基于BS 7910的管道環焊縫缺陷工程臨界評估研究①

李 安

（國家石油天然氣管網集團有限公司建設項目管理分公司，河北 廊坊 065000）

長輸油氣管道作為經濟、便捷的石油天然氣傳輸方式，以X65、X70和X80為代表的高鋼級油氣管道被廣泛采用［1-3］。鐵精礦漿體管道主要采用X65鋼管管道［4］。由于高鋼級管線鋼焊接性能較低鋼級管線鋼差、服役環境惡劣，實際現場焊接過程中管線鋼焊接接頭中存在大量未熔合或氣孔等缺陷，導致高鋼級管線鋼管運行過程中管道焊縫事故頻發［5-7］。

工程臨界評估（Engineering Critical Assessment，ECA）是以斷裂力學、材料力學、彈塑性力學及可靠性系統工程為基礎，以“合于使用為原則”進行的評估［8］。ECA評估承認結構存在構件形狀、材料性能偏差和缺陷的可能性，通過應力分析、斷裂力學分析、材料力學性能分析、無損檢測等，在考慮經濟性的基礎上，科學分析已存在缺陷對結構完整性的影響，保證結構不發生脆性斷裂、塑性垮塌、疲勞斷裂等失效。海底管道采用ECA評估技術較多，主要基于環焊縫性能給出缺陷的極限尺寸，為工程提供參考［9-12］。BS 7910［13］作為一種基于雙判據的典型缺陷評定方法，適用于高鋼級油氣管道環焊縫的缺陷評估（主要采用評估失效圖（FAD）進行評估）［14］。FAD圖的橫坐標（塑性失效比率Lr）從力學性能的角度來進行度量，表征結構趨向于塑性失效破壞的程度；FAD圖的縱坐標（斷裂比率Kr）則從斷裂韌性的角度來進行度量，表征裂紋在實際負載作用趨向于斷裂失效破壞的程度。

本文針對含缺陷的環焊縫進行工程臨界評估（ECA），并采用寬板拉伸試驗驗證基于規范的ECA結果的可靠性。

1 評估參量

1.1 基本參量

研究所用管道鋼級為X70，外徑為1 016.0 mm。2種管道的壁厚分別為17.5 mm和21.0 mm，管道運行內壓9.5 MPa。管道環焊縫所用焊接工藝為纖維素焊條（AWS A5.1 E6010）根焊，自保護藥芯焊絲（AWS A5.29 E81T8-Ni2J H8）填充蓋面焊接。

1.2 環焊縫缺陷尺寸與類型

根據無損檢測信息確定本評估對象均為含埋藏裂紋管道。使用缺陷容積矩形的高度和長度定義埋藏缺陷，如圖1所示，其中2a表示高度，2c表示長度，p表示韌帶長度，單位均為mm。錯邊尺寸選取實際測量值中的最大值，B為管道壁厚，單位為mm，具體尺寸如表1所示。

圖1 埋藏缺陷位置和尺寸定義

表1 環焊縫缺陷尺寸

1.3 斷裂韌性

評估所需斷裂韌性通過夏比沖擊吸收功（CV）轉化而來，同時參考設計驗收標準，保守起見，在評估過程中取CV＝60 J；采用V形缺口沖擊試樣，試樣尺寸為55 mm×10 mm×10 mm。

根據此次評估環焊縫接頭脆性斷裂形式，采用在韌-脆轉變溫度的下平臺區，選取韌脆轉變曲線的下包絡線。對于在下平臺脆性區間工作的材料，根據標準BS 7910遵循主曲線方法建立轉換關系：

式中Kmat為斷裂韌性，N／mm1.5；CV為夏比缺口沖擊吸收功，J；B為試樣厚度，mm。

評估過程中采用CV＝60 J作為初始條件，由式（1）求得Kmat＝3 533.27 N／mm1.5。

1.4 材料力學性能

材料屈服強度和抗拉強度取API X70管線鋼下限要求：屈服強度σs＝485 MPa；抗拉強度σb＝570 MPa，彈性模量E＝207 GPa；泊松比v＝0.3。

1.5 載 荷

本次評估中將對焊縫缺陷進行2種工況條件下的服役安全性評估。

1）服役載荷條件：軸向應力內壓引起的軸向應力＋溫差應力（－25℃）＋殘余應力（0.4SMYS）＋彎曲應力＋錯邊引起的附加應力。

2）極限設計載荷條件：軸向應力（設計極限載荷（0.9SMYS））＋殘余應力（0.4SMYS）＋錯邊引起的附加應力。

管道服役軸向應力：按照《輸氣管道工程設計規范》GB 50251—2015附錄B，由內壓和溫度引起的軸向應力按下式計算：

式中σL為管道軸向應力，MPa，拉應力取正，壓應力取負；μ為泊松比，取0.3；σh為由內壓產生的環向應力，MPa；P為管道設計內壓力，MPa；d為管道內徑，mm；δn為管道公稱壁厚，mm；E為彈性模量，207 GPa；α為鋼材線膨脹系數，取1.2×10－5m／（m·℃）；t1為管道安裝溫度，為10℃；t2為管道運行溫度，分別為－15℃和

40℃。

管道極限設計載荷：0.9σs＝436.5 MPa（API X70，σs＝485 MPa）。不同規格的管道服役條件下的軸向應力見表2。保守起見，服役條件下的軸向應力取值見表3。

表2 管道服役條件下的軸向應力

表3 管道服役條件下的軸向應力取值

1.6 殘余應力

焊接殘余應力會在焊縫位置引起應力集中［15］。根據環焊縫結構形式和裂紋擴展取向，這里只考慮橫向殘余應力的作用（即平行于裂紋擴展面法線方向、垂直于焊接方向的殘余應力的作用）。保守性假設殘余應力在管道壁厚方向上的分布是均勻的，并且在結構變形過程中不會發生重分布和釋放，根據以往對相應結構的實際測量結果，此處殘余應力取0.4σs＝194 MPa。

1.7 錯邊引起的應力集中

根據實測結果和現場施工控制要求，這里錯邊尺寸選取實際測量值中的最大值。錯邊的存在會使焊接接頭在承受彎曲應力時發生應力變化，結果直接影響到應力強度因子和參考應力。BS 7910以膜應力函數的形式給出了計算彎曲應力的公式。對于同時承受膜應力和彎曲應力的焊接接頭，公式只應用于膜應力作用部分。以放大因子km來表示錯邊的影響，其定義為：

式中e為錯邊量，mm；B為管道壁厚，mm；σsc為因錯邊引起的彎曲應力最大值；Pm為一次膜應力；km為放大因子。錯邊引起的應力集中系數計算如圖2所示。

圖2 管道環焊縫接頭錯邊應力集中系數計算

2 評估結果分析

依據標準BS 7910，在管道設計服役載荷條件和極限設計載荷條件下對6道含缺陷環焊縫進行了斷裂評估。選用Option 2方法進行評估，通過計算斷裂比率Kr和塑性失效比率Lr確定評估點位置，如果被評定點落入坐標軸線的評定曲線（包括面積）之內，則該缺陷可以驗收；如果被評定點落入評定曲線上或評定曲線之外，則缺陷被判拒收。這個方法適用于各種類型的母材和焊縫，所需要的應力-應變曲線應在對應的服役溫度下測試。

表4列出了不同載荷條件下各缺陷的Lr和Kr值，評價結果均為可接受。

表4 管道設計服役載荷和極限載荷條件下環焊縫缺陷的斷裂評估結果

3 寬板拉伸試驗驗證

3.1 鋼管環焊試驗

寬板拉伸試驗允許的測試材料尺寸更大，能夠在更加接近實際工況的情況下反應環焊縫的缺陷容限。

采用直徑1 016 mm的X70鋼管開展了寬板拉伸試驗，環焊縫工藝與評估的含缺陷環焊縫一致。寬板拉伸試樣尺寸如圖3所示，平行段外弧寬度為620 mm，試樣總長4 000 mm，夾頭外弧寬度780 mm。

圖3 寬板拉伸試樣的尺寸

3.2 缺陷制備

焊縫缺陷加工在根焊縫的焊縫中心，缺口加工前采用冷加工的方式去除缺口處焊縫余高，然后對缺陷加工位置處的根焊縫進行拋光和浸蝕，定位缺口位置。采用電火花加工方式，在管材內側焊縫根焊處制備缺陷。采用電火花加工雙臺階缺口時，起始缺口寬度不大于0.6 mm，最終缺口尖端寬度不大于0.3 mm，缺陷長度為焊縫中心處50 mm，深度2 mm，制備的缺陷如圖4所示。

圖4 寬板拉伸試樣缺陷示意圖

3.3 試驗過程

試驗在2 000 t寬板拉伸試驗機上進行，寬板拉伸試樣通過焊接方式連接到兩個可以重復使用的夾頭上，拉伸速率1.66 mm／min。依據最低設計溫度－19℃，確定本次試驗溫度為－20℃，試樣放在環境箱中，采用液氮制冷。

3.4 試驗結果

圖5為寬板拉伸試驗的應力-位移曲線。拉伸過程中最大力為7 096.9 kN，最大位移量為113.3 mm，拉伸強度664.8 MPa時試件發生斷裂，該強度超過了X70鋼名義抗拉強度（570 MPa）。

圖5 寬板試驗拉伸性能曲線

寬板拉伸試驗完成后，拆掉環境箱后觀察試樣斷裂位置，發現試樣斷裂在焊縫處。從焊縫斷口可以看出（見圖6），斷裂過程為：自機加工的缺陷處起裂，向缺陷兩邊焊縫擴展至斷裂。通過寬板拉伸試驗發現，在含a＝2 mm、2c＝50 mm的根焊縫表面機加工缺陷的情況下，焊縫能夠承受的極限軸向應力為664.8 MPa，高于基于規范的ECA評估結果，驗證了評估結果的可靠性。

圖6 寬板拉伸試樣斷口形貌

4 結 論

1）針對含缺陷的環焊縫進行工程臨界評估，在管道工作載荷條件和管道設計極限載荷條件下，當夏比沖擊吸收功CV＞60 J時，環焊縫中的缺陷尺寸均在可接受范圍內。

2）寬板拉伸試驗結果進一步驗證了環焊縫中各缺陷在評價輸入參數條件下是可接受的，表明含缺陷焊接接頭的安全裕度較高。

3）基于BS 7910的工程臨界評估方法，對管道環焊縫缺陷能作出有效合理的評估，在保證接頭力學性能的同時能夠避免對缺陷的過度返修，具有較高的經濟性。