Φ219 mm×6.3 mm L245N輸氣管線失效分析

王志勇，周昌輝，詹先波，陳 剛，馮 娟

（1.山西國化能源有限責任公司，太原 030000；2.中石油煤層氣有限責任公司，北京 100028；3.延長油田股份有限公司子長采油廠，陜西 延安 717300）

1概述

L245N鋼是屈服強度≥245 MPa的PSL2等級管線鋼管的使用材料，其性能和20鋼相似。L245N鋼作為工程上常用的輸氣管線管用材，通常只適用于氣體條件不苛刻的場合，發生泄露的概率較低。2020年7月，某煤層氣工程站場規格為Φ219 mm×6.3 mm的L245N無縫鋼管發生泄露失效，鋼管按GB/T 9711—2011標準中的PSL2等級進行生產。該管線于2017年12月1日投產運行，服役時間約2.5年，管道運行壓力為4.96～5.96 MPa，運行溫度為8～25℃，管道內部輸送介質除了煤層氣之外，還含一定量的煤粉等固體物質。經現場勘查得知，失效鋼管處于管線爬坡段的起始點位置，鋼管在此處由平坦的河谷路段開始向山上敷設。失效鋼管爆裂后，噴濺出大量黑色煤粉狀物質。本研究通過對失效鋼管進行斷口和理化性能分析，查找輸氣管線泄露原因，并提出了相應建議。

2 管體性能檢測與分析

2.1 斷口分析

失效管線鋼管表面覆蓋黑色防腐層，為了便于后續的尺寸測量，將防腐層剝去。觀察發現失效管線管的斷口邊緣減薄非常明顯，邊緣處的管壁厚度不足2 mm，具有典型的氣體爆破斷口特征，如圖1所示。觀察破裂處管體內壁發現斷口兩側附近管體減薄明顯，并且觀察到大量彌散分布的腐蝕坑，腐蝕坑主要集中在圖2中白線與斷口之間的區域，兩條白線之間的區域沒有觀察到明顯的局部腐蝕形貌，在局部腐蝕集中的區域觀察到有較深的點蝕坑。在距斷口邊緣約15 mm處，每間隔約40 mm測量一個點，沿鋼管周向測量一周，沿斷口輪廓測量管體壁厚，結果顯示，距斷口輪廓邊緣約15 mm處的管體壁厚最薄處僅為1.95 mm，該處管體周長約為705 mm，經計算管體外徑約為224 mm（原始外徑219 mm），表明鋼管失效前已經發生明顯的塑性變形。

圖1 失效鋼管斷口邊緣宏觀形貌

圖2 失效鋼管管體內腐蝕形貌

對遠離斷口邊緣的區域進行壁厚檢測，如圖3所示，圖3中網格線的交點位置即為壁厚測量點，最薄點的壁厚僅為3.45 mm，遠小于鋼管的設計壁厚6.3 mm。由檢測結果可知，雖然破裂管體兩條白線之間的區域沒有觀察到明顯的局部腐蝕坑，但也存在壁厚減薄的現象。在未破裂的管段上等距離選取12個截面，在每個截面上等距離選擇8個點進行壁厚與外徑測量，結果顯示未破裂的管段也存在壁厚減薄現象，但管體外徑沒有發生明顯的變化。

圖3 遠離斷口區域鋼管壁厚測量點

2.2 化學成分分析

在失效管體上取樣，依據GB/T 4336—2016，采用ARL 4460直讀光譜儀對試樣進行化學成分分析，結果見表1。通過表1可以看出，失效管體的化學成分滿足標準對L245N鋼管的要求。

表1 失效管體化學成分分析結果

2.3 力學性能分析

在失效管體的未破裂管段上，選取壁厚減薄相對均勻的位置取樣，依據ASTM A370—19ε1進行縱向拉伸和沖擊試驗。失效管體的拉伸性能試驗結果見表2，夏比V形缺口沖擊試驗結果見表3。需要指出的是，GB/T 9711—2011要求在0℃下的10 mm×10 mm×55 mm全尺寸試樣的沖擊吸收能最低為27 J，而由于管體壁厚減薄嚴重，本試驗夏比V形缺口沖擊試驗僅能取出3.3 mm厚的縱向沖擊試樣，所取的1/3壁厚試樣沖擊吸收能的最低值為33 J。由表2和表3的試驗結果可知，失效管體的拉伸與沖擊試驗結果均符合標準要求。

表2 失效管體縱向拉伸試驗結果

表3 0℃時失效管體夏比V形缺口沖擊試驗結果

2.4 金相分析

沿管體的縱向切取2個金相試樣。試樣1取自圖2破裂管體兩條白線之間的無蝕坑區域，試樣2取自斷口旁邊蝕坑（沿縱向中線剖開），金相試驗按照GB/T 13298—2015、GB/T 10561—2005、GB/T 6394—2017進行，試驗結果見表4，金相組織形貌如圖6所示。

表4 失效管體試樣金相檢測結果

圖4 失效管體金相組織形貌

3 失效原因分析

對失效的Φ219 mm×6.3 mm L245N管線管進行化學成分分析和力學性能檢測，檢測結果均符合GB/T 9711—2011的要求。通過壁厚檢測發現失效鋼管的壁厚嚴重減薄，并且在斷口附近存在明顯的內壁局部腐蝕。根據管線資料可知，該條管線依據GB 50251—2015《輸氣管道工程設計規范》設計，標準從管道強度設計的角度對管道直管壁厚提出了以下設計公式，即

式中：δ——鋼管計算壁厚，mm；

P——設計壓力，MPa；

D——鋼管外徑，mm；

δS——標準規定的鋼管最小屈服強度，MPa；

φ——焊縫系數；

F——強度設計系數；

t——溫度折減系數，當溫度＜120℃時，t=1.0。

將設計壓力6.3 MPa、鋼管外徑219 mm、標準規定鋼管最小屈服強度245 MPa代入公式（1）計算鋼管壁厚。其中，溫度折減系數取1.0，焊縫系數取1.0（實際上焊縫系數最大值僅能取到0.9），強度設計系數取1.0（實際上根據標準要求強度設計系數的取值范圍為0.4～0.8），這樣即使在無任何安全裕量的情況下，計算得出鋼管的設計壁厚應為3.52 mm?？紤]到管線實際的運行壓力小于管線的設計壓力，同時失效鋼管的屈服強度為281 MPa，大于標準規定的最低屈服強度245 MPa，因此將實際值帶入上述計算公式計算，即設計壓力取5.96 MPa，鋼管標準規定的最小屈服強度取281 MPa，其他參數不變，這樣在無任何安全裕量的情況下，計算得出鋼管設計壁厚為2.32 mm，大于在失效管線管斷口邊緣附近測得的最小壁厚（1.95 mm）。因此，斷口附近的剩余壁厚不足以承載管線運行壓力，最終導致鋼管發生爆破失效。

通過現場調研可知，該條管線的輸送介質中含有一定量的固體煤粉，同時管線失效位置處于整個管線爬坡段的最低點，介質輸送到此處易形成湍流，高壓氣體攜帶著固體顆粒在此處對管壁進行沖刷，管體內壁金屬在固體顆粒的沖蝕作用下不斷損耗，造成管壁不斷減薄，隨著管壁的減薄，管線的承載能力不斷下降，當管體某處的壁厚低于臨界值時，將發生爆破失效。

綜上所述，依據失效管線管的斷口分析、化學成分分析、力學性能檢測以及強度校核結果可知，管線鋼管的失效模式為塑性爆破失效，失效的直接原因是由于輸送介質沖蝕作用導致鋼管壁厚嚴重減薄，從而使管材承壓能力下降，最終鋼管在內壓的作用下發生塑性爆破失效。

4 結論和建議

（1）失效鋼管的化學成分與力學性能符合GB/T 9711—2011標準對L245N鋼管的要求。

（2）輸送介質中的固體煤粉對管線沖蝕作用是導致管壁顯著減薄的主要原因，管壁減薄使鋼管承壓能力不足是導致鋼管爆破失效的直接原因。

（3）盡可能降低鋼管輸送介質中的固體含量，延長鋼管的使用壽命。

（4）未對鋼管進行全面排查與檢修前，建議管線停輸，防止鋼管失效造成人員傷亡與財產損失。對管線加強日常運行維護，進行內、外檢測與安全評價，根據評價結果做出相應的處置措施。