高強度油氣輸送管道三通驗證試驗研究

劉迎來，吳 宏，井懿平，郭志梅

（1.中國石油集團石油管工程技術研究院，西安 710065；2.中國石油天然氣集團公司管道建設項目經理部，北京100101）

0 前 言

X70和X80高強度管線鋼在西氣東輸、川氣東送和西氣東輸二線等多條管道工程的大量推廣和應用，加速了管道系統內站場、閥室配套用DN1 000和DN1 200等大直徑系列三通管件產品的研究開發和應用進程，特別是三通的選材和熱擠壓制造技術潛能的充分發揮，使得適用于10～12 MPa的Te485和Te555強度級別的壁厚44～52mm三通產品被相繼成功開發出來，使困擾西氣東輸一線、二線等國家重點長輸管道工程建設的瓶頸問題被成功化解，確保了工程建設的急需，也使得國內大直徑三通制造技術走在了國際管件制造行業前列。目前，我國已進入又一個長輸管道建設的新高峰階段，西氣東輸三線已開始建設，四線的規劃設計已初步完成，六線的初步規劃已開始醞釀，更大直徑、超高壓輸送問題陸續擺在管道工程建設人員的面前，大直徑更高輸送壓力管道用三通的開發問題再次成為工程的熱點問題。

高強度三通的制造實際上是對金屬材料進行熱塑性加工的過程，通常需將原材料加熱到Ac3點以上，進行成型加工，并最終通過淬火加回火的熱處理過程獲得與干線鋼管相匹配的強韌性[1-3]。另外，為了滿足輸氣管道密封性的要求，用于油氣管道工程用的三通管件需通過焊接的方式與管道相連接，因此，管道工程用三通材料必須具有良好的野外施焊性能。對于高強度三通產品，材料淬透性和焊接性控制是一對十分難解決的矛盾。從熱處理角度講，高強度要求鋼中必須有足夠的強淬透性合金元素；從滿足野外焊接需要來講，材料的碳當量又必須進行限定，其合金元素的含量不能太高。鑒于此，三通設計方法的選擇對于如何科學、合理的解決這一矛盾十分關鍵。

據文獻知，國內外管件標準規定的三通設計方法有兩種，可供設計人員自由選用，即公式計算方法和試驗驗證設計方法。采用公式計算法設計的結果十分保守［4-5］，如在X80鋼級φ1 219mm輸氣管道的四類地區，DN1 000mm×1 000mm×1 000mm Te485 10 MPa三通的計算最小壁厚為62mm，DN1 200mm×1 200mm×1 200mm Te555三通計算壁厚78mm，顯然，在當前工藝技術條件下，幾乎不具備生產的可能性。驗證試驗方法，即要求連接到管道系統的三通，其承壓能力不小于與所連接鋼管的承壓能力［6-7］，但由于多種原因，國內目前所擁有的高強度大直徑三通設計驗證試驗數據十分匱乏，不足以支持三通設計人員利用其進行三通設計。這也是當前設計人員都了解公式計算設計方法與三通實際承載偏差很大，設計結果十分保守的緣由所在。因為一方面三通熱加工技術難度很大，而另一方面，設計人員又不能采用試驗驗證方法進行三通設計。據近幾年來管道工程用φ1 219mm 12 MPa X80系列鋼管水壓爆破試驗結果統計，其實物極限承壓能力基本分布在18～30 MPa范圍內，不大于設計工作壓力的2.5倍。基于此，進行高強度三通設計技術研究，獲取足量的三通設計驗證試驗結果，為設計人員提供三通設計技術支撐依據，對于擺脫當前三通設計和生產困境問題具有十分重要的意義。

1 試驗方法及結果

1.1 試驗方法

基于φ1 219mm 12 MPa X80管道工程用鋼管規格尺寸，結合熱擠壓三通成型工藝特點，選用厚度為300mm的同爐坯件，利用TMCP工藝軋制成表1所要求的5種壁厚規格的鋼板[8]。并依照表1要求選用不同壁厚的鋼板與預定規格的三通進行組對，每張鋼板下2件三通的毛坯料，采用熱拔制工藝將其分別加工成DN1 200mm×1 200mm×700mm， DN1 200mm×1 200mm×800mm， DN 1 200mm×1 200mm×900mm，DN1 200mm×1 200mm×1 000mm 規格系列的三通各2件，DN1 200mm×1 200mm×1 200mm的三通共6件。

最后對三通件在 AC3＋（10～20）℃進行淬火，在600℃進行回火熱處理。再從同規格2件三通中隨機抽取1件進行實物力學性能評價，另外1件用于進行三通設計驗證試驗。

表1 試驗用原材料及對應三通樣件

為了確保用于進行力學性能綜合評價三通樣件和驗證試驗三通樣件的可靠性，同規格2件三通除原材料取之于同一鋼板外，相同規格三通的熱成型、淬火及回火熱處理的每個熱加工過程，均分別按照1爐同時加工2件的方式進行。

1.2 三通拉伸性能試驗

在抽取的13件三通上，分別從各個三通的支管、肩部、主管本體及焊接接頭處，以三通壁厚中心部位為試樣中心線，取直徑為12.7mm的圓棒狀母材橫向拉伸試樣，按照ASTM A370標準，在UH-F500KNI拉升試驗機上進行拉伸試驗。檢測結果其抗拉強度分布在635～705 MPa之間，屈服強度分布在555～640 MPa之間，其強度分布統計結果如圖1所示，顯然三通的強度指標均可滿足Te555三通的要求［2］。

圖1 三通母材抗拉強度抗拉強度和屈服強度檢測數值分布頻率

1.3 三通驗證試驗

1.3.1 三通爆破結構件選取及結構件組裝

圖2 三通爆破結構件示意圖及實物形貌

為了確保驗證試驗能夠測得三通的極限承載能力即爆破壓力，試驗要求其試驗結構件的爆破點必須在三通上。因此，在進行爆破結構件焊接組裝時，規定每個爆破結構組件中直管短節L1、L2、L3的材料強度級別與三通相同，也為X80鋼；短節的長度應大于等于其公稱直徑，且不小于1 m；壁厚大于或至少等于三通主管壁厚；管帽（封頭）強度級別X80，且與相連接管等厚。將各個組件焊接成一個密閉的三通爆破結構件,如圖2所示。

1.3.2 三通極限承壓能力測試

將爆破結構件水平放置到爆破試驗坑內，在直管段L1和L3上分別開一個直徑6mm的豎通孔，其中一個安裝注水接頭，一個安裝排氣接頭。在HYDROSEYS鋼管實物水壓試驗系統上，聯接好水壓試驗管路，在常溫下，向結構件內連續注水，排干凈結構件內空氣后，檢查結構件密封性完好后，持續注水升壓，當水壓指示達到結構屈服壓力計算值時，保壓20 min左右，再重新持續注水升壓，直至三通爆破失穩，記錄其爆破時的壓力，即為三通的極限承壓能力。

依照上述要求，先后完成了13件Te555強度級三通的極限承壓能力測試試驗，測量結果見表2。其中在36mm厚DN1 200mm×1 200mm×700mm 和DN1 200mm×1 200mm×800mm三通試驗中，因爆破結構件環焊縫發生早期失穩泄漏而使得試驗失敗，未能測得這2件三通的真實極限承載壓力。

表2 Te555強度級三通極限承壓能力測量結果

從三通爆破驗證試驗結果可以得出三個結論：

首先，在本試驗條件下，三通的極限承載能力隨主管壁厚的增加呈增加的趨勢。當選用三通毛坯鋼板壁厚位于30～46mm區間時，壁厚對承壓能力的貢獻非常顯著，三通極限承載壓力值隨壁厚的增加而快速遞增；當選用鋼板壁厚接近50mm時，其壁厚增量對三通極限承載壓力的貢獻趨于減小；其次，當制造三通的鋼板壁厚大于等于36mm時，規格為DN1 200mm×1 200mm×700～1 000mm三通管道的爆破試驗壓力不會小于33 MPa；當制造三通的鋼板壁厚大于等于44mm時， DN1 200mm×1 200mm×700～1 000mm 三通的爆破試驗壓力不小于40 MPa； 第三，正常爆破試驗三通的實測壓力均高于已知的φ1 219mm 12 MPa X80系列鋼管水壓爆破試驗極限承載能力，在壁厚大于40mm時，其極限承壓能力不小于管道設計工作壓力的3.5倍。Te555強度級三通極限承壓能力與三通制造所選用鋼板壁厚的關系如圖3所示。

圖3 Te555強度三通極限承壓能力與三通制造所選用鋼板壁厚的關系

三通的極限承壓能力主要與三通自身結構和材料強度有關，在三通結構尺寸一定的條件下，其極限承壓能力與材料強度成正比[6-7]。組織決定材料的性能[9-10]，三通生產選用材料為超低碳微合金鋼，正常情況下，三通的組織主要為粒狀貝氏體＋多邊鐵素體＋少量MA組元的回火態組織，但隨著板厚的增加，由于原材料的淬透性有限，在現有熱加工條件下，淬火后三通基體內粒狀貝氏體和MA組元大大減少，多邊形鐵素體不僅數量增加，壁厚心部晶粒顯著粗化，使得其強韌性惡化，導致三通承壓能力不升反而下降。

1.3.3 三通爆破斷口分析

三通爆破口大體可分為三類，第一類，起裂點位于三通主管外壁表層，呈放射狀，由外向內擴展，斷口有明顯的分層現象。裂紋平行于三通主管軸向，其斷口特征與鋼管水壓試驗斷口基本相同。這類三通在－30℃條件下母材的夏比沖擊能量較高，實測值均在200 J以上。這類端口的三通大多壁厚相對較薄，在壁厚40mm及以下尺寸的三通爆破件上較為多見；第二類，起裂點多位于三通主管與支管過渡的危險截面處的外表面，此類斷口的放射狀花紋非常粗糙，在掃描電鏡下呈解理形貌。50mm和52mm壁厚的三通斷口全為脆性；第三類，屬于異常早期失穩，起裂點均位于環焊內焊道未焊透缺陷處，其附近表面局部有明顯的塑性變形現象，斷口也較為粗糙，如圖4～圖6所示。

圖4 44mm厚DN1 200mm×1 200mm×900mm三通爆破試驗結果

圖5 52mm厚 DN1 200mm×1 200mm×1 200mm三通爆破試驗結果

圖6 36mm厚DN1 200mm×1 200mm×700mm三通爆破試驗結果

從宏觀形貌上看，三通爆破前其本體有較為明顯的局部塑性形變現象存在，但由于所選擇的試驗三通的壁厚均較大，一方面使得三通結構件對原材料冶金偏析及缺陷敏感性增強；另一方面，盡管其母材低溫韌性檢測值均滿足標準要求，但由于隨著壁厚增加，尺寸效應更為突顯，使三通的應力應變狀態由平面應力向平面應變轉變，脆性傾向大增，易發生脆性開裂［11］，這是我們看到三通斷口大部分為脆性解理狀的原因所在。

2 結 論

（1）大厚壁三通在高的應力下，其失穩后爆破斷口均為脆性斷口。

（2）對于設計工作壓力為12 MPa的Te555 DN1 200系列三通，按照以下要求選擇三通毛坯板厚度，可確保其極限承載能力不小于40 MPa，即 DN1 200mm×1 200mm×900mm及以下尺寸的三通可選用40mm厚的鋼板； DN1 200mm×1 200mm×1 000mm尺寸的Te555三通選可用44mm厚的鋼板；生產DN1 200mm×1 200mm×1 200mm尺寸的三通可選用52mm厚的鋼板。

（3）采用本驗證試驗方案生產的TE555三通，其極限承載能力不小于管道設計工作壓力的3.5倍，具有很高的風險控制裕量。

3 應用情況反饋

基于上述研究成果，起草Q/SY GJX 119—2012“西三線DN1200三通補充技術條件”，補充完善了Q/SY GJX 106—2010《油氣輸送管道用DN400mm及以上管件通用技術條件》，且標準直接在西氣東輸三線管道工程等項目得到應用。

［1］劉迎來，李平全.西氣東輸管道工程用高強度感應加熱彎管的選材研究［J］.石油工程建設，2005，31（02）：52-55.

［2］牛靖，劉迎來，齊麗華，等.奧氏體化溫度對X80管線鋼組織和力學性能的影響［J］.材料熱處理學報，2010，31（05）：96-100.

［3］張小立，馮強，劉迎來，等.二次加熱對高鋼級管線鋼韌性及組織的影響［J］.材料熱處理學報，2008，29（06）：96-100.

［4］岳進才.壓力管道技術［M］.第 2 版.北京：中國石化出版社，2005：148-154.

［5］江南，甄亮.大型厚壁等徑焊接三通應力測試與爆破試驗研究［J］.工程力學，2007，124（06）：3-5.

［6］ISO 15590-1：2009，Petroleum and Natural Gas Industries-Induction Bends，Fittings and Flanges for Pipeline Transportation Systems－Part 2：Fittings［S］.

［7］MSS SP－75—1998，Specification for High Test Wrought Butt Welding Fittings［S］.

［8］劉迎來，吳宏，齊麗華，等.大口徑高強度油氣輸送管道用熱拔制三通壁厚計算方法[P].中國 20121024 3066.4.20140129

［9］郭峰，李志.斷裂韌度與鋼組織性能的關系［J］.失效分析與預防，2007，2（04）：59-64.

［10］劉增沛.熱處理工藝學［M］.北京：科學普及出版社，1984：142-146

［11］王元清，胡宗文，石永久，等.基于斷裂韌性的鋼厚板防脆斷性能研究（II）—選材方法［J］.低溫建筑技術，2011，2（152）：1-4.