn)行溫度采用15℃，全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫修正系數(shù)采用1.43，計(jì)算結(jié)果見表1所示?？梢钥闯觯肂TCM加修正系數(shù)更為保守和安全，因而采用該方法來進(jìn)行止裂韌性的確定。西氣東輸二線不同等級(jí)地區(qū)的止裂韌性計(jì)算結(jié)果如圖3所示。

表1 西氣東輸二線止裂韌性預(yù)測(cè)結(jié)果(Ⅰ類地區(qū))

圖3 四類地區(qū)止裂韌性預(yù)測(cè)結(jié)果

最后西氣東輸二線管材的止裂韌性按照區(qū)段和等級(jí)進(jìn)行了不同的要求，其中二類及以上地區(qū)等級(jí)均按照二類地區(qū)進(jìn)行要求：對(duì)于12 MPa工況(西段)，一類地區(qū)韌性要求值(平均值/最小值)為220 J/170 J；對(duì)于10 MPa的工況(東段)，一類地區(qū)韌性要求值(平均值/最小值)為200 J/150 J。由于在已有的爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫中沒有140 J以下可以止裂的數(shù)據(jù)，因而全線二類及以上地區(qū)止裂韌性要求(平均值/最小值)均確定為180 J/140 J。

為驗(yàn)證西氣東輸二線的止裂韌性預(yù)測(cè)結(jié)果以及預(yù)測(cè)方法的準(zhǔn)確性，進(jìn)行了其全尺寸氣體爆破試驗(yàn)[63]。試驗(yàn)用X80鋼管規(guī)格為直徑1 219 mm，壁厚18.4 mm，試驗(yàn)壓力12 MPa(設(shè)計(jì)系數(shù)0.72)。在啟裂管兩側(cè)分別以韌性遞增序列布置直縫焊管和螺旋縫焊管。鋼管爆破后形貌，如圖4所示。預(yù)測(cè)止裂韌性為215 J，試驗(yàn)結(jié)果螺旋管在198 J 處止裂，直縫管裂紋穿過179 J 鋼管，在第二根鋼管233 J 處止裂，預(yù)測(cè)結(jié)果偏于安全。

圖4 X80全尺寸天然氣爆破試驗(yàn)及鋼管形貌

3.3 X90管道斷裂控制方案

從2013年開始至今，在中國石油天然氣股份有限公司重大科技專項(xiàng)《第三代大輸量天然氣管道工程關(guān)鍵技術(shù)研究》的支持下，石油管工程技術(shù)研究院及相關(guān)單位開展了X90管道延性斷裂控制技術(shù)的研究，制定合理的斷裂控制方案也是X90能否實(shí)現(xiàn)工程應(yīng)用的關(guān)鍵技術(shù)問題。研究主要針對(duì)管徑1 219 mm，壁厚16.3 mm，壓力12 MPa的X90試驗(yàn)段的斷裂控制方案進(jìn)行研究。其中X90管道的止裂控制方案成為焦點(diǎn)問題。X90止裂控制可以分為自身止裂及外部止裂(止裂器或者止裂管)兩種方案。

3.3.1 X90管道單根自身止裂方案

和X80管道相同，止裂韌性采用BTCM雙曲線模型計(jì)算結(jié)果乘以全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫所獲得的修正系數(shù)進(jìn)行修正計(jì)算的方法。其中由于X90鋼管0.72設(shè)計(jì)系數(shù)下和X80鋼管0.8設(shè)計(jì)系數(shù)下所受應(yīng)力基本相同，因此計(jì)算采用了TGRC進(jìn)行的X80鋼管0.8設(shè)計(jì)系數(shù)試驗(yàn)獲得的修正系數(shù)1.65進(jìn)行，如圖5所示。BTCM的計(jì)算結(jié)果為184.5 J，修正后止裂韌性的預(yù)測(cè)值為305 J(平均值)。

圖5 X90止裂韌性預(yù)測(cè)時(shí)修正系數(shù)的確定

3.3.2 X90管道5～8根鋼管自身止裂方案

以上預(yù)測(cè)韌性為單管止裂所要求的預(yù)測(cè)值，而目前X90批量試制中螺旋管和直縫管的平均韌性水平約在320～350J之間，在實(shí)際批量生產(chǎn)中很難達(dá)到單管止裂的韌性要求。為此，需要考慮概率止裂的方法。

在實(shí)際管線建設(shè)過程中，可允許的裂紋擴(kuò)展距離取決于管道斷裂對(duì)環(huán)境及人身安全的影響以及維修成本造成的風(fēng)險(xiǎn)和損失的可接受范圍。根據(jù)美國DOT 49 CFR Part 192規(guī)定[64]：允許裂紋在5～8根鋼管范圍內(nèi)止裂，對(duì)應(yīng)的止裂概率分別應(yīng)在90%和99%以上。也就是說可以綜合考慮止裂距離和生產(chǎn)可行性，在止裂距離可控的條件下確定止裂韌性要求，已達(dá)到穩(wěn)定生產(chǎn)的目的。

假設(shè)批量生產(chǎn)的鋼管韌性呈正態(tài)分布，而所有爐平均韌性達(dá)到上述計(jì)算的止裂韌性預(yù)測(cè)值305 J，根據(jù)EPRG發(fā)布的止裂概率計(jì)算辦法計(jì)算[65]，即可滿足DOT 49 CFR Part 192規(guī)定止裂長(zhǎng)度和概率要求。為進(jìn)一步保證批量產(chǎn)品質(zhì)量的可靠，假設(shè)實(shí)際生產(chǎn)水平為標(biāo)準(zhǔn)偏差為20 J(一般情況下鋼管批量生產(chǎn)的最小標(biāo)準(zhǔn)偏差)，當(dāng)鋼管韌性最低為265 J時(shí)，考慮3σ的置信區(qū)間，平均韌性水平則至少應(yīng)在325 J以上，如圖6所示，可以確保實(shí)現(xiàn)概率止裂目標(biāo)。因此，X90管道自身止裂(5～8根)鋼管的要求可確定為：爐平均值最小為305 J，單根鋼管韌性(平均值/最小值)最小為265 J/200 J。

圖6 X90韌性分布與止裂韌性的關(guān)系示意圖

不論是X90單根鋼管還是5～8根鋼管自身止裂，均需要較高的韌性作保證，繼而帶來了較高的生產(chǎn)成本。另外由于世界上從未成功進(jìn)行過X90的爆破試驗(yàn)，所以獲得的止裂方案和指標(biāo)必須用全尺寸天然氣爆破試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

3.3.3 X90管道止裂器方案

天然氣管道除依靠自身韌性止裂外，還可以借助外部設(shè)施防止裂紋長(zhǎng)程擴(kuò)展。主要分為外部止裂器和整體止裂器兩種方式。外部止裂器的設(shè)計(jì)是防止在氣壓的作用下管道斷裂脹開，從而降低斷裂驅(qū)動(dòng)力和裂紋擴(kuò)展速度，以達(dá)到止裂的目的。外部止裂器又可分為鋼絲繩止裂器、鋼套筒止裂器(緊湊型、灌漿型、間隙型)、復(fù)合材料止裂器(玻璃纖維，碳纖維等)等類型。外部止裂器的生產(chǎn)和安裝均需要一套完整的標(biāo)準(zhǔn)和方法，且對(duì)于不同規(guī)格的鋼管均需要對(duì)止裂效果進(jìn)行全氣體爆破試驗(yàn)的驗(yàn)證。整體止裂器方案是在正常的X90管線中每隔一定的距離插入一根止裂管，以實(shí)現(xiàn)止裂距離的控制。整體止裂器易于設(shè)計(jì)和制造施工、施工成本較低。

幾種主要的外部止裂器類型和整體止裂器比較情況見表2。對(duì)于X90試驗(yàn)段，目前外部止裂器方案正在設(shè)計(jì)和試驗(yàn)過程中。整體止裂器方案則是基本成熟的一個(gè)方案。

表2 外部止裂器和整體止裂器比較

X90管線整體止裂器方案設(shè)計(jì)中止裂距離為8根鋼管，滿足DOT 49 CFR Part 192規(guī)定止裂長(zhǎng)度的要求。為此，考慮“1+7”的技術(shù)方案，即每隔7根X90鋼管插入1根高韌性X80鋼管。在此方案中不需要X90鋼管自身止裂，但需要其具有一定的韌性，以盡可能降低裂紋擴(kuò)展速度，使X80止裂管能更好地止裂。因此綜合考慮目前的生產(chǎn)水平、合金成本以及性能等，可將X90韌性平均值確定為220 J。而X80止裂管的技術(shù)要求則主要依據(jù)的是全尺寸爆破試驗(yàn)的結(jié)果。X80止裂管可按照18.4 mm的螺旋縫埋弧焊管進(jìn)行設(shè)計(jì)，韌性要求為平均值235 J(根據(jù)前述X80全尺寸氣體爆破試驗(yàn)中止裂鋼管韌性為198 J和233 J)。如圖7所示，我國X80螺旋管(Φ1 219 mm×18.4 mm)管體夏比沖擊韌性平均值為313 J，標(biāo)準(zhǔn)偏差為30 J，據(jù)此計(jì)算獲得我國18.4 mm的螺旋縫埋弧焊管滿足235 J止裂要求的概率可達(dá)到99.62%，具有足夠的安全裕量，可確保在X80止裂管上實(shí)現(xiàn)止裂的目標(biāo)。

圖7 X80螺旋管(Φ1 219 mm×18.4 mm)管體夏比沖擊韌性統(tǒng)計(jì)結(jié)果

3.4 我國的管道斷裂控制試驗(yàn)場(chǎng)建設(shè)

全尺寸氣體爆破試驗(yàn)是開展管道斷裂控制研究的重要方法。當(dāng)前天然氣管道建設(shè)不斷向高壓、大輸量方向發(fā)展，同時(shí)為節(jié)省投資，管材強(qiáng)度、口徑、壁厚等參數(shù)不斷增大，設(shè)計(jì)系數(shù)也趨向較高設(shè)計(jì)系數(shù)(如0.8)，這種發(fā)展趨勢(shì)要求對(duì)管線的設(shè)計(jì)和管材制造、施工、運(yùn)行管理等提出了更高的要求，其中全尺寸氣體爆破試驗(yàn)方法就顯得尤為重要。

我國的管道斷裂控制試驗(yàn)場(chǎng)2015年開始建設(shè)，并于同年12月30日，首次進(jìn)行了我國全尺寸天然氣爆破試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果與理論預(yù)測(cè)值完全吻合，驗(yàn)證了OD1 422 mmX80 直縫鋼管應(yīng)用于設(shè)計(jì)壓力12 MPa管道工程的安全性。它標(biāo)志著我國成為繼英國和意大利之后第三個(gè)具有該項(xiàng)試驗(yàn)?zāi)芰Φ膰?。試?yàn)場(chǎng)位于新疆哈密南湖戈壁，哈密東南直線距離5×104m，占地約2.21×106m2。

管道斷裂控制試驗(yàn)場(chǎng)通過模擬真實(shí)輸氣管道運(yùn)行條件，采用天然氣等介質(zhì)開展高壓輸氣管道全尺寸斷裂行為研究及管道爆炸對(duì)環(huán)境造成的危害評(píng)估。作為我國油氣管道及儲(chǔ)運(yùn)設(shè)施模擬工況的試驗(yàn)基地，將為我國油氣管道建設(shè)和安全運(yùn)行提供第一手的試驗(yàn)數(shù)據(jù)和技術(shù)依據(jù)。可開展最大口徑1 422 mm、最高壓力20 MPa管道全尺寸爆破試驗(yàn)。其主要功能有：1)高鋼級(jí)、高壓、大口徑輸氣管道的動(dòng)態(tài)裂紋擴(kuò)展及止裂行為研究；2)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)管道的裂紋擴(kuò)展速度、壓力變化、溫度變化、管道變形及應(yīng)力變化、殘余塑性變形等；3)測(cè)試管道破裂釋放的天然氣爆炸后對(duì)環(huán)境產(chǎn)生的影響，例如沖擊波、熱輻射、噪聲等。

4 結(jié) 論

1)我國大輸量天然氣管道發(fā)展迅速，高壓大口徑高強(qiáng)度成為必然趨勢(shì)。防止裂紋長(zhǎng)程擴(kuò)展是保證天然氣管線安全必須考慮的因素。

2)管道的延性啟裂和止裂控制是高壓長(zhǎng)輸天然氣管線安全運(yùn)行的重要保障。斷裂控制方法中，夏比沖擊韌性的控制仍然是當(dāng)前最經(jīng)典、最廣泛的方法，同時(shí)DWTT能量、CTOA等方法的使用也在不斷探索中。

3)我國西氣東輸一線、二線等高壓天然氣管線的延性斷裂控制技術(shù)方案是可靠的。

4)全尺寸氣體爆破試驗(yàn)是開展管道斷裂控制研究的重要方法。隨著管線管材料、輸送介質(zhì)、管道所經(jīng)地質(zhì)條件、運(yùn)營條件的變化，高壓天然氣管線的斷裂控制研究需要持續(xù)開展。

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Fracture Control for High Pressure Natural Gas Pipelinewith Long Distance in China

JI Lingkang， HUO Chunyong， LI He

(CNPCTubularGoodsResearchInstitute,StateKeyLaboratoryforPerformanceandStructureSafetyofPetroleumTubularGoodsandEquipmentMaterials,Xi′an,Shaanxi710077,China)

Fracture control is an important factor influencing the safe operation for the long distance natural gas pipeline with high pressure. The natural gas pipeline fracture accidents and hazards were briefly introduced. Based on the review of development of fracture control theory and technology, the arrest toughness and fracture control scheme of the X70 and X80, X90 high pressure natural gas pipeline in China were expounded with the examples of the 1st and the 2nd West to East pipeline and the X90 trial section line. In the meantime, the fracture control test ground and the first full scale burst test with natural gas in China were introduced. At last, the tasks and direction of fracture control research works were put forward.

natural gas pipe line； fracture control； arrest toughness； ductile fracture； brittle fracture； burst test； arrest pipe

吉玲康，男，1966年生，教授級(jí)高級(jí)工程師，1989年畢業(yè)于西安交通大學(xué)金屬材料及熱處理專業(yè)，目前主要從事油氣輸送管的應(yīng)用技術(shù)研究。E-mail:jilk@cmpc.com.cn

TG111.91

A

2096-0077(2016)06-0001-10

2016-10-12 編輯：屈憶欣)