Φ219 mm×6.3 mm L245N输气管线失效分析

2021-09-26王志勇周昌辉詹先波

焊管 2021年9期

王志勇，周昌辉，詹先波，陈刚，冯娟

（1.山西国化能源有限责任公司，太原 030000；2.中石油煤层气有限责任公司，北京 100028；3.延长油田股份有限公司子长采油厂，陕西延安 717300）

1概述

L245N钢是屈服强度≥245 MPa的PSL2等级管线钢管的使用材料，其性能和20钢相似。L245N钢作为工程上常用的输气管线管用材，通常只适用于气体条件不苛刻的场合，发生泄露的概率较低。2020年7月，某煤层气工程站场规格为Φ219 mm×6.3 mm的L245N无缝钢管发生泄露失效，钢管按GB/T 9711—2011标准中的PSL2等级进行生产。该管线于2017年12月1日投产运行，服役时间约2.5年，管道运行压力为4.96～5.96 MPa，运行温度为8～25℃，管道内部输送介质除了煤层气之外，还含一定量的煤粉等固体物质。经现场勘查得知，失效钢管处于管线爬坡段的起始点位置，钢管在此处由平坦的河谷路段开始向山上敷设。失效钢管爆裂后，喷溅出大量黑色煤粉状物质。本研究通过对失效钢管进行断口和理化性能分析，查找输气管线泄露原因，并提出了相应建议。

2 管体性能检测与分析

2.1 断口分析

失效管线钢管表面覆盖黑色防腐层，为了便于后续的尺寸测量，将防腐层剥去。观察发现失效管线管的断口边缘减薄非常明显，边缘处的管壁厚度不足2 mm，具有典型的气体爆破断口特征，如图1所示。观察破裂处管体内壁发现断口两侧附近管体减薄明显，并且观察到大量弥散分布的腐蚀坑，腐蚀坑主要集中在图2中白线与断口之间的区域，两条白线之间的区域没有观察到明显的局部腐蚀形貌，在局部腐蚀集中的区域观察到有较深的点蚀坑。在距断口边缘约15 mm处，每间隔约40 mm测量一个点，沿钢管周向测量一周，沿断口轮廓测量管体壁厚，结果显示，距断口轮廓边缘约15 mm处的管体壁厚最薄处仅为1.95 mm，该处管体周长约为705 mm，经计算管体外径约为224 mm（原始外径219 mm），表明钢管失效前已经发生明显的塑性变形。

图1 失效钢管断口边缘宏观形貌

图2 失效钢管管体内腐蚀形貌

对远离断口边缘的区域进行壁厚检测，如图3所示，图3中网格线的交点位置即为壁厚测量点，最薄点的壁厚仅为3.45 mm，远小于钢管的设计壁厚6.3 mm。由检测结果可知，虽然破裂管体两条白线之间的区域没有观察到明显的局部腐蚀坑，但也存在壁厚减薄的现象。在未破裂的管段上等距离选取12个截面，在每个截面上等距离选择8个点进行壁厚与外径测量，结果显示未破裂的管段也存在壁厚减薄现象，但管体外径没有发生明显的变化。

图3 远离断口区域钢管壁厚测量点

2.2 化学成分分析

在失效管体上取样，依据GB/T 4336—2016，采用ARL 4460直读光谱仪对试样进行化学成分分析，结果见表1。通过表1可以看出，失效管体的化学成分满足标准对L245N钢管的要求。

表1 失效管体化学成分分析结果

2.3 力学性能分析

在失效管体的未破裂管段上，选取壁厚减薄相对均匀的位置取样，依据ASTM A370—19ε1进行纵向拉伸和冲击试验。失效管体的拉伸性能试验结果见表2，夏比V形缺口冲击试验结果见表3。需要指出的是，GB/T 9711—2011要求在0℃下的10 mm×10 mm×55 mm全尺寸试样的冲击吸收能最低为27 J，而由于管体壁厚减薄严重，本试验夏比V形缺口冲击试验仅能取出3.3 mm厚的纵向冲击试样，所取的1/3壁厚试样冲击吸收能的最低值为33 J。由表2和表3的试验结果可知，失效管体的拉伸与冲击试验结果均符合标准要求。

表2 失效管体纵向拉伸试验结果

表3 0℃时失效管体夏比V形缺口冲击试验结果

2.4 金相分析

沿管体的纵向切取2个金相试样。试样1取自图2破裂管体两条白线之间的无蚀坑区域，试样2取自断口旁边蚀坑（沿纵向中线剖开），金相试验按照GB/T 13298—2015、GB/T 10561—2005、GB/T 6394—2017进行，试验结果见表4，金相组织形貌如图6所示。

表4 失效管体试样金相检测结果

图4 失效管体金相组织形貌

3 失效原因分析

对失效的Φ219 mm×6.3 mm L245N管线管进行化学成分分析和力学性能检测，检测结果均符合GB/T 9711—2011的要求。通过壁厚检测发现失效钢管的壁厚严重减薄，并且在断口附近存在明显的内壁局部腐蚀。根据管线资料可知，该条管线依据GB 50251—2015《输气管道工程设计规范》设计，标准从管道强度设计的角度对管道直管壁厚提出了以下设计公式，即

式中：δ——钢管计算壁厚，mm；

P——设计压力，MPa；

D——钢管外径，mm；

δS——标准规定的钢管最小屈服强度，MPa；

φ——焊缝系数；

F——强度设计系数；

t——温度折减系数，当温度＜120℃时，t=1.0。

将设计压力6.3 MPa、钢管外径219 mm、标准规定钢管最小屈服强度245 MPa代入公式（1）计算钢管壁厚。其中，温度折减系数取1.0，焊缝系数取1.0（实际上焊缝系数最大值仅能取到0.9），强度设计系数取1.0（实际上根据标准要求强度设计系数的取值范围为0.4～0.8），这样即使在无任何安全裕量的情况下，计算得出钢管的设计壁厚应为3.52 mm。考虑到管线实际的运行压力小于管线的设计压力，同时失效钢管的屈服强度为281 MPa，大于标准规定的最低屈服强度245 MPa，因此将实际值带入上述计算公式计算，即设计压力取5.96 MPa，钢管标准规定的最小屈服强度取281 MPa，其他参数不变，这样在无任何安全裕量的情况下，计算得出钢管设计壁厚为2.32 mm，大于在失效管线管断口边缘附近测得的最小壁厚（1.95 mm）。因此，断口附近的剩余壁厚不足以承载管线运行压力，最终导致钢管发生爆破失效。

通过现场调研可知，该条管线的输送介质中含有一定量的固体煤粉，同时管线失效位置处于整个管线爬坡段的最低点，介质输送到此处易形成湍流，高压气体携带着固体颗粒在此处对管壁进行冲刷，管体内壁金属在固体颗粒的冲蚀作用下不断损耗，造成管壁不断减薄，随着管壁的减薄，管线的承载能力不断下降，当管体某处的壁厚低于临界值时，将发生爆破失效。

综上所述，依据失效管线管的断口分析、化学成分分析、力学性能检测以及强度校核结果可知，管线钢管的失效模式为塑性爆破失效，失效的直接原因是由于输送介质冲蚀作用导致钢管壁厚严重减薄，从而使管材承压能力下降，最终钢管在内压的作用下发生塑性爆破失效。