高鋼級管道半自動環(huán)焊縫失效評估技術(shù)研究

楊鋒平,鄒 斌,張 偉, 朱建平，曹國飛

(1.中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院 陜西 西安 710077; 2.國家管網(wǎng)集團西部管道公司 新疆 烏魯木齊 830012;3.國家管網(wǎng)集團西氣東輸管道公司 上海 200122; 4.國家管網(wǎng)集團西南管道公司 四川 成都 610094))

0 引 言

目前，國內(nèi)在役的X80管道長度超過6 000 km，規(guī)模為世界之最，環(huán)焊縫作為管道輸送系統(tǒng)的薄弱環(huán)節(jié)，是最易發(fā)生失效的部位。與工廠制管時的螺旋焊縫或直焊縫不同，2015年以前建設(shè)的X80管線(2016年開工的中俄東線已采用全自動焊接機組)，施工現(xiàn)場絕大部分對接環(huán)焊縫為半自動焊接。在施工環(huán)境、工期、焊工水平等多種因素影響下，不可避免存在焊接缺陷，且這些缺陷在服役過程中可能出現(xiàn)擴展。如2014～2015年，西氣東輸二線霍爾果斯-鄯善段選點開挖檢測后發(fā)現(xiàn)相當比例的缺陷屬于超出建設(shè)標準要求的缺陷，嚴重威脅輸氣管道的安全運行。對于存在超標缺陷的環(huán)焊縫，由于輸量、投資、工期、技術(shù)、環(huán)境等方面限制，不可能對所有超標缺陷進行維修或更換。環(huán)焊縫安全評定以服役適用性為依據(jù)、作為對缺陷篩選的一種方法，將不符合服役要求的缺陷排除，是兼顧管道安全性和經(jīng)濟性的有效做法。除腐蝕、機械損傷等外壁缺陷外，油氣管道環(huán)焊縫常見的缺陷主要有裂紋、氣孔、焊瘤、弧坑、咬邊、夾渣、未焊透、未熔合、未焊滿等，按缺陷類型分，主要分為體積型缺陷和裂紋型缺陷。對于體積較小又不滿足無損檢測合格標準的氣孔、夾渣等缺陷，BS 7910-2013[1]、GB/T 19624-2019[2]等標準可直接根據(jù)尺寸進行評定；而對于較大的缺陷，由于環(huán)焊縫區(qū)域存在焊接殘余應(yīng)力、焊縫韌性較鋼管管體差，因此通常將發(fā)現(xiàn)的環(huán)焊縫缺陷視作裂紋型缺陷進行安全評定，裂紋型缺陷最常采用的方法為基于雙判據(jù)的失效評估曲線法。

雖然雙判據(jù)失效評估方法已有約40年的研究基礎(chǔ)，但對于新材料或大規(guī)模首次使用的工程材料，評定曲線選擇或建立顯得更為謹慎。對于Φ1 219 mm×18.4 mm X80螺旋焊管，以我國西二線投產(chǎn)為標志，其運行不到10年時間，世界范圍內(nèi)無成熟的運營和技術(shù)管理經(jīng)驗，因此必須通過試驗進行驗證。本文在綜述裂紋型缺陷失效評估圖研究現(xiàn)狀基礎(chǔ)上，針對X80管道對接環(huán)焊縫，通過試驗建立了其失效評估臨界曲線，并對評價中使用的關(guān)鍵參數(shù)——真實壁厚的材料斷裂韌性進行試驗研究，為我國X80輸氣管道環(huán)焊縫的安全評定提供一定借鑒。

1 失效評估曲線國內(nèi)外研究進展概述

含裂紋缺陷金屬構(gòu)件安全評定方法及其在管道上的應(yīng)用，以雙判據(jù)失效評估圖方法[3]提出為標志性事件，國內(nèi)外學(xué)者經(jīng)過了約40年的研究，在以下兩方面取得了顯著進展。

1.1 雙判據(jù)安全評定方法的建立

裂紋型缺陷安全評定方法的發(fā)展與彈塑性強度理論及斷裂力學(xué)的發(fā)展密不可分，從塑性極限載荷評定方法、基于能量密度釋放率、應(yīng)力強度因子的線彈性斷裂力學(xué)評定方法、基于COD、J積分的彈塑性斷裂力學(xué)評定方法、發(fā)展至今的雙判據(jù)評估方法，目前國際上幾乎所有技術(shù)規(guī)范[1-2,4-6]，均采用雙判據(jù)失效評定圖方法(FAD)。失效評定圖技術(shù)于1976年由英國中央電力局(CEGB)首先提出，是一個與當時其他標準完全不同的標準,給出了“含缺陷結(jié)構(gòu)完整性評定”的概念， 簡稱R6 標準。

該方法兼顧了脆性斷裂失效和塑性失穩(wěn)失效，實際上是斷裂力學(xué)評定方法和塑性極限載荷評定方法的結(jié)合。評定過程一般如下：首先通過無損檢測確定缺陷的幾何尺寸并規(guī)則化，之后分析構(gòu)件的應(yīng)力狀態(tài)，在取得構(gòu)件屈服強度、斷裂韌性等數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上，計算載荷比和韌性比，以此作為橫坐標、縱坐標繪入失效評定坐標中，若評定點位于臨界失效評定曲線之內(nèi)，則缺陷可接受，當前情況下可繼續(xù)服役，否則該缺陷需要維修、更換或降壓運行。由于評定參數(shù)具有不確定性，如無損檢測數(shù)據(jù)與實際尺寸總有差別、材料性能數(shù)據(jù)也有分散性等，基于概率的安全評定方法正被引入[7-9]，個別標準[1]已將概率斷裂評定引入其附錄中。

1.2 雙判據(jù)失效評定曲線的建立與不斷更新

在雙判據(jù)失效評定方法中，安全評定首要的問題是選擇合適的失效評定曲線作為含缺陷構(gòu)件是否安全的邊界。1976年和1980年，CEGB R6 第1版、2版基于COD理論、理想彈塑性材料窄帶屈服模型和線彈性斷裂力學(xué)，給出了首條失效評定曲線。美國電力研究院(EPRI)80年代初[10],在R6基礎(chǔ)上，首次將彈塑性斷裂參量J積分引入失效評定圖技術(shù)，推導(dǎo)出以J積分理論為基礎(chǔ)的失效評定圖。之后R6第3版[11]和第4版[4]，采用了EPRI J積分的思想，提出了3種失效評定曲線選擇方法，即選擇1為通過大量試驗確定的定值通用失效評定曲線:

Kr=(1-0.14Lr2)[0.3+0.7exp(-0.65Lr6)]Lr

(1)

式中:Kr為失效評定圖縱坐標韌性比；Lr為橫坐標載荷比；Lr(max)為Lr截止值，當Lr>Lr(max)時，Kr取零。

選擇2為基于材料真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線的失效評定曲線:

(2)

式中:E為彈性模量;σs為屈服強度;εref為參比應(yīng)變，定義為材料真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線上當應(yīng)力為Lrσs時對應(yīng)的應(yīng)變。在某種材料真實應(yīng)力-應(yīng)變已知條件下，通過一一對應(yīng)，可轉(zhuǎn)換獲得其失效評定曲線。

選擇3為基于J積分值的失效評定曲線:

(3)

式中，在確定的載荷情況下(即載荷比Lr確定)，J為Lr對應(yīng)的J積分值；Je為J的彈性部分。通常通過特定試驗，如三點彎曲(SENB)、緊湊拉伸(CT)試驗來獲取選擇3情況下的材料失效評定曲線。目前，國際上各個標準基本采用上述三種選擇建立失效評定曲線，并根據(jù)材料數(shù)據(jù)的完備情況、保守情況及計算復(fù)雜程度，各個標準分別有簡化的評定曲線。

API 579-1-2007、API 579-1-2016、BS 7910-2005[12]完全采用公式(1)～(3)，而FITNET/SINTAP(2008MK版)、BS 7910-2013則在通用失效評定曲線上有所出入，其給出的通用失效評定曲線為：

(4)

式中:

(5)

(6)

式中:σu為材料抗拉強度。

國內(nèi)，中國特檢院、合肥通用院、華東理工大學(xué)、北京航空航天大學(xué)、南京工業(yè)大學(xué)等單位[13]按照上述選擇3方法，在壓力容器常用母材、焊縫方面，考慮不同構(gòu)件形式、焊接形式等因素，建立了800多條失效評定曲線，并與R6 通用失效評定曲線對比發(fā)現(xiàn)：在絕大多數(shù)情況下，R6通用失效評定曲線是偏于安全的。GB/T 19624 2004版本和2019版本《在用含缺陷壓力容器安全評定》中，失效評定曲線的簡化形式采用矩形曲線，常規(guī)評定采用式(1)代表的通用失效評定曲線，技術(shù)水平幾乎與國外一致。在石油行業(yè)，中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院主編了SY/T 6477—2017《含缺陷油氣輸送管道剩余強度評價方法》[14]，對于X70及以下鋼級油氣管道，通用失效評定曲線也采用公式(1)，而對于X80管道母材，基于選擇2建立了新的評定公式：

Kr=1.75/(1+exp((Lr-1.32)/0.19))-0.77

Lr≤Lr(max)

(7)

上式試驗數(shù)據(jù)來自X80鋼管材料[15]，并未涉及對接環(huán)焊縫。當采用選擇3建立X80管道母材失效評估曲線時，文獻[15]給出的曲線擬合公式如下：

Kr=2.77/(1+exp((Lr-1.26)/0.22))-1.77

Lr≤Lr(max)

(8)

以X80管材最小要求屈服強度555 MPa、最小要求抗拉強度625 MPa、截止線Lr(max)=(555+625)/(2×555)=1.06、彈性模量E取200 GPa為例，公式(8)與公式(7)及通用曲線公式(1)或公式(4)相比，通用失效評定曲線并不一定是保守的。

對于X80環(huán)焊縫，張世濤[16]采用選擇2方法，對實驗室焊接的環(huán)焊縫進行了失效評定曲線獲取，發(fā)現(xiàn)失效評定范圍大于通用失效評定曲線。該研究針對國產(chǎn)Φ1 219 mm×22 mm直縫埋弧焊管，未對Φ1 219 mm×18.4 mm螺旋埋弧焊管進行研究。除此之外，個別研究[17]在應(yīng)用現(xiàn)有失效評定曲線對X80管道環(huán)焊縫進行安全評定有所涉及，但并非對臨界曲線的研究。

由此可以看出，不論是公式(1)、公式(4)還是公式(7)，以及國內(nèi)對于X80管道的相關(guān)研究，雖然失效評定方法較為成熟，且相關(guān)標準都制定了通用失效評定曲線，然而各國仍在研究適用于不同材料的失效評定曲線，以期獲得更精確的評估效果。

2 基于選擇2的X80國產(chǎn)螺旋焊管環(huán)焊縫失效評估圖建立

2.1 試驗材料

從西氣東輸二線切割后取到某服役7年的Φ1 219 mm×18.4 mm環(huán)焊縫1道，如圖1所示。該環(huán)焊縫采用的焊接工藝為SMAW+FCAW-S，根焊材料要求為 AWS A 5.1 E7016Φ3.2 mm焊條，填充蓋面要求為AWS A5.29 E81T8-Ni2 /E81T8-GΦ2.0 mm焊材。取部分材料進行常規(guī)拉伸和沖擊試驗，其拉伸強度均值為702 MPa；-10 ℃下的沖擊功均值為39.3 J。

圖1 失效評估曲線建立所用的在役X80環(huán)焊縫

2.2 試樣加工

根據(jù)失效評估曲線選擇2要求，需要進行材料的拉伸試驗。對于環(huán)焊縫，加工全焊縫(拉伸方向沿環(huán)向)拉伸試樣。由于環(huán)焊縫很窄，因此加工環(huán)焊縫的全尺寸較小，本論文分別加工了2件矩形試樣和6件圓棒試樣，圓棒試樣又分別在環(huán)焊縫上表面取3件和下表面取3件。取樣示意圖及試樣照片如圖2和圖3所示，試樣實際尺寸見表1。

圖2 試樣取樣位置示意圖

圖3 試樣照片(右下角為試樣截面金相低倍照片)

表1 試樣類型表及試驗結(jié)果表

2.3 試驗及結(jié)果

對8件試樣進行拉伸試驗，同時利用引伸計測量試樣變形，試驗結(jié)果見表1最后3列，典型試驗曲線如圖4所示。

圖4 典型試驗應(yīng)力-應(yīng)變曲線

對比X80管材性能要求，可見環(huán)焊縫的屈服強度、抗拉強度均高于X80最小要求值。由于板狀和棒狀試樣的應(yīng)力狀態(tài)不同，相對來說，板狀試樣延伸率更好。

2.4 失效評估曲線轉(zhuǎn)換

根據(jù)選擇2方法，首先設(shè)定Lr的取值，然后對應(yīng)取Lr與屈服強度的乘積值作為真實應(yīng)力值，之后根據(jù)真實應(yīng)力應(yīng)變曲線獲得應(yīng)變值，由此根據(jù)公式(2)得到Kr值，以板拉1#試樣為例，其換算數(shù)值見表2。

表2 失效評估曲線數(shù)值換算表

由表中第1列和第4列構(gòu)成失效評估曲線。典型板狀和棒狀試樣取得的失效評估曲線如圖5所示。將選擇1通用曲線放入圖中，可知X80環(huán)焊縫失效評估曲線有2個特點：

圖5 根據(jù)選擇2轉(zhuǎn)換后所得的失效評估曲線圖

1)試驗所得失效評估圖截止線較短，說明X80高鋼級管道環(huán)焊縫的塑性相對常規(guī)材料較差，更有可能脆性失效。

2)在接近屈服強度附近時，失效評估曲線較陡，缺少過渡段，說明環(huán)焊縫更有可能突然失效。若管道存在地層移動等外部附件載荷情況，當載荷尚未到達某個臨界數(shù)值時，環(huán)焊縫性能并不會顯著下降，應(yīng)變或變形不明顯；而到達某個臨界數(shù)值時，可能發(fā)生突然失效。

試驗所得失效評估圖擬合公式如下：

(9)

3 真實壁厚斷裂韌性試驗

與缺陷評估取值緊密相關(guān)的參數(shù)為環(huán)焊縫的材料斷裂韌性Kmat。由于不同應(yīng)力狀態(tài)材料或構(gòu)件的斷裂韌性不同，對于受力狀態(tài)固定的真實構(gòu)件，壁厚對應(yīng)力狀態(tài)的影響十分明顯，因此Kmat取同壁厚試樣的斷裂韌性值最為合適。當條件限制沒有試驗數(shù)據(jù)時，也可取材料平面應(yīng)變狀態(tài)下的KIC值進行偏保守計算。但對于管線鋼等高韌性鋼，由于對試樣壁厚的要求通常試驗機不能滿足，KIC值幾乎不可能通過試驗得到，于是許多研究集中在通過材料的夏比沖擊韌性CVN來換算Kmat[18-19]。API 579與BS 7910也給出了相關(guān)轉(zhuǎn)換公式試驗結(jié)果。但課題組先期試驗發(fā)現(xiàn)，X80環(huán)焊縫夏比沖擊試樣與斷裂韌性測試所用三點彎曲試樣展現(xiàn)的斷裂性質(zhì)具有本質(zhì)差異，前者顯示韌性斷裂而后者顯示脆性斷裂，由此課題組懷疑，對于國產(chǎn)X80環(huán)焊縫而言，現(xiàn)有安全評定方法中CVN與Kmat的換算是否準確需要考量。

3.1 試驗材料

試驗材料仍取自2.1中環(huán)焊縫剩余材料。

3.2 試樣加工

考慮到環(huán)焊縫裂紋開裂主要有兩個方向：從內(nèi)壁往外壁開裂、沿圓周方向擴展，因此加工兩組不同方向的三點彎曲試樣。每組試樣各加工10件，均考慮為焊縫熔合線開裂。試樣尺寸見表3，試樣如圖6所示。

表3 三點彎曲試樣尺寸及數(shù)量一覽表

圖6 X80環(huán)焊縫三點彎曲試樣

3.3 試驗及結(jié)果

對試樣按規(guī)定進行疲勞預(yù)裂后，按GB/T 21143—2007《金屬材料 準靜態(tài)斷裂韌度的統(tǒng)一試驗方法》規(guī)定，進行斷裂韌性測試。采集到有效數(shù)據(jù)6組，根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，整理換算試樣斷裂韌性的條件值Kq(真實試樣的斷裂韌性，并非平面應(yīng)變條件下材料的KIC)見表 4，其均值為77.55 MPa·m0.5，標準偏差為9.08 MPa·m0.5，變異系數(shù)為11.7%，試驗值相對比較集中。參考SY/T 6477—2017對沖擊功取值的規(guī)定：當試驗數(shù)量位于6～10次時，取所有實驗值的第二小值為評價用值，可知該值為70.12 MPa·m0.5。

表4 三點彎曲試樣結(jié)果表

將該值和2.1節(jié)中的沖擊功均值39.3 J的關(guān)系與相關(guān)公式換算對比，見表5，發(fā)現(xiàn)BS 7910-2013的預(yù)測公式比API 579-2007公式準確。查閱API 579-2016版本可知，2016版除了保留第3個公式，剩余3個公式均已刪除。

表5 斷裂韌性與沖擊韌性換算結(jié)果

4 結(jié) 論

1)概述了X80鋼管及焊縫失效評估曲線的研究現(xiàn)狀。

2)基于全焊縫拉伸試驗，得到了X80國產(chǎn)螺旋焊管在役半自動環(huán)焊縫失效評估曲線，相比通用失效評估曲線，所得曲線塑性更差，并更有可能在某個臨界載荷下突然失效。

3)X80環(huán)焊縫斷裂韌性測試值為70.12 MPa·m0.5，若采用沖擊功換算，BS 7910-2013提出的公式相對準確。