西氣東輸一、二線管道工程的幾項重大技術進步

摘 要

摘要：提高管線鋼強度級別和管道輸送壓力是天然氣輸送管道的發(fā)展趨勢，是輸氣管道技術進步的重要標志。近年來，我國管道企業(yè)和相關科研院所聯(lián)合攻關，取得了一批關鍵技術成果，使西氣
摘要：提高管線鋼強度級別和管道輸送壓力是天然氣輸送管道的發(fā)展趨勢，是輸氣管道技術進步的重要標志。近年來，我國管道企業(yè)和相關科研院所聯(lián)合攻關，取得了一批關鍵技術成果，使西氣東輸(為便于區(qū)別，以下稱為西氣東輸一線)和西氣東輸二線等國家重點管道工程的設計壓力和鋼管強度級別達到或領先于同時期的國際水平。這些成果包括：①研制了X70、X80鋼級高性能管線鋼及焊管、管件；②突破國際上螺旋縫埋弧焊管的使用禁區(qū)，確立了具有中國特色的“大口徑高壓輸送主干線螺旋縫埋弧焊管與直縫埋弧焊管聯(lián)合使用”的技術路線；③在國內首次研究了高壓輸氣管道動態(tài)斷裂與止裂問題，分別采用Battelle簡化公式和Battelle雙曲線法預測了西氣東輸一線和西氣東輸二線等管道延性斷裂的止裂韌性；④在國內首次研究了油氣管道基于應變的設計方法，解決了該設計方法及抗大變形管線鋼管在強震區(qū)和活動斷層管段應用的技術難題；⑤研究解決了高強度焊管的腐蝕控制和應變時效控制技術等。上述成果對降低輸氣管道建設成本、保障管道運行安全具有重要意義。
關鍵詞：西氣東輸一線；西氣東輸二線；輸氣管道；管線鋼；螺旋縫埋弧焊管；止裂韌性；基于應變的設計
0 引言
    目前，全世界石油、天然氣管道總長度為260×104km，并以每年2×104km以上的速度增長。截至2009年底，我國油氣長輸管道總長度已達7×104km[1]。
    20世紀初，輸送油、氣的大口徑鋼管首先在美國發(fā)展起來。1926年，美國石油學會發(fā)布的API 5L標準只包括3個碳素鋼級(A25、A、B)。1947年發(fā)布的API 5LX增加了X42、X46、X52三個鋼級。1964年，API 5LS將螺旋焊管標準化。1967～1970年期間API 5LX和5LS增加了X56、X60、X65鋼級，1973年增加了X70鋼級。1987年API 5LX和5LS合并于第36版SPEC 5L中。第36～43版包括A25、A、B、X42、X46、X52、X56、X60、X65、X70、X80共11個鋼級。2007年，API 5L第44版與ISO 3183整合，增加了X90、X100、X120鋼級。目前在油氣管道工程上正式使用的最高強度級別管線鋼是X80鋼級。
   天然氣輸送管的幾個里程碑[2]：1925年美國建成第一條焊接鋼管天然氣管道；1967年第一條高壓、高鋼級(X65)跨國天然氣管道(伊朗至阿塞拜疆)建成；1970年在北美開始將X70管線鋼用于天然氣管道；1994年德國開始在天然氣管道上使用XS0鋼級[3]；1995年加拿大開始使用X80鋼級[4]；2002年TCPL(Trans Canada Pipeline Ltd.)在加拿大建成了一條管徑1219mm、壁厚14.3mm X100鋼級的1km試驗段[5]；2004年2月，ExxonMobil石油公司采用與新日鐵合作研制的X120焊管在加拿大建成一條管徑914mm、壁厚16mm、長1.6km的試驗段。
    在日益激烈的市場競爭中，全球各石油公司都在不斷尋找降低成本的途徑。在管線項目投資中，鋼管的成本占40%左右，采用高鋼級管線鋼管可以減小壁厚，高壓輸送可以在不改變輸量的情況下減小管徑。管徑和壁厚的減小可帶來工程費用的降低。因此，采用高鋼級管線鋼管和高壓輸送可有效降低輸送成本。在1998年舉行的國際管道會議上，加拿大的NOVA公司介紹了該公司采用高鋼級管線鋼管和高壓輸送的效益情況[5]。圖1所示為采用不同鋼級管線鋼管和不同輸送壓力時管線的投資對比情況[5]。可見，在高壓輸送時，采用高鋼級管線鋼管可明顯降低管道成本。
 

    提高管線鋼管鋼級和輸送壓力是天然氣管道建設強勁的發(fā)展趨勢，API標準的發(fā)展也反映了這種趨勢。圖2為我國與發(fā)達國家管線鋼發(fā)展情況對比示意圖[6]。20世紀90年代之前，我國天然氣管道普遍采用A3、16Mn、TS52K等低強度焊管，輸送壓力大都在4MPa以下。我國按API標準生產和使用管線鋼管比發(fā)達國家滯后約40年。1993年，陜京管線采用X60鋼級、6.4MPa壓力，縮小了與發(fā)達國家的差距；2000年，西氣東輸(為便于區(qū)別，以下稱為西氣東輸一線)管線采用X70鋼級、10MPa壓力，跟上了發(fā)達國家的步伐；現在，西氣東輸二線干線全部采用X80鋼級，西段采用12MPa設計壓力，使我國管道建設跨上了新的臺階。就全球已經建成和正在建設的X80輸氣管道而言，無論是設計壓力、管道長度，還是管徑、壁厚，西氣東輸二線(簡稱西二線)均堪稱世界之最。
 

    為了給西氣東輸一、二線管道工程提供強有力的技術支撐，國家經濟貿易委員會和中國石油天然氣集團公司(以下簡稱中石油)先后于2000年和2007年組織了科研攻關，科技部還將部分應用基礎研究內容列入了“973”項目。特別是中石油啟動的《西氣東輸二線管道工程關鍵技術研究》重大專項，投資力度大，目標明確，效果良好。這些科研工作圍繞高鋼級鋼管與高壓輸送的關鍵技術展開，取得了一批重要成果：①研制了針狀鐵素體型X70、X80鋼級高性能管線鋼及焊管、縫管件；②突破國際上螺旋埋弧焊管的使用禁區(qū)，確立了具有中國特色的“大口徑高壓輸送干線螺旋縫埋弧焊管與直縫埋弧焊管聯(lián)合使用”的技術路線；③在國內首次研究了高壓輸氣管道動態(tài)斷裂與止裂問題，采用Battelle簡化公式或Battelle雙吐線模型預測了西氣東輸一、二線等管道延性斷裂的止裂韌性；④在國內首次研究了油氣管道基于應變的設計方法，解決了該設計方法及抗大變形管線鋼管在強震區(qū)和活動斷裂層管段應用的技術難題；⑤研究解決了高強度焊管的腐蝕控制和應變時效控制技術等。這些成果對降低管道建設成本、保障管道運行安全都有著重要意義，使西氣東輸一、二線等國家重點管道工程的技術經濟指標達到或領先于國際水平。
1 X70、X80鋼級高強韌性管線鋼的研究開發(fā)
1.1 管線鋼的技術進步
    管線鋼是近40年來基于低合金高強度鋼而發(fā)展起來的。為了全面滿足油氣輸送管道對鋼管使用性能的要求，在成分設計和冶煉、加工成型工藝上采取了許多措施，從而自成體系。管線鋼已成為低合金高強度鋼和微合金鋼領域最富活力、成果豐碩的一個重要分支[6～7]。
    現代冶金技術可以使鋼具有很高的潔凈度、均勻性和超細化的晶粒。為了使高強度管線鋼獲得高韌性，必須提高鋼的潔凈度，即降低鋼中硫、磷、氧、氫的含量。一般采取多步復合操作，包括鐵水預處理脫硫、脫磷，轉爐冶煉降碳、脫磷，爐外精煉脫氣、脫硫等。高均勻性的連鑄技術包括連鑄過程的電磁攪拌和輕壓下技術等。此外，控制軋制、強制加速冷卻使管線鋼獲得優(yōu)良的顯微組織和超細晶粒。鋼的各種強化手段中，晶粒細化是唯一能夠既提高強度又提高韌性的方法。控軋控冷(TMCP)可以使微合金化管線鋼的鐵素體晶粒細化到5μm，而對控軋工藝進行改進，實施形變誘導鐵素體相變(DIFT)，可以進一步使鐵素體晶粒細化到1～2μm。
    目前，X80和X80以下鋼級商用管線鋼按組織形態(tài)分類，主要有鐵素體+珠光體(包括少珠光體)型和貝氏體(含針狀鐵素體)型兩類。
   鐵素體-珠光體(Ferrite-Pearlite)鋼的基本成分是C-Mn系。這是20世紀60年代以前管線鋼的基本組織形態(tài)，一般采用熱軋和正火處理。
   少珠光體管線鋼的典型化學成分為Mn-Nb、Mn-V、Mn-Nb-V等，代表性鋼級為20世紀60年代末的X56、X60和X65。在工藝上突破了熱軋-正火工藝，進入微合金化鋼控軋工藝的生產階段，綜合運用了晶粒細化、固溶強化、沉淀強化等手段。近年來，X65、X7O少珠光體鋼除成分設計進一步優(yōu)化外，還普遍采用了TMCP工藝。
   為進一步提高管線鋼的強韌性，1985年以后研究開發(fā)了針狀鐵素體鋼和超低碳貝氏體鋼，也有人稱之為第二代管線鋼。
   所謂針狀鐵素體型管線鋼，并不是必須100%的針狀鐵素體，而是針狀鐵素體、粒狀貝氏體和少量塊狀鐵素體等的混合組織。對于這種類型管線鋼的組織目前尚無統(tǒng)一的術語。鑒于針狀鐵素體(又稱板條貝氏體鐵素體)和粒狀貝氏體都屬于貝氏體范疇。因此也有人把針狀鐵素體鋼稱為貝氏體鋼。圖3是X80針狀鐵素體型管線鋼TEM(透射電子顯微鏡)形貌。
 

   與傳統(tǒng)的鐵素體一球光體型管線鋼相比，針狀鐵素體型管線鋼的性能特點有：①優(yōu)良的強韌性；②較高的形變強化能力和較小的包申格(Bauschinger)效應；③好的焊接性；④抗HIC性能良好。西氣東輸管道及隨后建設的陜京二線、川氣東送和中亞天然氣管線等重大管道工程均采用了X70鋼級針狀鐵素體型管線鋼。西氣東輸二線(簡稱西二線)的干線全線489×104km采用了X80鋼級針狀鐵素體型管線鋼。
1.2 高強韌性管線鋼的研制
   2000年西氣東輸工程立項后，中石油和中國鋼鐵工業(yè)協(xié)會(簡稱中國鋼協(xié))聯(lián)合組織開展了X70管線鋼的研究開發(fā)。管線鋼的主要研制單位為寶山鋼鐵股份有限公司(簡稱寶鋼)、武漢鋼鐵(集團)公司(簡稱武鋼)、鞍鋼股份有限公司(簡稱鞍鋼)和舞陽鋼鐵有限責任公司(簡稱舞鋼)。西氣東輸管道管徑為1016mm，壁厚14.6～26.2mm(其中14.6mm壁厚為螺旋縫埋弧焊管，17.5、21.0、26.4mm為直縫焊埋弧焊管)，全長4000km。焊管用量156.7×104t，其中螺旋縫埋弧焊管60.7×104t，其卷板由寶鋼、武鋼、鞍鋼提供，焊管主要由寶雞石油鋼管有限責任公司(簡稱寶雞鋼管)和渤海石油裝備鋼管制造公司(簡稱渤海裝備)完成。直縫焊埋弧焊管用量96×104t，其中14.7×104t為國產，由舞鋼提供鋼板，渤海裝備巨龍公司制成JCOE焊管。
    2003年開始X80管線鋼研制。2004年，西氣東輸工程冀寧支線建設了長7.8km的X80試驗段，管徑1016mm，螺旋焊管壁厚15.3mm，直縫埋弧焊管壁厚18.4mm，輸氣壓力10MPa，其鋼板和焊管全部由國內制造。
    2007年，西氣東輸二線工程立項后，X80鋼級鋼板、卷板和焊管的試制全面展開。武鋼、北京首鋼股份有限公司(簡稱首鋼)、鞍鋼、太原鋼鐵(集團)有限公司(簡稱太鋼)、馬鋼集團(簡稱馬鋼)、本溪鋼鐵(集團)有限責任公司(簡稱本鋼)、寶鋼、邯鄲鋼鐵集團有限責任公司(簡稱邯鋼)試制的18.4mm X80熱軋卷板，寶鋼、鞍鋼、沙鋼集團(簡稱沙鋼)、首鋼試制的22mm熱軋鋼板，寶雞鋼管、渤海裝備等試制的Ø1219×18.4mm螺旋焊管，管道局機械廠、渤海裝備等6廠家的感應加熱彎管和管件，渤海裝備、寶鋼、沙市管廠試制的Ø1219×22mm直縫埋弧焊鋼管，先后通過了中石油和中國鋼協(xié)組織的聯(lián)合鑒定。經抽樣檢驗，625爐批Ø1219×18.4mm螺旋埋弧焊管的橫向屈服強度平均值617MPa，屈強比平均值0.88，-10℃時夏比沖擊功平均值328J(最高值491J)，-10℃焊縫夏比沖擊功平均值157J(最高值362J)，-10℃熱影響區(qū)夏比沖擊功平均值205J(最高值486J)，0℃DWTT(Drop-Weight Tear Test)平均值98%，DWTT SA85%時的轉變溫度-40℃；366爐批Ø1219×22mm JCOE直縫埋弧焊管的橫向屈服強度平均值628mm，屈強比0.89，-10℃時夏比沖擊功平均值294.5J(最高值473J)，-10℃時焊縫夏比沖擊功平均值179J(最高值250J)，-10℃時熱影響區(qū)夏比沖擊功238J(最高值337J)，0℃時DWTT平均值91.5%。
    西氣東輸二線全線焊管用量432.6×104t。其中主干線4895km全部采用Ø1219mm X80鋼級焊管，合計271.5×104t；支干線4260km采用X70鋼級161.1×104t。X80鋼級焊管中，螺旋埋弧焊管(壁厚15.3、18.4mm)占73%；直縫埋弧焊管(壁厚22.0、26.4、27.5mm)72×104t，占27%。這些焊管約90%實現了國產化。
2 確立螺旋縫埋弧焊管與直縫埋弧焊管聯(lián)合使用的技術路線
    美國、日本等多數發(fā)達國家總體上是否定螺旋縫埋弧焊管的，認為天然氣管道高壓輸送主干線不宜使用螺旋縫埋弧焊管。美國本土近20年建造的天然氣輸送主干線，幾乎均為UOE直縫埋弧焊管。而我國當時的情況是，各天然氣輸送管企業(yè)都是清一色的螺旋焊管生產線。如果螺旋焊管不能用于西氣東輸等重。大工程，就要大量從國外進口UOE焊管，除了將大幅度提高建設成本外，還有可能導致國內大部分焊管企業(yè)蒙受巨大損失。
2.1 天然氣輸送鋼管的主要類型
    API SPEC 5L規(guī)定油氣輸送管按生產工藝不同分為無縫鋼管、電阻焊鋼管、埋弧焊鋼管等8種[7]。主要使用的有無縫鋼管(Seamless)、直縫高頻電阻焊管(E1ectric Resistance Welding，即ERW)、直縫埋弧焊管(Longitudinally Submerged Arc Welding，即LSAW)、螺旋縫埋弧焊管(Spirally Submerged Arc Welding，即SSAW)等4種。其中，LSAW按成型方式的不同分為UOE、JCOE、RBE、CFE、PFE等10余種。
    UOE制管工藝是1951年由美國國家鋼鐵公司(U.S.Steel)首先使用的。1968～1976年得到較大發(fā)展?，F代UOE機組“O”型壓力機的能力達到(5～6)×104t，可生產外徑1420mm、壁厚達40mm的鋼管。這種工藝投資高、產量大，適合單一規(guī)格大批量生產，但在小批量、多規(guī)格的場合則靈活性較差。為此，1976年以后發(fā)展了許多不采用UO成型的直縫埋弧焊管制造工藝。近年來比較注目的是德國開發(fā)的PFP成型法，又稱“漸進式JCO成型技術”。這種工藝比較靈活，能夠兼顧大批量與小批量、大管徑與小管徑，適合中等規(guī)模企業(yè)。
2.2 螺旋縫埋弧焊管與直縫埋弧焊管的比較與選擇
    由于無縫鋼管和ERW鋼管尺寸的限制，主干線(一般管徑較大)主要采用LSAW(過去以UOE為主)和SSAW。而在高壓輸送管道主干線選用SSAW阻力很大。
    通過對加拿大等少數使用SSAW的國家考察后我們認為，SSAW和LSAW都采用雙面埋弧焊，焊接接頭質量應該可以達到同樣水平。SSAW和LSAW的主要區(qū)別是焊縫的長度和走向：SSAW的焊縫較LSAW長，焊縫缺陷的幾率較高，這是SSAW的劣勢；SSAW焊縫與管道主應力方向有一定角度，使焊縫缺陷當量長度縮短(對單個缺陷而言，危險性減小)，這又是SSAW的優(yōu)勢。上述劣勢與優(yōu)勢大體上可以相互抵消。SSAW的焊縫走向及母材的特殊方向性，對止裂是有利的。
    1998年，中石油石油管材研究所和石油規(guī)劃設計總院共同對國產SSAW和進口LSAW(UOE)進行了系統(tǒng)的對比試驗，結論是：
    1) 國產SSAW母材、焊縫、熱影響區(qū)的強度、韌性[包括低溫韌性、FATT(Fracture Appearance Transition Temperature)、DWTT]和疲勞性能(包括σ-1、da/dN、△Kth和Nf)都達到了進口UOE焊管水平。
    2) 國產SSAW的殘余拉應力總體上比進口UOE焊管高，表面質量與尺寸精度也較UOE差。
    3) 經過嚴格質量控制的國產SSAW可以用于油氣輸送主干線。建議一、二類地區(qū)采用SSAW，三、四類地區(qū)采用LSAW。
    4) 國產SSAW若能采取措施，進一步降低殘余應力，提高尺寸精度，其質量水平和安全可靠性的可以全面達到進口UOE水平。
    2000年以來，承擔西氣東輸工程制管任務的寶雞、青縣等6個焊管廠對各自的螺旋縫埋弧焊管生產線進行了大規(guī)模的技術改造，包括創(chuàng)立了低殘余應力成型法，研制成功了螺旋縫焊管管端擴徑裝置。新生產線生產的螺旋埋弧焊管的殘余應力狀況優(yōu)于經過機械擴徑的UOE焊管，可在螺旋焊管內表面形成有利的殘余壓應力；經管端擴徑的螺旋焊管管端尺寸精度(外徑公差、圓度等)與進口UOE焊管相當。經對西氣東輸工程使用的157×104t焊管質量檢驗數據統(tǒng)計分析，管體和焊縫、熱影響區(qū)的力學性能指標(包括低溫韌性)，國產螺旋焊管與進口UOE焊管處于同一水平；而全尺寸水壓爆破試驗的爆破應力，國產螺旋焊管還略優(yōu)于進口UOE焊管。這說明，國產螺旋焊管的安全可靠性不亞于進口UOE焊管。
    經過近年來的科研攻關和西氣東輸、陜京二線及西氣東輸二線的工程實踐，我國輸氣管道行業(yè)突破了國際上螺旋縫埋弧焊管的使用禁區(qū)，確立了具有中國特色的“大口徑高壓輸送主干線螺旋縫埋弧焊管與直縫埋弧焊管聯(lián)合使用”的技術路線。
3 高壓輸氣管道動態(tài)斷裂及止裂韌性預測
    20世紀60年代以前，由于冶金水平的局限，管材韌脆轉化溫度較高，經常發(fā)生脆性斷裂事故。20世紀70年代以后，隨著冶金技術的進步，脆性斷裂事故基本消除，經常發(fā)生的是延性斷裂事故。輸氣管的斷裂往往導致災難性后果。裂紋擴展越長，后果越嚴重。保障高壓輸氣管道本質安全性，首要的措施是延性斷裂的止裂控制。
3.1 高壓輸氣管道延性斷裂止裂控制研究進展
    近30年來，如何判定輸氣管道延性斷裂止裂所需要的韌性一直是研究的熱點[7～8]。許多機構建立了自己的模型和公式。其中，Battelle雙曲線法和Battelle簡化方程得到最廣泛的應用。Battelle雙曲線法的原理是比較裂紋擴展速率隨壓力變化曲線(J曲線，材料阻力曲線)和氣體減壓速率隨壓力變化曲線，從而預測出止裂韌性。當這兩條曲線相切，代表的是裂紋擴展與停止裂紋擴展的臨界條件，與此條件相對應的韌性被規(guī)定為Battelle Two Curve方法的止裂韌性。Battelle簡化方程采用環(huán)向應力、直徑及壁厚等參數來表征止裂韌性。它是在對Battelle Two Curve方法計算結果進行統(tǒng)計的基礎上發(fā)展而來的。后來，根據全尺寸鋼管爆破試驗結果對此方程進行了進一步的修正。
    Battelle雙曲線法及其簡化方程成功地對X70及更低鋼級的全尺寸爆破試驗結果進行了解釋。然而隨著輸送壓力的提高和高鋼級管線鋼的應用，這些模型和方程已不能夠正確地預測止裂韌性。為了擴大Battelle雙曲線法與Battelle簡化方程的可用性，對預測結果采用修正系數給予修正。近期的實驗結果表明，X120管線鋼已不能單靠材料韌性解決止裂問題，必須使用止裂環(huán)。X100鋼級處于臨界狀態(tài)，當服役條件相當嚴酷——比如輸送富氣、采用高的設計系數和低的設計溫度，則應使用止裂環(huán)。
   止裂韌性預測的研究動向：
   Wikowski試圖通過CVN(Charpy V-notch)、標準缺口DWTT和預裂紋DWTT能量的關系找出有效止裂韌性值。
    Leis提出當預測值超過94J時，采用如下修正公式：CVN=CVNBMI+0.002CVNBMI2.04-21.18。
    為了增加安全性，Leis提出指數2.04可以用2.1代替。
    美國西南研究院、意大利CSM(Centro Sviluppo Materiali S.P.A.)等機構提出輸氣管道縱向裂紋擴展問題的計算模型，并用裂紋尖端張開角(CTOA)作為對管道動態(tài)延性裂紋擴展和止裂的定量評價指標。
    日本提出了HLP(High Strength Line Pipe Cornmittee in The Iron and Steel Institute of Japan)方法。該方法保留了Battelle方程的基本形式，用單位面積上的預裂紋DWTT能代替Battelle Two Curve方法的CVN能來表征材料對裂紋擴展的阻力，并對裂紋擴展速率方程的常數和指數進行了修正，據稱比Battelle方法更可靠。
3.2 西氣東輸一、二線管道延性斷裂止裂韌性的預測
    西氣東輸一線采用Battelle簡化公式預測了止裂韌性。
    西氣東輸二線管道延性斷裂止裂控制面臨的挑戰(zhàn)是：鋼級更高，管徑和壁厚更大，特別是輸送的天然氣組分近于富氣(雙相)[9～10]。預測西二線止裂韌性值采用的氣體組分見表1。
    新頒布的ISO 3183 2007中給出了幾種常用的止裂韌性預測方法的適用范圍(見表2)?？梢姡瑢τ谖鞫€，只有Battelle雙曲線法適用。ISO 3183—2007進一步指出，當預測結果大于100J時，應對預測結果進行修正。而修正系數是由已經進行的全尺寸實物爆破試驗結果確定的。由圖4得出西二線止裂韌性修正系數為1.43。幾種預測結果對比如表3所示。

    西二線埋地管道管體止裂韌性預測全部結果：西段1類地區(qū)(12MPa，壁厚18.4mm)CVN平均最小值220J，單個最小值170J；東段1類地區(qū)(10MPa，壁厚15.3mm)CVN平均最小值200J，單個最小值150J。2、3、4類地區(qū)：平均最小值180J，單個最小值140J。CVN剪切面積：平均最小值85%，單個最小值70%。夏比沖擊試驗溫度：-10℃。
表1 預測西二線止裂韌性值采用的氣體組成表    %(體積分數)
計算用氣體組分
C1
C2
C3
iC4
nC4
iC5
nC5
C6
C7
CO2
N2
G1
92.14
3.55
1.40
0.40
0.40
0.2
0.2
0.11
/
0.2
1.40
G2
92.14
4.35
1.00
0.30
0.30
0.1
0.1
0.11
0.09
0.1
1.41
G3
92.00
4.50
1.50
0.40
0.40
0.2
0.2
0.20
/
0.1
0.50
土庫曼斯坦氣實際組分1)
92.55
3.96
0.34
0.12
0.09
/
/
/
/
1.9
0.85
注：1)表中部分數據由實際結果4舍5入而得。
表2 ISO 3183—2007規(guī)定的幾種常用止裂韌性預測方法的適用范圍表
止裂韌性預測方法
適用范圍
鋼級
輸送壓力/MPa
管徑(D)/壁厚(t)
介質
Battelle簡化公式
≤X80
≤7.0
40＜D/t＜115
單相氣體
Battelle雙曲線法
≤X80
≤12.0
40＜D/t＜115
單相或富氣
AISI公式
≤X70
/
D≤1219；t≤18.3
單相氣體
EPRG指南
/
≤8.0
D＜1430；t＜25.4
單相氣體
注：表中管徑和壁厚的單位均為mm。
4 強震區(qū)和活動斷層區(qū)段基于應變的設計及抗大變形鋼管的應用
    西氣東輸二線管道沿線經過相當長的強震區(qū)(地震峰值加速度0.2g以上，其中峰值加速度0.3g的地段約96km)和22條活動斷層。當發(fā)生地震時，這些地區(qū)的管道將產生較大的位移，必須進行應變控制，即進行基于應變的設計，并同時采用抗大變形管線鋼。
4.1 強震區(qū)和活動斷層區(qū)管段基于應變的設計方法
    中石油《西氣東輸二線工程關鍵技術研究》重大專項設置課題研究了西二線基于應變的設計方法并進行了抗大變形管線鋼的研究與開發(fā)。中石油規(guī)劃設計總院和管道設計院編制了《西氣東輸二線管道工程強震區(qū)和活動斷層區(qū)段埋地管道基于應變設計導則》[10～11]?；趹兊墓艿涝O計流程如圖5所示。核心環(huán)節(jié)是設計應變小于等于極限應變/安全系數。此處的極限應變就是鋼管應力-應變曲線中的屈曲應變。它可以直接由鋼管實物試驗測出，也可由經驗公式、ECA(Engineer Critical Assessment)、寬板試驗等確定。
    西二線天然氣管道用焊管技術條件是在API Spec 5L(43版)基礎上進行補充修改而成，其中包括《西氣東輸二線管道工程用直縫埋弧焊管技術條件》。由于該管線在地震斷裂帶以及可能發(fā)生地層移動的地區(qū)采用了基于應變設計，相應的需要采用具有特殊要求的抗大變形鋼管。為了明確大變形鋼管的性能要求和檢驗方法，中石油管材研究所編制了《西氣東輸二線天然氣管道工程基于應變設計的直縫埋弧焊管技術條件》，作為對《西氣東輸二線管道工程用直縫埋弧焊管技術條件》的補充。

4.2 抗大變形管線鋼管的應用
   對于基于應變設計地區(qū)使用的鋼管來說，不僅要考慮普通地區(qū)使用鋼管的強度和韌性等要求，還要對鋼管的縱向變形能力作出規(guī)定，即對縱向拉伸試驗的應力應變曲線和塑性變形容量指標進行規(guī)定[12]。
典型的管線鋼應力應變曲線有Luders elongation型及Round house型兩種，如圖6所示。研究表明，Round house型管線鋼的變形能力優(yōu)于Luders elongation型管線鋼[12]，其屈曲應變遠高于Luders elongation型管線鋼。
 

   鋼管的屈曲應變決定于其應力應變曲線。不同鋼管的應力應變曲線是不同的?？刂其摴軕兦€的簡捷方法是對那些描述應力應變行為的指標進行控制。與鋼管屈曲應變相關的性能指標包括屈強比、均勻變形延伸率、形變硬化指數、應力比等。
   屈強比反映鋼管在施工或運行中抵御意外破壞的能力。屈強比較低時，表明抗拉強度和屈服強度之差較大，當外加應力達到材料的抗拉強度前，會發(fā)生較大的塑性變形。塑性變形的結果，一方面使裂紋尖端的應力水平降低(應力松弛)，另一方面會造成材料的強化；而且鋼管發(fā)生較大的塑性變形時可及時被發(fā)現，以便采取有效的預防失效措施。屈強比越低，鋼管在屈服后產生起始塑性變形到最后斷裂前的形變容量越大。
鋼管在塑性變形過程中產生的形變強化，可以阻止進一步變形的發(fā)生，防止變形的局部集中。這一過程可以通過形變強化指數表征。提高管材的形變強化指數是提高輸送管變形能力的有效途徑(圖7)[13～14]。對于具有較高變形能力的管線鋼，其形變強化指數一般大于0.1。
 

    形變強化指數在測試上有一定難度。為了在生產中便于控制，用控制應力比的方法來代替形變強化指數控制。應力比是對應兩個應變水平的應力的比值，如Rt1.5/Rt0.5、Rt2.0/Rt1.0等。這是描述應力應變行為的一個重要方法。由于變形能力較強的鋼管與普通鋼管拉伸曲線的主要區(qū)別是在屈服初期，所以Rt1.5/Rt0.5可能更能描述二者之間的區(qū)別(圖8)。
 

    延伸率越高，鋼管的變形能力越好。在總延伸率中，均勻塑性變形延伸率的大小對鋼管變形能力的貢獻更大。一般情況下，具有良好變形能力的高鋼級管線鋼的均勻塑性變形延伸率超過7%。
    抗大變形管線鋼既要有足夠的強度，又必須有足夠的變形能力，其組織一般為雙相或多相，硬相為管線鋼提供必要的強度，軟相保證了足夠的塑性。如日本開發(fā)的抗大變形鋼系列，組織為鐵素體+貝氏體、貝氏體+MA。
隨著硬相比例增加，管線鋼強度提高，如鐵素體+貝氏體管線鋼，隨著貝氏體體積分數增加到30%左右，屈服平臺消失，屈服現象為Round house型，且當貝氏體為長條型時應變強化指數達到0.12[15]。而對于貝氏體+MA管線鋼，MA體積分數在5%左右時屈強比最低，韌性最好。
用于西二線的抗大變形鋼管已試制成功。表4是西二線抗大變形管線鋼技術條件對縱向拉伸性能的要求。表5為外徑1219mm、壁厚22mm X80HD2鋼管的縱向拉伸性能測試結果。圖9為其縱向拉伸曲線。根據此拉伸曲線，利用FEM(Finite Element Method)方法進行壓縮和彎曲載荷下的應變能力計算，結果見表6。
 

表4 西二線抗大變形鋼縱向拉伸性能要求表
鋼級代號
屈服強度(Rt0.5)/MPa
抗拉強度(Rm)/MPa
屈強比(Rt0.5)/MPa
均勻變形伸長率(UEL)/%
應力比(Rt1.5/ Rt0.5)
拉伸曲線形狀(全曲線)
min
max
min
max
max
max
min
X80HD1
530
650
625
825
0.88
6.0
1.07
應為Round house曲線形狀
X80HD2
530
630
625
825
0.85
7.0
1.10
應為Round house曲線形狀
表5 外徑為1219mm、壁厚為22mm X80HD2鋼管的縱向拉伸性能測試結果表
抗拉強度(Rm)/MP
屈服強度(Rt0.5)/MPa
屈強比(Rt0.5)/Rm
伸長率(A)/%
均勻變形伸長率(UEL)/%
Rt1.5/Rt0.5
724
580
0.80
43.0
8.1
1.17
表6 外徑為1219mm、壁厚為22mm X80HD2鋼管縱向變形能力表
規(guī)格
外徑/壁厚
壓縮應變/%
彎曲應變/%
10MPa
12MPa
10MPa
12MPa
HD2
1219/22.0
0.983
1.10
1.405
1.550
5 高鋼級管道的腐蝕控制和應變時效控制
    西二線的外防腐與西一線相同，仍采用3層PE(Polyethylene)。但由于X80焊管強度較高，制管成型過程的應變會導致250℃涂敷防腐層時發(fā)生應變時效，從而使屈服強度上升，屈強比升高，影響焊管的變形能力和管道的安全性。西二線的腐蝕控制牽涉到焊管的應變時效控制。
    應變時效是鋼經過冷塑性變形后，在室溫長時間放置或稍加熱后，其力學性能發(fā)生變化(通常是屈服強度增高，屈強比提高，并伴有塑性和韌性降低)現象。原因是存在于鋼中的溶質組元如C、N原子通過擴散在位錯周圍偏聚，形成柯氏(Cottrell)氣團，使位錯運動變得困難，導致屈服強度升高。圖10為X80鋼管在不同時效條件下屈服強度和抗拉強度的變化情況。由圖10可見，隨著時效溫度升高和時效時間的延長，鋼管的抗拉強度變化不明顯，但屈服強度則明顯上升。在實際防腐過程中，時間一般只有5min左右。而從試驗結果來看，防腐溫度在200℃以下時，屈服強度沒有明顯變化。因此可以規(guī)定防腐時的加熱溫度不宜超討200℃。
 

    在上述試驗的基礎上，中石油工程技術研究院已經研制了適用于較低溫度(小于等于200℃)涂敷的3PE外防腐涂料和涂敷工藝。
6 結束語
    1) 提高管線鋼管鋼級和輸送壓力是國際上天然氣管道建設強勁的發(fā)展趨勢。過去，我國天然氣管道普遍采用A3、16Mn等低強度鋼管和不超過4MPa的設計壓力，經濟效益較低。2000年，西氣東輸管道工程采用X70鋼級和10MPa設計壓力，跟上了發(fā)達國家的步伐；現在，西氣東輸二線干線全部采用XS0鋼級，西段采用12MPa的設計壓力，使我國天然氣管道建設跨上了新臺階。西氣東輸和西氣東輸二線管道工程的設計壓力和鋼管的強度級別達到或領先于同時期的國際先進水平。
    2) 西氣東輸和西氣東輸二線管道工程的幾項重大技術進步：①研制并大規(guī)模開發(fā)了針狀鐵素體型X70、X80鋼級高性能管線鋼及焊管、管件；②突破國際上螺旋縫埋弧焊管的使用禁區(qū)，確立了具有中國特色的“大口徑高壓輸送干線螺旋縫埋弧焊管與直縫埋弧焊管聯(lián)合使用”的技術路線；③在國內首次研究了高壓輸氣管道動態(tài)斷裂與止裂問題，采用Battelle簡化公式或Battelle雙曲線模型預測了西氣東輸和西氣東輸二線等管道延性斷裂的止裂韌性；④在國內首次研究了油氣管道基于應變的設計方法，解決了該設計方法及抗大變形管線鋼管在強震區(qū)和活動斷裂層管段應用的技術難題；⑤研究解決了高強度焊管的腐蝕控制和應變時效控制技術。
    3) 近年來，我國輸氣管道技術發(fā)展迅速。就高壓輸送和高鋼級焊管的工程實踐而言，我國已躋身國際上領跑者的行列。但就輸氣管道建設的整體技術，特別是高壓輸送和高鋼級焊管應用的基礎研究方面而言，我們仍屬跟蹤研究階段，與發(fā)達國家之間還有一定的差距。
參考文獻
[1] 戚愛華.我國油氣管道運輸發(fā)展現狀及問題分析[J].國際石油經濟，2009，12(17)：57-59.
[2] MOHIPOUR M. High pressure pipelines-trends for the new millennium[C]∥2000 International Pipeline Conference Proceedings. Calgary：IPCP，2000，2：515.
[3] CHAUDHARI V，RITZMANN H P，WELLNITZ G，et al. German gas pipeline first to use new generation line pipe[J].Oil and Gas Journal，1995，93(1)：40-47.
[4] TODS S，JANZEN，HORNER W N. The alliance pipeline -a design shift in long distance gas transmission[C]∥Proceeding of International Pipeline Conference. Calgary：PIPC，1998.
[5] ALAN G GLOVER，DAVID J HORSLEY，DAVID V DROLING L. Pipeline design and construction using higher strength steels[C]∥Proceeding of International Pipeline Conference. Calgary：PIPC，1998.
[6] 高惠臨.管線鋼——組織、性能、焊接行為[M].西安：陜西科學技術出版社，1995.
[7] 李鶴林.油氣輸送鋼管的發(fā)展動向與展望[J].焊管，2004，27(6)：1-11.
[8] 李鶴林.石油管工程[M].北京：石油工業(yè)出版社，1999.
[9] 李鶴林，馮耀榮，霍春勇，等.關于西氣東輸管線和鋼管的若干問題[J].中國冶金，2003(4)：36-40.
[10] 李鶴林，吉玲康.西氣東輸二線高強韌性焊管及保障管道安全運行的關鍵技術[J].世界鋼鐵，2009(1)：56-64.
[11] 李鶴林，李宵，吉玲康.油氣管道基于應變的設計與抗大變形管的開發(fā)與應用[J].焊管，2007，30(5)：3-11.
[12] NOBUYUKI I. Development of high strength line pipe with excellent deformability[C]∥Seminar of X100/X120 Pipe Steel. Beijing：[S.n.]，
[13] NOBUHISA S，SHIGERU E，MASAKI Y，et al. Effects of a strain hardening exponent on inelastic local buckling strength and mechanical properties of line pipe[C]∥Proceeding of OMAE 01，20th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. Brazil：0MAE，2001.
[14] THOMAS H，SH IGRU E，NOBOYUKI I，et al. Effect of volume fraction of constituent phases on the stress strain relationship of dual phase steels[J].ISIJ International，1999，39(3)：288-294.
[15] ENDO S，ISH IKAWA N，OKATSU M，et al. Development of high strength line pipes with excellent deform ability[C].Proceeding of HSLP-IAP2006，Xi’an，China：[s.n.]，2006.
 
(本文作者：李鶴林 吉玲康 田偉 中國石油天然氣集團公司管材研究所)