某環(huán)焊縫開裂事故原因分析

張 良，楊鋒平，白 強(qiáng)，吳 峰，徐 鵬，劉秋林

(1.中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院 陜西 西安 710077； 2.陜西延長石油(集團(tuán))有限責(zé)任公司 陜西 延安 716000)

0 引 言

環(huán)焊縫是油氣管道的重要組成部分，是管道整體的薄弱環(huán)節(jié)。為確保油氣管道安全運(yùn)行，2018年～2020年，各管道運(yùn)營公司均大量開展環(huán)焊縫的風(fēng)險(xiǎn)排查工作，目的就是為了徹底排查環(huán)焊縫缺陷，做到“早修復(fù)、早處置”，盡力降低環(huán)焊縫風(fēng)險(xiǎn)。統(tǒng)計(jì)分析顯示，環(huán)焊縫缺陷、焊縫力學(xué)性能不達(dá)標(biāo)、外部載荷作用是導(dǎo)致環(huán)焊縫開裂失效的主要原因[1-2]。從近幾年的失效案例來看，在環(huán)焊縫缺陷的基礎(chǔ)上由外部載荷導(dǎo)致環(huán)焊縫斷裂的失效模式更加突出[3-4]。

環(huán)焊縫所受一次應(yīng)力主要有內(nèi)壓引起的環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力、地層移動等外部載荷引起的附加應(yīng)力，由于環(huán)焊縫缺陷基本為環(huán)向缺陷，在無附加應(yīng)力作用下主要受內(nèi)壓引起的環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力影響，然而僅由內(nèi)壓引起的軸向應(yīng)力大小約是環(huán)向應(yīng)力大小的1/2，基本上不足以導(dǎo)致缺陷沿環(huán)向擴(kuò)展或者開裂。因此，地層移動、附加應(yīng)力等外部載荷應(yīng)是導(dǎo)致環(huán)焊縫失效的一個(gè)重要原因[5-6]。為此，本文分析一起受外部載荷影響的環(huán)焊縫斷裂爆燃事故，可為環(huán)焊縫風(fēng)險(xiǎn)排查工作提供一定參考，也為預(yù)防類似事故再次發(fā)生起到警示作用。

1 事故概況

某輸氣管道設(shè)計(jì)壓力10 MPa，管徑1 016 mm，鋼級為X70。某日，該管道發(fā)生斷裂爆燃事故，造成兩處環(huán)焊縫失效。其中一處環(huán)焊縫完全開裂，如圖1所示。該環(huán)焊縫編號為A，位于管線穿越溝谷下坡坡底處，是彎管與短接的連接口，其上游彎管壁厚17.5 mm，下游短接壁厚14.6 mm。另一處失效環(huán)焊縫編號為B，位于A環(huán)焊縫下游14.6 m處，由1根短節(jié)與1根螺旋焊管組成，B環(huán)焊縫發(fā)生屈曲變形并在環(huán)焊縫頂部12點(diǎn)位置局部開裂約560 mm，如圖2所示，其上下游均為直管，壁厚為14.6 mm，管道失效位置示意如圖3所示。事故發(fā)生時(shí)，管道運(yùn)行壓力8.4 MPa，事故發(fā)生前，管道運(yùn)行壓力平穩(wěn)，各項(xiàng)運(yùn)行參數(shù)無異常，管線周圍無大型施工操作。

圖1 A環(huán)焊縫失效形貌

圖2 B環(huán)焊縫失效形貌

圖3 事故段管道走向及失效位置示意圖

從圖3可以看出，兩處失效環(huán)焊縫位于溝谷穿越段谷底。現(xiàn)場檢測發(fā)現(xiàn)，A環(huán)焊縫上游彎管底部有石塊支撐，下游短接底部懸空無支撐，A環(huán)焊縫垂直方向上下錯(cuò)口量約240 mm、左右錯(cuò)口量約160 mm、沿管軸方向間隙150 mm，說明該焊口焊接時(shí)可能存在組對應(yīng)力。另外，兩個(gè)失效環(huán)焊縫之間的管道存在明顯彎曲變形，6點(diǎn)部位管段不直度為150 mm，管段向下彎曲，9點(diǎn)部位管段不直度為70 mm，管段向9點(diǎn)側(cè)彎曲，由于事故發(fā)生時(shí)有爆燃現(xiàn)象，可以推測管道變形是受爆燃產(chǎn)生的沖擊力影響。

由于A環(huán)焊縫完全開裂，B環(huán)焊縫僅部分開裂且發(fā)生屈曲，結(jié)合上述現(xiàn)場檢測結(jié)果可以推斷，A環(huán)焊縫最先開裂，該焊口開裂后天然氣噴出發(fā)生爆燃，沖擊力造成下游B焊口管頂屈曲并發(fā)生開裂。因此，A環(huán)焊縫為本次失效分析的重點(diǎn)。

2 環(huán)焊縫性能測試分析

由于A環(huán)焊縫已完全開裂，無法取樣進(jìn)行力學(xué)性能測試，可對B環(huán)焊縫未開裂部分取樣進(jìn)行拉伸性能測試、金相分析、彎曲性能測試、刻槽錘斷測試、夏比沖擊測試，試驗(yàn)結(jié)果用于參考分析。

拉伸試驗(yàn)采用全壁厚板狀試樣，取樣方向?yàn)榄h(huán)焊縫軸向，試樣斷于母材，抗拉強(qiáng)度達(dá)到630 MPa，滿足焊接技術(shù)要求570 MPa；環(huán)焊縫打底焊組織主要為PF+P，填充焊及蓋面焊B粒，組織無明顯異常；環(huán)焊縫側(cè)彎采用全壁厚板狀試樣且去除焊縫余高，彎曲至180°未發(fā)現(xiàn)裂紋；刻槽錘斷試樣采用規(guī)格為230 mm×25 mm的全壁厚板狀試樣，錘斷后斷口未發(fā)現(xiàn)超標(biāo)缺陷；夏比沖擊試驗(yàn)采用55 mm×10 mm×10 mm的全尺寸夏比沖擊試樣，按照焊接技術(shù)要求在-20 ℃下的環(huán)焊縫沖擊功在18～150 J 之間，不滿足最小要求值56 J。

環(huán)焊縫沖擊韌性偏低導(dǎo)致抗裂紋擴(kuò)展能力降低，容易發(fā)生脆性開裂。B環(huán)焊縫沖擊功在18～150 J之間，存在沖擊功不滿足技術(shù)條件且韌性離散較大的情況，由于B焊口與A焊口距離較近，中間僅隔一道焊口，因此推斷A環(huán)焊縫很可能存在同樣問題。

3 斷口分析

3.1 宏觀分析

A環(huán)焊縫斷口表面顏色發(fā)黑，為天然氣燃燒烘烤所致。肉眼和體式顯微鏡觀察發(fā)現(xiàn)，在12點(diǎn)鐘根焊位置位置存在兩處源區(qū)，如圖4所示，說明環(huán)焊縫開裂起源于內(nèi)表面，裂紋沿焊縫由內(nèi)表面向外表面擴(kuò)展，且為多源開裂；另外，源區(qū)1位置存在焊肉缺失的情況，缺失焊肉的表面無斷裂特征，如圖5所示，可以斷定為補(bǔ)焊所致，該補(bǔ)焊區(qū)域長度約35 mm，裂紋由此起源并向外表面擴(kuò)展；源區(qū)2位置存在多個(gè)半圓形孔，如圖6所示，累計(jì)長度達(dá)55 mm，同樣，裂紋由此起源并向外表面擴(kuò)展。

觀察結(jié)果說明A環(huán)焊縫斷口平齊，無明顯塑性變形，并存在多處源區(qū)，為多源脆性開裂。12點(diǎn)位置為整個(gè)環(huán)焊縫開裂的裂紋源區(qū)，即環(huán)焊縫開裂起始于12點(diǎn)鐘位置，裂紋沿順時(shí)針和逆時(shí)針兩個(gè)方向分別向6點(diǎn)鐘位置擴(kuò)展，6點(diǎn)鐘位置為環(huán)焊縫的最終斷裂區(qū)。

圖4 斷口源區(qū)宏觀形貌

圖5 源區(qū)1宏觀形貌

圖6 源區(qū)2宏觀形貌

3.2 微觀分析

采用TESCAN VEGA掃描電子顯微鏡，對A環(huán)焊縫源區(qū)1和源區(qū)2進(jìn)行斷口微觀形貌分析。可以看出，源區(qū)1表面無明顯斷裂特征，高倍觀察為高溫氧化物形貌，為典型的未熔合缺陷形貌，在掃描電鏡下測量未熔合高度為2.5 mm，如圖7所示；源區(qū)2的半圓形孔內(nèi)存在多個(gè)氣孔，氣孔內(nèi)部為高溫氧化物形貌，如圖8所示。

圖7 源區(qū)1形貌觀察

圖8 源區(qū)2形貌觀察

因此，A環(huán)焊縫開裂是從根焊補(bǔ)焊部位起裂，且根焊位置存在未熔合和氣孔等缺陷，說明A環(huán)焊縫根焊質(zhì)量較差，補(bǔ)焊效果不佳，補(bǔ)焊位置低倍金相形貌如圖9所示。

圖9 源區(qū)1補(bǔ)焊位置金相低倍形貌

4 計(jì)算分析

4.1 失效評估圖計(jì)算

由于事故發(fā)生前，管道運(yùn)行參數(shù)均在設(shè)計(jì)允許范圍內(nèi)，上下游供氣正常，管線周圍無大型施工操作。因此，在不考慮外部載荷的情況下，即在只考慮內(nèi)壓和殘余應(yīng)力的情況下，對含未熔合、氣孔等根部缺陷的環(huán)焊縫承載能力進(jìn)行計(jì)算，分析無外載荷作用下，環(huán)焊縫是否內(nèi)發(fā)生開裂。

根據(jù)管道剩余強(qiáng)度評價(jià)方法，依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)SY/T 6477—2017《含缺陷油氣管道剩余強(qiáng)度評價(jià)方法》對該環(huán)焊縫缺陷進(jìn)行服役適用性評價(jià)。將源區(qū)1缺陷按照裂紋型缺陷進(jìn)行規(guī)則化處理，信息見表1。評價(jià)參數(shù)取值結(jié)果見表2，其中屈服強(qiáng)度取值依據(jù)管材等級的最小要求值；彈性模量為鋼材的常規(guī)數(shù)據(jù)，沖擊功取值參考最小值18 J。斷裂韌性與沖擊功的換算采用API 579—2007《服役適用性評價(jià)》換算取值。缺陷尺寸安全系數(shù)參考API 579—2007，焊接冷熱速度不同引起的殘余應(yīng)力按0.5倍屈服強(qiáng)度(242.5 MPa)考慮。

表1 裂紋型缺陷規(guī)則化信息

表2 裂紋缺陷評價(jià)參數(shù)取值表(規(guī)格1 016 mm×14.6 mm)

計(jì)算結(jié)果如圖10所示，可以看出，由于環(huán)焊縫存在根部未熔合缺陷和韌性較低的情況，評價(jià)點(diǎn)落在失效評估圖上評估曲線以內(nèi)，評估結(jié)果可接受。因此，在無附加載荷的情況下，僅靠管道輸送內(nèi)壓和焊接的殘余應(yīng)力作用，該環(huán)焊縫不會發(fā)生開裂失效。但當(dāng)附加軸向載荷為85 MPa時(shí)，評估結(jié)果不可接受，即各種因素造成的附加軸向載荷為85 MPa時(shí)，該環(huán)焊縫缺陷發(fā)生擴(kuò)展。也就是說，環(huán)焊縫開裂失效一定受到附加載荷作用。

4.2 有限元計(jì)算

由于事故發(fā)生前管道周圍并無大型施工，本文考慮附加載荷可能來源于兩種情況，一是地面沉降或地質(zhì)災(zāi)害等造成的管道不均勻位移；第二種情況，由于該段管線位于穿越谷溝底部，失效環(huán)焊縫位于下坡坡底，因此可能是由于滑坡或者管道自重帶來的斜坡推力。以下分別對這兩種情況進(jìn)行附加載荷計(jì)算。

圖10 環(huán)焊縫失效評估圖

1)管道不均勻位移受力分析 有限元模型的幾何參數(shù)和材料參數(shù)由上述可知，模型施加的載荷和約束情況如下：內(nèi)壓載荷8.4 MPa，管道兩端施加固定約束。由現(xiàn)場勘察情況可知，彎管底部有石塊，相當(dāng)于對彎管底部有支撐作用，如圖11所示，模擬時(shí)對彎管段底部(C處)施加y方向位移約束；在水平管段上半部分施加均布壓力載荷，模擬土壤及其它外部載荷對管道的作用。

圖11 管道不均勻位移受力分析時(shí)載荷和約束條件

計(jì)算過程中，通過改變加載到水平管段上的均布壓力，使管道達(dá)到抗拉極限，此時(shí)加載到水平管段上的均布壓力為0.14 MPa，在管道水平段靠近右側(cè)位置變形最大，最大變形約為1 242 mm，此時(shí)管道上的最大應(yīng)力在彎管環(huán)焊縫附近，為639 MPa。管道上軸向應(yīng)力在該環(huán)焊縫12點(diǎn)鐘位置為拉應(yīng)力，6點(diǎn)鐘位置為壓應(yīng)力，最大拉應(yīng)力為732.5 MPa。因此，當(dāng)水平直管段中心位置向下位移達(dá)到1 242 mm時(shí)，彎管環(huán)焊縫附近等效應(yīng)力達(dá)到失效。但是如此大的位移會產(chǎn)生地面沉降，巡線時(shí)應(yīng)會發(fā)現(xiàn)，因此本次失效不可能單獨(dú)由管道不均勻位移造成。進(jìn)一步計(jì)算可知，在不考慮管道內(nèi)壓情況下，位移量和開裂環(huán)焊縫處等效應(yīng)力的關(guān)系見表3。

2) 斜坡推力受力分析 該部分幾何參數(shù)和材料參數(shù)與上部分模型相同，模型施加的載荷和約束情況如下：內(nèi)壓載荷8.4 MPa，在右側(cè)管段管端上施加固定約束。在15°斜坡直管段上施加外表面切向均布壓力，模擬斜坡對管道產(chǎn)生推力作用，并且考慮彎管下方存在支點(diǎn)，則滑移載荷完全可以造成平直段向上的應(yīng)力，從而造成環(huán)焊縫收到剪切應(yīng)力，管道上整體約束和載荷如圖12所示。通過分步加載得到斜坡推力載荷與開裂環(huán)焊縫上游焊口附近最大等效應(yīng)力關(guān)系見表4。

表3 不均勻位移與失效環(huán)焊縫應(yīng)力關(guān)系估算結(jié)果

圖12 斜坡推力受力分析時(shí)載荷和約束條件

表4 斜坡推力與失效環(huán)焊縫應(yīng)力關(guān)系估算結(jié)果

5 綜合分析

由于失效A環(huán)焊縫是變壁厚焊接口，內(nèi)壁坡口處理不慎易造成焊接缺陷，該焊口有內(nèi)壁返修補(bǔ)焊，難以控制焊接質(zhì)量，斷裂后焊口平齊，為脆性斷裂，且斷口源區(qū)發(fā)現(xiàn)補(bǔ)焊未熔合、氣孔兩種原始缺欠，說明失效焊口質(zhì)量較差。另外，與A環(huán)焊縫下游間隔14.6 m的B環(huán)焊縫沖擊韌性不合格，也一定程度反應(yīng)其韌性分布不均勻的情況[7-9]。

如前所述，A環(huán)焊縫僅在內(nèi)壓工況下(無附加載荷)不會發(fā)生開裂失效，只有存在附加載荷時(shí)才會發(fā)生失效，附加載荷可能來源于管道不均勻位移和斜坡推力兩種情況。首先，A環(huán)焊縫位于穿越溝谷底部平直段的起始端，平直段管溝底部不均勻支撐造成附加應(yīng)力時(shí)，A環(huán)焊縫受約束而產(chǎn)生軸向應(yīng)力集中。以該焊口為界，上下游兩側(cè)管底回填情況不同，此處又是兩處山坡的谷底，雨水聚集容易在一側(cè)發(fā)生管道不均勻位移，對環(huán)焊縫產(chǎn)生彎曲應(yīng)力。有限元計(jì)算顯示，當(dāng)管道不均勻位移量為50 mm時(shí)，可造成約57 MPa的附加軸向應(yīng)力，因此失效管段不均勻位移可能是附加載荷的來源之一。另外，當(dāng)斜坡推力(如滑移)在A環(huán)焊縫上游側(cè)環(huán)焊縫產(chǎn)生約16 mm位移時(shí)，會造成約50 MPa的附加軸向應(yīng)力，而這種管溝內(nèi)地表下的少量滑移不易被發(fā)現(xiàn)，因此推測斜坡推力也可能造成附加應(yīng)力[10]。

綜上所述，本次事故的原因及發(fā)展過程為，由于A環(huán)焊縫質(zhì)量較差，推測該環(huán)焊縫在管道不均勻位移、斜坡推力等組合載荷作用下最先開裂。該焊口開裂后，天然氣噴出和爆燃產(chǎn)生的作用力反推下游管段，造成B焊口管頂屈曲和局部開裂。

6 結(jié) 論

1)環(huán)焊縫開裂為多源脆性開裂，主源區(qū)位于12點(diǎn)鐘位置，存在未熔合、氣孔等原始焊接缺欠，在管道不均勻位移、斜坡推力等附加載荷作用下，裂紋于原始缺欠區(qū)域內(nèi)發(fā)生啟裂、擴(kuò)展失效，由于上述缺欠在正常工況下不會導(dǎo)致裂紋啟裂、擴(kuò)展，因此附加載荷是環(huán)焊縫開裂的主要原因。

2)變壁厚和補(bǔ)焊的焊口焊接質(zhì)量難以控制，也容易受到應(yīng)力集中的影響，因此，建議對人口稠密區(qū)、地形復(fù)雜區(qū)率先開展變壁厚和補(bǔ)焊焊口的隱患排查。

3)該失效環(huán)焊縫位于穿越谷溝底部，上述分析表明，該位置容易受到不均勻位移和斜坡推力等外部載荷的影響，因此，建議對類似地形開展隱患排查，加強(qiáng)外部載荷治理。