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為C、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)力集中促進了裂紋擴展進而導(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

中圖分類號 TQ055.8+1" "文獻標(biāo)志碼 B" "文章編號 0254?6094（2024）05?0794?07

基金項目：國家自然科學(xué)基金（批準(zhǔn)號：52204074）資助的課題；甘肅省重點研發(fā)計劃項目——工業(yè)類（批準(zhǔn)號：22YF11GA316）資助的課題；甘肅省重點研發(fā)計劃（批準(zhǔn)號：23YFGA0059）資助的課題；甘肅省自然科學(xué)基金（批準(zhǔn)號：23JRRA1269）資助的課題。

作者簡介：凌曉（1982-），副教授，從事油氣儲運設(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］.化工機械，2024，51（5）：794-800.

斷裂是螺栓［1］、反應(yīng)器［2］、煙氣輪機［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地因素具有不容忽視的作用。目前，針對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程中管-土之間的相互作用規(guī)律和受力特征，說明在較大的凍脹力或外荷載作用在管道上時，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，研究了深徑比對砂土極限承載力的影響，推導(dǎo)了管道水平橫向運動時砂土極限承載力計算公式［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)害主要通過土體活動對管道變形產(chǎn)生影響，提出了可用于斷層和其他各類地址災(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，建立了比Winkler模型計算管道應(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（簡稱天然氣管），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Q235?BF的埋地天然氣管在輸氣作業(yè)時，發(fā)生了爆裂失效現(xiàn)象，爆裂點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墻。該管道于1990年施工完成，2020年爆裂失效。設(shè)計壓力2.5 MPa，實際運行壓力常年約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)場開挖宏觀檢查發(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裂紋截止于管道焊縫處。

1.2 實驗方法

對爆裂管段開展材質(zhì)檢驗和性能分析，同時考慮工況（內(nèi)外載荷）對管道應(yīng)力的影響，進一步展開應(yīng)力場和應(yīng)變場的分析。

1.2.1 理化檢驗

剝離防腐層后，現(xiàn)場對失效管取樣，為更好地檢測失效管的金相組織、微觀形貌、化學(xué)成分和力學(xué)性能，利用Quanta FEG?450熱場發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察宏觀斷口擴展區(qū)、宏觀斷口位置對面的完好區(qū)及縱向裂紋擴展終端區(qū)域金相組織、斷口形貌，分析采用WDW?100E型微機控制電子萬能試驗機確定縱向裂紋擴展終端區(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際運行工況，對管道及管土結(jié)構(gòu)進行三維幾何建模、劃分網(wǎng)格、設(shè)置材料參數(shù)、加載邊界條件后進行多物理場耦合計算，獲得管道的應(yīng)力場和應(yīng)變場。

2 結(jié)果分析

2.1 理化檢驗結(jié)果

2.1.1 金相組織及其成分分析

采用Quanta FEG?450熱場發(fā)射掃描電子顯微鏡對失效樣進行金相分析，給出了高壓鋼制天然氣管開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，開裂位置裂紋擴展區(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面完好區(qū)域離焊縫最近的熱影響區(qū)晶粒輕微長大，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，管道運行時材料的晶粒內(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。對爆裂裂紋沿管徑擴展終端區(qū)域進行化學(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，失效管道在未保護的情況下存放于室外5個月左右，斷口處氧化嚴(yán)重，清洗后已無法看清細(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)力張開時尖端應(yīng)力極大，從而形成孔洞，裂紋形成后沿內(nèi)壁擴展，外壁難以承受燃?xì)鈮毫Γ纬扇鐖D4a所示的臺階式斷裂，宏觀斷口邊緣無塑性變形，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)，通過點掃描檢測出位置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，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，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，穿過第二相晶粒和晶界擴展，晶粒裂紋穿過晶界擴展到臨近晶粒，沿特定晶體界面上分離，當(dāng)裂紋擴展到一定程度時，形成穿晶斷裂。裂紋、元素偏析等這些缺陷在拉伸試驗中常作為起裂源，顯微裂紋的存在加快了試樣斷裂的速度。

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

對宏觀斷口對面完好區(qū)域取樣進行測試，其化學(xué)成分分析、拉伸試驗結(jié)果列于表2、3，相關(guān)測試結(jié)果不符合GB/T 700—2006《碳素結(jié)構(gòu)鋼》［11］標(biāo)準(zhǔn)要求，管材抗拉強度滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，屈服強度和斷后伸長率降低。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率降低的主要原因。

2.2 有限元計算分析

由以上檢測結(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，包括管道運行壓力、管自重、管上方土體對管道的壓力及管內(nèi)流體流動對管道的作用力等。因此筆者采用有限元計算方法，根據(jù)實際工況，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3 m，斜管長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，土體長度與管長相同，垂直于管軸線方向為橫截面2 m×2 m的土體。

為保證模型計算的準(zhǔn)確性，計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體單元，采用莫爾-庫侖準(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，對圖7所示的管-土結(jié)構(gòu)模型進行網(wǎng)格劃分，完整網(wǎng)格包括340 648個域單元、15 284個邊單元、606個邊界層單元（圖8），同時將邊界層網(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；管道為無焊縫、無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，土體四周對稱約束，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 ℃。計算時主要考慮計算時內(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，通過有限元模擬求解得到管道Von Mises應(yīng)力云圖、應(yīng)變云圖（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)變超過其容許應(yīng)變時，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，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，經(jīng)有限元計算后，管道的應(yīng)力云圖、應(yīng)變云圖如圖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，未超過管道屈服強度；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)力集中位置與實際爆裂失效位置一致。

3 結(jié)論

3.1 理化檢驗結(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。由于管道長時間服役產(chǎn)生了時效老化，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)場實際情況相吻合，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)長時間使用，管道變形越來越大，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程。

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（收稿日期：2023-11-10，修回日期：2024-09-13）