彎頭爆裂原因分析

張 良，王源宏，楊鋒平，羅金恒，任國琪，張 皓

(1.中國石油集團石油管工程技術研究院 陜西 西安 710077；2.新疆油田公司采油一廠 新疆 克拉瑪依 834000)

0 引 言

失效分析是指在油氣管道失效事故發(fā)生后，及時對失效模式、機理、原因進行分析和診斷的一種措施，是從失敗入手著眼于成功和發(fā)展的科學，對減少管道失效事故、防止類似事故重演具有重大的經濟意義和社會效益[1]。隨著我國管道工程的不斷建設和發(fā)展，油氣管道失效的種類和原因也不斷增多。水壓試驗作為新建管道投產前的驗收標準之一，不僅可以驗證管道的整體強度和完整性，也是判斷管道接口強度及密封程度是否達到要求的最直接依據(jù)。然而，在管道試壓過程中發(fā)生的管道泄漏及破壞的事故經常發(fā)生，其主要原因是由于管道質量問題或者試壓操作不當引起，而在試壓時由于彌合水擊作用導致管道破壞失效的案例并不多見。2011年，中國石油集團石油管工程技術研究院分析了某新建管道在試壓過程中由于彌合水擊而發(fā)生管道爆裂的現(xiàn)象[2]，分析結果指出，彌合水擊產生的瞬時高壓可達41.6 MPa，大大超過該管道的承載極限。因此，分析彌合水擊作用導致管道失效的案例，對指導管道試壓、確保管道的安全運營有重要意義。

通過宏觀觀察、無損檢測、性能測試、微觀分析、有限元載荷估算及水擊壓力計算等方法對某輸氣管道工程一埋地彎頭在管線試壓過程中發(fā)生爆裂的原因進行了分析及驗證，并提出了預防該類彎頭爆裂失效事故的建議。

1 爆裂失效事故概況

某輸氣管道工程閥室埋地彎頭在水壓試壓時發(fā)生爆裂，爆裂時試壓壓力為4.57 MPa，彎頭是規(guī)格為Φ711 mm×28 mm、鋼級為WFHY485的90°彎頭。彎頭上下端連接的鋼管鋼級為X70，規(guī)格為Φ711 mm×22.2 mm?，F(xiàn)場爆裂后的彎頭形貌如圖1所示。

圖1 現(xiàn)場爆裂彎頭形貌

2 宏觀分析

失效樣品宏觀形貌如圖2所示，爆口張開量較大，彎頭整體塑性變形較大，爆口最大寬度為540 mm，最大長度為1 400 mm；爆裂位置位于彎頭內側母材上，沿焊縫邊緣縱向撕裂，延伸至彎頭兩端后穿過環(huán)焊縫在鋼管母材上橫向止裂。

圖2 失效彎頭宏觀形貌

圖3為斷口宏觀形貌，斷口兩端“人字紋”明顯，是典型的裂紋快速擴展區(qū)(失穩(wěn)擴展區(qū))，兩端“人字紋”均指向最大爆口處，此處斷口表面塑形變形明顯，為彎頭爆裂失效的裂紋源區(qū)。

經測量，彎頭壁厚在20.53～27.46 mm之間，最小值位于最大爆口處，壁厚減薄量為原壁厚的26.68%；彎頭兩側直管壁厚在21.50～22.11 mm之間。說明距離斷口越近，塑形變形越明顯，兩端直管并未發(fā)生明顯變形。

圖3 斷口宏觀形貌

3 無損檢測

磁粉檢測主要針對表面缺陷進行判定，超聲波檢測對裂紋型缺陷和截面突變的缺陷較為敏感，也可以對體積型缺陷準確定位。采用CJZ-212E型磁粉檢測儀和MS380型超聲波檢測儀依據(jù)標準JB/T 4730-2005《承壓設備無損檢測》對彎頭與相鄰鋼管的母材、焊縫(包含環(huán)焊縫)分別進行100%磁粉和超聲波檢測，均未發(fā)現(xiàn)缺陷。

4 性能測試

4.1 化學成分分析

采用ARL 4460直讀光譜儀，依據(jù)標準GB/T 223-2000《鋼鐵及合金化學分析方法》對彎頭母材進行化學成分分析，結果見表1，彎頭母材化學成分均滿足標準要求。

表1 彎頭的化學成分(質量分數(shù)) %

4.2 力學性能測試

在彎頭上取樣進行力學性能測試，采用SHT 4106型拉伸試驗機、JBN-500型沖擊試驗機和KB 30BVZ-FA型硬度測試儀，依據(jù)標準GB/T 228.1-2010《金屬拉伸試驗方法》、GB/T 229-2007《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗方法》和GB/T 4340.1《金屬材料維氏硬度試驗第一部分試驗方法》，分別對彎頭進行拉伸性能、夏比沖擊功及硬度測試，結果見表2。

表2 力學性能測試結果

拉伸性能和夏比沖擊功均有不滿足標準要求的情況，但受塑形變形影響，測試結果不能反映失效前材料真實情況，故該性能測試結果僅供參考。

5 微觀分析

5.1 金相分析

采用MeF3A金相顯微鏡和MeF4M金相顯微鏡及圖像分析系統(tǒng)，對彎頭母材及焊縫進行了金相分析，彎頭母材和焊縫金相組織均符合要求。

5.2 電鏡分析

在失效樣品的斷口源區(qū)取掃描電鏡試樣，對試樣表面清洗處理后，采用TESCAN-VEGAⅡ型掃描電子顯微鏡對其進行微觀形貌觀察。觀察分析結果顯示，斷口表面呈現(xiàn)塑性斷口特征，源區(qū)位于壁厚中心，最小壁厚達到14.16 mm(減薄率49.43%)，內外表面均為剪切斷口，如圖4所示。源區(qū)部位放大及高倍觀察結果表明，源區(qū)位置為典型的韌窩形貌，未發(fā)現(xiàn)明顯缺陷，如圖5所示，結合上述爆口變形量大、壁厚減薄明顯等特征，可以判斷該斷口為典型的過載斷裂斷口。

圖4 源區(qū)斷口表面形貌(低倍)

圖5 源區(qū)斷口表面形貌(高倍)

6 有限元載荷估算

根據(jù)現(xiàn)場彎頭結構、幾何尺寸和管材力學性能，計算彎頭出現(xiàn)屈服時的內壓。建立如圖6所示幾何模型圖，彎頭1為失效彎頭，采用殼單元進行網格劃分，模型共計單元總數(shù)5 456，材料設置見表3。邊界條件為兩端固定，載荷條件為在管道內部施加內壓載荷。

圖6 幾何模型示意圖

彈性模量/MPa泊松比屈服強度/MPa抗拉強度(名義)/MPa應變(名義)抗拉強度(真實)/MPa應變(真實)彎頭直管210 0000.334335050.567880.4455226360.479340.385

根據(jù)第四強度理論，當內壓為32 MPa時，彎頭1的von Mises等效應力達到彎頭屈服強度，此時等效應力和等效塑性應變分布情況如圖7和圖8所示。所以，當內壓增至32 MPa時，彎頭才開始屈服。

圖7 應力分布圖

圖8 應變分布圖

由圖7和圖8可知，在彎頭內側管段的等效應力和等效塑性應變最大，最容易發(fā)生失效。由于彎頭內側等效應力和等效應變最大，所以彎頭內側首先屈服。進一步計算可知，當壓力達到37.6 MPa時，彎頭爆裂；壓力達到41.5 MPa時，直管段爆裂。

7 水擊分析

根據(jù)上述分析結果，彎頭并無明顯質量問題，由于該管道材料可承受25 MPa的壓力，因此試壓壓力遠遠不足以對管道產生破壞。而有限元載荷估算結果表明，當內壓增至32 MPa時，彎頭才開始屈服，彎頭發(fā)生爆裂則需要內壓達到37.6 MPa。因此，綜合以上情況，考慮彎頭爆裂發(fā)生在試壓過程中，本次事故極有可能是由于水擊現(xiàn)象造成。

所謂水擊現(xiàn)象，是指在壓力管道中因流速劇烈變化引起動量轉換，從而在管路中產生一系列急驟的壓力交替變化的水力撞擊現(xiàn)象[3]。這時，液體(水)顯現(xiàn)出它的慣性和可壓縮性。水錘也稱水擊，或稱流體瞬變過程，它是流體的一種非恒定流動，即液體運動中所有空間點處的一切運動要素(流速、加速度、動水壓強、切應力與密度等)不僅隨空間位置而變，而且隨時間而變。

水擊現(xiàn)象可分為無水柱分離的水擊現(xiàn)象和伴有水柱分離的水擊現(xiàn)象，即彌合水擊。彌合水擊是管道中出現(xiàn)大空腔時的一種特殊的水擊現(xiàn)象，按照含有介質的情況分為蒸汽腔彌合水擊和空氣腔彌合水擊兩類。

當管道內的空氣在充水試壓過程中未能全部排出，就可能在管道拐角部分形成空氣腔，液體可繞過空氣腔流動。當液體壓力上升達到一定值時，由于空氣腔受壓及其不穩(wěn)定性，導致空氣腔破裂，液體產生彌合而導致空氣腔形成彌合水擊。因此，本次事故中極有可能在管道內部存在氣體。

彌合水擊產生的壓力增值ΔH可通過以下公式計算：

(1)

a為水錘波速，為1 100 m/s；g為重力加速度，ΔV為液體流速在水擊前后的變化量，可通過下述伯努利方程表示為：

(2)

ρ為液體密度，Δp為氣泡潰滅時液體和氣泡之間的壓差。根據(jù)試壓升壓數(shù)據(jù)，當液體壓力增加到4.57 MP時，出現(xiàn)爆管現(xiàn)象。該壓力可作為氣泡潰滅時液體和氣泡之間的壓差，在該壓差作用下，液體壓力能按照式(2)轉化為動能，可得ΔV為95.6 m/s。

考慮到實際過程中壓力能轉化為動能之間存在一定的損失，取損失系數(shù)為0.8，可得ΔV為76.5 m/s。將該數(shù)據(jù)代入式(1)可得ΔH為4 293 m，該水頭壓力相當于42 MPa的壓力，因此可對管道產生破壞。在注水過程中，由于未能對空氣進行有效排出，致使在水平管道豎直管的拐彎處產生氣泡。在水壓升壓過程中，當壓力達到一定值使氣泡破裂，產生彌合水擊和瞬間高壓，破壞管道。

8 彎頭爆裂原因綜合分析

結合上述檢測分析結果，彎頭爆裂原因綜合分析如下：

破裂彎頭的整個斷口具有韌性斷裂特征，彎頭在破裂之前發(fā)生了大量的塑性變形，母材平均壁厚減薄量達到2.52%～17.27%，斷口處的壁厚因頸縮明顯減小，破裂起源于彎頭壁厚的最大減薄處，該處剩余壁厚為14.16 mm、壁厚減薄達到49.43%；破裂源區(qū)位置無明顯缺陷，高倍觀察為韌窩形貌，斷口表面纖維區(qū)和剪切唇明顯，為過載延性斷裂失效的典型特征[4]，所以，宏觀與微觀分析結果表明，彎頭爆裂失效為載荷過大所致

有限元載荷估算結果表明，當內壓增至32 MPa時，彎頭才開始屈服，彎頭爆裂失效則需要載荷為32 MPa。結合斷口分析結果，彎頭失效為局部內壓瞬間增大至管材屈服所致，另外失效彎頭爆口變形量比水壓試驗爆口變形量更大，說明失效彎頭爆裂時的內壓顯著大于彎頭所能承受的最大壓力[5]。

另外，水擊分析結果表明，彎頭過載載荷主要來源于彌合水擊，水頭壓力可達42 MPa。失效彎頭爆裂位置與相連彎頭存在3 034 mm的高差，而且在現(xiàn)場打壓過程中管道內部會形成壓力擾動，若打壓時管道內存在氣體，則氣體容易在高點聚集，并在該處形成空氣腔，它將連續(xù)的水柱截成兩段，空氣腔受到壓縮后在爆裂點附近破滅，當分離開的兩股水柱再度重新彌合即空腔潰滅時，兩股水柱間的劇烈碰撞會產生具有直接水擊特征的壓力很高的斷流彌合水擊，使管道內壓瞬間提高。由于結構的原因，在彎頭內側的應力和塑性應變最大，加上彎頭內弧側的焊接殘余應力，使得彎頭內側為該試壓段的薄弱環(huán)節(jié)。在結構應力、殘余應力、水壓壓力及水頭壓力所形成的組合應力作用下，彎頭首先從內側發(fā)生屈服，最終爆裂。

9 結論及建議

1)在結構應力、殘余應力、水壓壓力及水頭壓力所形成的組合應力作用下，彎頭從內側發(fā)生屈服發(fā)生爆裂，彌合水擊是彎頭失效的主要原因。

2)建議在注水過程中可通過在管道上部設置排空閥并緩慢注水，進行空氣的有效排出，從而避免大氣泡在管道內的產生，也就消除了彌合水擊產生的根源，防止爆管事故的發(fā)生。