超期服役天然氣管斷裂失效分析

摘 要 為研究某天然氣管斷裂失效行為，采用宏觀分析、顯微組織觀察、化學(xué)成分分析及室溫拉伸等方法，結(jié)合有限元分析方法，綜合分析失效管組織性能變化及運(yùn)行工況下的管道應(yīng)力狀態(tài)。結(jié)果表明天然氣管失效的根本原因?yàn)镃、Mn、Si元素偏析、O雜質(zhì)元素等缺陷導(dǎo)致微裂紋萌生，管道彎管附近應(yīng)力集中促進(jìn)了裂紋擴(kuò)展進(jìn)而導(dǎo)致管道爆裂發(fā)生。

關(guān)鍵詞 天然氣管道 爆裂 組織性能 缺陷 失效分析 有限元分析

中圖分類(lèi)號(hào) TQ055.8+1" "文獻(xiàn)標(biāo)志碼 B" "文章編號(hào) 0254?6094（2024）05?0794?07

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金（批準(zhǔn)號(hào)：52204074）資助的課題；甘肅省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目——工業(yè)類(lèi)（批準(zhǔn)號(hào)：22YF11GA316）資助的課題；甘肅省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（批準(zhǔn)號(hào)：23YFGA0059）資助的課題；甘肅省自然科學(xué)基金（批準(zhǔn)號(hào)：23JRRA1269）資助的課題。

作者簡(jiǎn)介：凌曉（1982-），副教授，從事油氣儲(chǔ)運(yùn)設(shè)施安全保障技術(shù)的研究，lingxiao_lut@163.com。

引用本文：凌曉，周桂霞，郭凱，等.超期服役天然氣管斷裂失效分析［J］.化工機(jī)械，2024，51（5）：794-800.

斷裂是螺栓［1］、反應(yīng)器［2］、煙氣輪機(jī)［3］及管道［4］等設(shè)備設(shè)施失效的重要形式，材料缺陷、設(shè)計(jì)不合理、焊縫缺陷以及管土相互作用等原因均可導(dǎo)致斷裂發(fā)生，在埋地管道破壞研究中場(chǎng)地因素具有不容忽視的作用。目前，針對(duì)埋地管道管土作用的研究主要集中在采空沉陷、地震、斷層、滑坡及凍土等方面，黃龍等采用小型環(huán)境模型分析了凍脹過(guò)程中管-土之間的相互作用規(guī)律和受力特征，說(shuō)明在較大的凍脹力或外荷載作用在管道上時(shí)，環(huán)向應(yīng)力的影響不可忽視［5］；鐘紫藍(lán)等建立了中密砂中埋地管道-砂土水平橫向相互作用的系列三維數(shù)值模擬，研究了深徑比對(duì)砂土極限承載力的影響，推導(dǎo)了管道水平橫向運(yùn)動(dòng)時(shí)砂土極限承載力計(jì)算公式［6］；王同濤等根據(jù)建立考慮軸向載荷和塑性變形的濕陷性黃土地區(qū)管土彈塑性地基模型，證明了軸向載荷對(duì)懸空管道受力和變形影響顯著［7］；劉金梅等建立了基于Drucker?Prager準(zhǔn)則的管土相互作用模型，研究了不同程度管土沉降管道的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，為分析管道的安全問(wèn)題提供了理論支撐［8］；SARVANIS G C和KARAMANOS S A認(rèn)為地質(zhì)災(zāi)害主要通過(guò)土體活動(dòng)對(duì)管道變形產(chǎn)生影響，提出了可用于斷層和其他各類(lèi)地址災(zāi)害的管道應(yīng)變分析模型［9］；YAN X Z等基于濕陷性地區(qū)管道受力特點(diǎn)，建立了比Winkler模型計(jì)算管道應(yīng)力應(yīng)變更為準(zhǔn)確的彈塑性地基模型［10］。

筆者選取某段發(fā)生爆裂的斜坡埋地天然氣輸送管道（簡(jiǎn)稱(chēng)天然氣管），采用宏觀分析、顯微組織觀察、化學(xué)成分分析、室溫拉伸等理化檢驗(yàn)和有限元數(shù)值模擬方法，分析該管道發(fā)生爆裂失效的原因。

1 材料與方法

1.1 失效材料

某規(guī)格為?720 mm×8 mm、鋼級(jí)Q235?BF的埋地天然氣管在輸氣作業(yè)時(shí)，發(fā)生了爆裂失效現(xiàn)象，爆裂點(diǎn)位于管道彎管焊接接頭附近直管段底部，斜坡坡度約30°，管道采用非彈性埋地敷設(shè)，管道坡下部分存在水工保護(hù)墻。該管道于1990年施工完成，2020年爆裂失效。設(shè)計(jì)壓力2.5 MPa，實(shí)際運(yùn)行壓力常年約1.8 MPa。正式投入使用初期輸送不含水、不含硫的純煤氣，后輸送天然氣。經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)開(kāi)挖宏觀檢查發(fā)現(xiàn)，爆裂區(qū)域位于管道的底部，圖1中的嵌入圖片為爆破口的形貌。從圖2中受爆炸沖擊影響區(qū)位置的右下角和宏觀斷口擴(kuò)展區(qū)的左上角銜接位置為中心呈放射狀破裂，并且管道在熱影響區(qū)產(chǎn)生了較大的隆起變形，宏觀斷口橫向主裂紋位于焊接區(qū)，與焊縫垂直，二次裂紋和縱向撕開(kāi)裂紋截止于管道焊縫處。

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

對(duì)爆裂管段開(kāi)展材質(zhì)檢驗(yàn)和性能分析，同時(shí)考慮工況（內(nèi)外載荷）對(duì)管道應(yīng)力的影響，進(jìn)一步展開(kāi)應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)的分析。

1.2.1 理化檢驗(yàn)

剝離防腐層后，現(xiàn)場(chǎng)對(duì)失效管取樣，為更好地檢測(cè)失效管的金相組織、微觀形貌、化學(xué)成分和力學(xué)性能，利用Quanta FEG?450熱場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察宏觀斷口擴(kuò)展區(qū)、宏觀斷口位置對(duì)面的完好區(qū)及縱向裂紋擴(kuò)展終端區(qū)域金相組織、斷口形貌，分析采用WDW?100E型微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)確定縱向裂紋擴(kuò)展終端區(qū)域和斷口處主要元素分布及其含量。

1.2.2 有限元模擬

利用有限元軟件模擬管道實(shí)際運(yùn)行工況，對(duì)管道及管土結(jié)構(gòu)進(jìn)行三維幾何建模、劃分網(wǎng)格、設(shè)置材料參數(shù)、加載邊界條件后進(jìn)行多物理場(chǎng)耦合計(jì)算，獲得管道的應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)。

2 結(jié)果分析

2.1 理化檢驗(yàn)結(jié)果

2.1.1 金相組織及其成分分析

采用Quanta FEG?450熱場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡對(duì)失效樣進(jìn)行金相分析，給出了高壓鋼制天然氣管開(kāi)裂位置處沿徑向取樣的管內(nèi)壁金相組織，如圖3所示，金相組織主要由為體心立方晶格結(jié)構(gòu)的鐵素體和灰黑色珠光體組成。由圖3a可以看到，開(kāi)裂位置裂紋擴(kuò)展區(qū)靠近焊縫處有較多微小孔洞，晶粒呈不規(guī)則形狀，孔洞大多沿鐵素體界面和晶界分布。受焊接高溫影響宏觀斷口對(duì)面完好區(qū)域離焊縫最近的熱影響區(qū)晶粒輕微長(zhǎng)大，如圖3b所示，晶粒呈等軸晶分布，該區(qū)域熱輸入提高不易冷卻，相變核心較少，粗大晶粒導(dǎo)致焊縫區(qū)和熱影響區(qū)面積增大，進(jìn)而產(chǎn)生魏氏組織。部分區(qū)域存在帶狀組織（圖3c），帶狀組織可造成材料組織不均勻，管道運(yùn)行時(shí)材料的晶粒內(nèi)部受力不均，各向異性加劇，由于鐵素體和珠光體的變形能力不同，使得試樣變形不均勻。對(duì)爆裂裂紋沿管徑擴(kuò)展終端區(qū)域進(jìn)行化學(xué)成分分析，在圖3d位置發(fā)現(xiàn)微量元素Si偏析，Si元素溶于鐵素體使其晶粒變大，使管材組織大小分布不均勻，增加了鋼的脆性性能。

2.1.2 斷口形貌分析

宏觀斷口中心區(qū)微觀形貌如圖4所示，失效管道在未保護(hù)的情況下存放于室外5個(gè)月左右，斷口處氧化嚴(yán)重，清洗后已無(wú)法看清細(xì)節(jié)。如圖4b、c所示，掃描電鏡下表現(xiàn)為河流狀斷口形貌，斷口存在較多孔洞和不連續(xù)縱向裂紋，由于裂紋尖端尖銳，受應(yīng)力張開(kāi)時(shí)尖端應(yīng)力極大，從而形成孔洞，裂紋形成后沿內(nèi)壁擴(kuò)展，外壁難以承受燃?xì)鈮毫?，形成如圖4a所示的臺(tái)階式斷裂，宏觀斷口邊緣無(wú)塑性變形，初步判斷為脆性斷裂。

失效管拉伸斷口在掃描電鏡下的形貌如圖5所示，可觀察到圖5a中存在顆粒狀雜質(zhì)，通過(guò)點(diǎn)掃描檢測(cè)出位置1～3相應(yīng)的化學(xué)成分及元素含量如圖6、表1所示。該失效管基體材料主要由Fe、C、Mn、Si、S組成，圖中雜質(zhì)顆粒主要元素包括Fe、C、Mn、Si，在位置3處檢測(cè)出O元素，拉伸斷口中存在C、Mn、Si元素偏析及O雜質(zhì)元素。雜質(zhì)顆粒存在區(qū)域的材料比正常組織強(qiáng)度低、脆性大，在拉伸作用下該處抵抗變形的能力較小。室溫下拉伸時(shí)，由于非金屬夾雜的存在破壞了管道材料的一致性和連續(xù)性，當(dāng)承受外界載荷變形時(shí)，晶粒形變不一致，應(yīng)力在夾雜物與母材界面處產(chǎn)生的微小裂紋處集中，可導(dǎo)致斷裂發(fā)生；同時(shí)如圖5b所示，斷口局部表征為晶粒狀的小平面，即解理斷裂面，裂紋在第二相顆粒中起裂成核，在管件整體斷裂前，穿過(guò)第二相晶粒和晶界擴(kuò)展，晶粒裂紋穿過(guò)晶界擴(kuò)展到臨近晶粒，沿特定晶體界面上分離，當(dāng)裂紋擴(kuò)展到一定程度時(shí)，形成穿晶斷裂。裂紋、元素偏析等這些缺陷在拉伸試驗(yàn)中常作為起裂源，顯微裂紋的存在加快了試樣斷裂的速度。

2.1.3 宏觀斷口對(duì)面完好區(qū)域化學(xué)成分及拉伸試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)宏觀斷口對(duì)面完好區(qū)域取樣進(jìn)行測(cè)試，其化學(xué)成分分析、拉伸試驗(yàn)結(jié)果列于表2、3，相關(guān)測(cè)試結(jié)果不符合GB/T 700—2006《碳素結(jié)構(gòu)鋼》［11］標(biāo)準(zhǔn)要求，管材抗拉強(qiáng)度滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，屈服強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)率降低。鋼中帶狀組織、元素偏析及非金屬夾雜物等自身缺陷是造成斷后伸長(zhǎng)率降低的主要原因。

2.2 有限元計(jì)算分析

由以上檢測(cè)結(jié)果可知，失效管段的理化性能不符合GB/T 700—2006要求，且材料本身存在多種微觀缺陷。因此，可判定該處管段發(fā)生的變形與管材自身的質(zhì)量有關(guān)。除此之外，地形對(duì)管道變形也有一定影響。

西北地區(qū)地形以高原、盆地、山地為主，地勢(shì)起伏較大，山區(qū)地段管道一般采用沿坡敷設(shè)方式。沿坡敷設(shè)管道受管內(nèi)外多力耦合作用，包括管道運(yùn)行壓力、管自重、管上方土體對(duì)管道的壓力及管內(nèi)流體流動(dòng)對(duì)管道的作用力等。因此筆者采用有限元計(jì)算方法，根據(jù)實(shí)際工況，建立三維流固耦合模型，分析管服役期間的受力情況及在模擬工況下能否發(fā)生相似的失效。

2.2.1 幾何模型和網(wǎng)格劃分

建立幾何模型，管道各項(xiàng)參數(shù)如下：

管徑 720 mm

壁厚 8 mm

密度 7 850" g/m3

彈性模量 206 GPa

屈服強(qiáng)度 216 MPa

泊松比 0.25

輸氣壓力 1.8 MPa

笛卡爾坐標(biāo)系下x方向上，直管段長(zhǎng)3 m，斜管長(zhǎng)5 m，斜管坡度30°，彎管曲率半徑R=3.5 m；管-土結(jié)構(gòu)模型如圖7所示，土體長(zhǎng)度與管長(zhǎng)相同，垂直于管軸線方向?yàn)闄M截面2 m×2 m的土體。

為保證模型計(jì)算的準(zhǔn)確性，計(jì)算前選取適合的材料參數(shù)，模型由管道和管周覆土組成，巖土層均選取三維實(shí)體單元，采用莫爾-庫(kù)侖準(zhǔn)則定義土壤材料，管道選取殼單元模型，土壤參數(shù)如下：

彈性模量 2.1 MPa

密度 1 600 kg/m3

泊松比 0.3

內(nèi)摩擦角 30

黏聚力 35 kPa

利用有限元模擬軟件網(wǎng)格劃分功能，對(duì)圖7所示的管-土結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，完整網(wǎng)格包括340 648個(gè)域單元、15 284個(gè)邊單元、606個(gè)邊界層單元（圖8），同時(shí)將邊界層網(wǎng)格細(xì)化，設(shè)置界面邊界層層數(shù)為2，以提高模擬的計(jì)算精度。結(jié)合管道工況，設(shè)置天然氣的入口流速為30 m/s，溫度為0 ℃，由于管道坡下部分水工保護(hù)墻的存在，在管道出口處采用固定約束。

為較為準(zhǔn)確地模擬管道在流固耦合作用下的形變情況，對(duì)模型做如下假設(shè)：管周覆土為連續(xù)均勻介質(zhì)；管外防腐層不影響管道受力；管道為無(wú)焊縫、無(wú)腐蝕缺陷的均勻彈性體；管內(nèi)流體溫度均勻分布在管壁上且沿管徑向方向上管壁厚度一致；忽略溫度影響。

2.2.2 仿真結(jié)果分析

在管-土結(jié)構(gòu)模型上加載重力載荷，上表面自由約束，土體四周對(duì)稱(chēng)約束，底部為完全固定約束，管道內(nèi)氣體入口流速為30 m/s，操作壓力為1.8 MPa，冬季工作溫度為0 ℃。計(jì)算時(shí)主要考慮計(jì)算時(shí)內(nèi)壓、管道自重、天然氣自重以及橫向和豎向土壓力等載荷的影響，管外壁面與土壤建立接觸面。

在上述載荷條件下，通過(guò)有限元模擬求解得到管道Von Mises應(yīng)力云圖、應(yīng)變?cè)茍D（圖9）。由圖可知，管道入口端應(yīng)力較小，應(yīng)力主要集中在管道斜坡上端彎管處，在彎管內(nèi)弧側(cè)出現(xiàn)最大Von Mises應(yīng)力206 MPa、最大體積應(yīng)變8.84×10-4，與實(shí)際管道爆裂位置一致。最大Von Mises應(yīng)力小于管道許用應(yīng)力，故采用基于應(yīng)變的失效判定準(zhǔn)則。依據(jù)GB/T 50470—2017《油氣輸送管道線路工程抗震技術(shù)規(guī)范》［12］標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，若管道最大應(yīng)變超過(guò)容許應(yīng)變，認(rèn)為管道失效。容許應(yīng)變?nèi)∪菰S壓縮應(yīng)變［εc］v與容許拉伸應(yīng)變［εt］v中的較小值。其中，［εc］v=0.32×δ/D，其中，δ為管道壁厚，D為管道外徑。當(dāng)管道最大應(yīng)變超過(guò)其容許應(yīng)變時(shí)，可判定管道失效。體積應(yīng)變?nèi)鐖D9所示，最大體積應(yīng)變?yōu)?.84×10-4，容許應(yīng)變?yōu)?.56×10-5，管道最大體積應(yīng)變超過(guò)容許應(yīng)變，管道失效。

內(nèi)壓是壓力設(shè)備作用的直接載荷，僅考慮受內(nèi)壓作用時(shí)，管道出口端采用固定約束，入口流速30 m/s，操作壓力為1.8 MPa時(shí)，經(jīng)有限元計(jì)算后，管道的應(yīng)力云圖、應(yīng)變?cè)茍D如圖10所示，由于管道形狀的突變、應(yīng)力轉(zhuǎn)變和出口處的固定約束，使得應(yīng)力在斜管上端彎管處為171 MPa，未超過(guò)管道屈服強(qiáng)度；最大體積應(yīng)變?yōu)?.86×10-4，高于容許應(yīng)變3.56×10-5，管道失效。

結(jié)合有限元模擬結(jié)果，表明管道在內(nèi)壓作用下及管土相互作用下管道彎管處均存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，該載荷來(lái)自內(nèi)部載荷和服役期間外部載荷作用。內(nèi)壓作用下管道最大體積應(yīng)變大于管土相互作用下管道的體積應(yīng)變，管道最大形變量和應(yīng)力集中位置與實(shí)際爆裂失效位置一致。

3 結(jié)論

3.1 理化檢驗(yàn)結(jié)果表明，管材本身具有一定的缺陷，在晶界處存在多種明顯缺陷，如孔洞、微裂紋及元素偏析，在材料某些區(qū)域含有C、Mn、Si等元素偏析降低了管道韌性，增加了材料的脆性性能。由于管道長(zhǎng)時(shí)間服役產(chǎn)生了時(shí)效老化，導(dǎo)致管材劣化，材料性能降低。結(jié)合宏微觀斷口形貌特征，判斷該管道斷裂類(lèi)型為脆性斷裂。

3.2 有限元模擬結(jié)果顯示，管道應(yīng)力集中和形變最大位置與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況相吻合，斷裂首先在應(yīng)力集中的地方產(chǎn)生，以自身缺陷作為裂紋源，隨后擴(kuò)展形成斷裂。

3.3 由分析結(jié)果可知，天然氣輸送管道的失效行為由材料缺陷引起，雜質(zhì)、裂紋及元素偏析等缺陷導(dǎo)致材料韌性變差，脆性增加；管道坡下部分由于水工保護(hù)墻產(chǎn)生的固定約束和管道內(nèi)的高壓造成管道彎管焊接附近直管段底部區(qū)域產(chǎn)生較大的應(yīng)力，從而引起管道的變形。經(jīng)長(zhǎng)時(shí)間使用，管道變形越來(lái)越大，在內(nèi)壓的作用下，最終導(dǎo)致管道發(fā)生爆裂較高的應(yīng)力加劇了管道的爆裂進(jìn)程。

參 考 文 獻(xiàn)

［1］ 南廣利，鄭端陽(yáng).高溫螺栓斷裂的失效分析及處理［J］.化工機(jī)械，2023，50（3）：413-417；426.

［2］ 梁斌，崔強(qiáng)，芮樂(lè)順.加氫反應(yīng)器用35CrMoA螺母開(kāi)裂原因分析［J］.煉油技術(shù)與工程，2019，49（1）：49-53.

［3］ 陳志靜.煙氣輪機(jī)動(dòng)葉片斷裂失效分析［J］.化工機(jī)械，2013，40（2）：250-252.

［4］ 岑康，魏源，黎登輝，等.基于數(shù)理統(tǒng)計(jì)和文本挖掘的埋地鋼制燃?xì)夤艿朗Х治觯跩］.安全與環(huán)境學(xué)報(bào)，2024，24（4）：1266-1274.

［5］ 黃龍，盛煜，吳吉春，等.凍脹過(guò)程管土相互作用規(guī)律及受力特征［J］.中南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2020，51（4）：1022-1036.

［6］ 鐘紫藍(lán)，韓春堂，李錦強(qiáng)，等.淺埋管道水平橫向作用下砂土極限承載力研究［J］.巖土力學(xué)，2022，43（S2）：95-103.

［7］ 王同濤，閆相禎，楊秀娟.基于彈塑性地基模型的濕陷性黃土地段懸空管道受力分析［J］.中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2010，34（4）：113-118.

［8］ 劉金梅，祝迪，周?chē)?guó)強(qiáng).基于Drucker?Prager準(zhǔn)則的埋地管道局部懸跨沉降變形分析［J］.中國(guó)工程機(jī)械學(xué)報(bào)，2018，16（6）：471-474.

［9］ SARVANIS G C，KARAMANOS S A.Analytical Model for the Strain Analysis of Continuous Buried Pipelines in Geohazard Areas［J］.Engineering Structures，2017，152：57-69.

［10］ YAN X Z，WANG T T，YANG X J，et al.Study on Stresses and Deformations of Suspended Pipeline in Collapsible Loess Areas Based on Elastic?Plastic Foundation Model［M］//CPTT 2009：Advances and Experiences with Pipelines and Trenchless Technology for Water，Sewer，Gas，and Oil Applications.2009：1970-1979.

［11］ 全國(guó)鋼標(biāo)準(zhǔn)化技術(shù)委員會(huì).碳素結(jié)構(gòu)鋼：GB/T 700—2006［S］.北京：中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2006.

［12］ 中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.油氣輸送管道線路工程抗震技術(shù)規(guī)范：GB/T 50470—2017［S］.北京：中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2017.

（收稿日期：2023-11-10，修回日期：2024-09-13）