油气管道的脆性断裂Word文件下载.docx

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另一种是以charpyV试验为依据的；

还有一种以全尺寸爆破试验为依据，其转变温度对应的S．A亦均为85％。

　　我国现有油、气管线所用的钢材多为由日本进口的X52钢，牌号为TS-52K，新建的一些管线试用了我国武钢生产的WH-X60钢材，也有用西德WG-X60钢材的，现将这三种钢材的性能列于表2-5-1，表2-5-2。

　　DWTT（Drop-WeightTearTest），可译为落锤试验，在我国应用较少。

至1983年，全国只有有限的几个单位可做。

DWTT试验应按APIRP5L3进行，其特点为，取样后冷压平，加工成标准落锤试样，其试样厚度就是管子的厚度，一般认为这样更能反应钢管的实际。

　　表2-5-1三个钢种的FATT和上平台能

　　夏比冲击S．A％

　　FATT，℃

　　上平台能（J）

　　钢种

　　20％S．A

　　50％S．A

　　85％S．A

　　WG-X60

　　-68

　　-60

　　-53

　　67

　　TS-52K

　　-107

　　-98

　　-90

　　39

　　WH-X60

　　-83

　　-49

　　48

　　表2-5-2三个钢种的FATT

　　-48

　　-42

　　-38

　　-85

　　-81

　　-76

　　-66

　　-57

　　夏比冲击试验在我国已普遍采用，它的缺点是取样后，需把拱形刨平成标准的厚度（全尺寸CharpyV厚度为10mm，2／3CharpyV厚度为6．7mm，1／2CharpyV厚度为5mm），这样往往就不能反映钢管的实际。

夏比冲击试验优点是，不仅能由断口测出S．A％，还可测出具体的冲击能，而DWTT一般却只能由断口测出S．A％。

　　对于脆性断裂均以DWTT试验为准。

　　BattelleMemorialIastitute（简称BMI，下同）在这方面作了大量的工作，图2-5-2为他们用同一种钢管做了2／3CharpyV，DWTT，及全尺寸爆破试验的韧脆转变温度曲线，由图可以看出，DWTT曲线与全尺寸爆破试验十分接近，而韧脆转变温度几乎完全一致，均为75°

F（23．9℃）。

再看2／3CharpyV的曲线，看出该曲线与全尺寸曲线相距甚远。

之所以会有这种现象，是因为正如前面所述，CharpyV试样要求标准厚度，因而它只能反映管材的材质情况，它反映不了管材的几何尺寸（厚度）的情况，而厚度却是有影响的，通常厚度越大，转变温度越高。

为说明这一情况，用3／8，1／2，3／4英寸三种厚度的钢管作了试验，见图2-5-3。

　　图2-5-2DWTT，CharpyV、全尺寸试验的S．A％与温度的对应曲线

　　图2-5-3厚度对转变温度的影响

　　由图看出，三种不同厚度有三条不同的DFTT曲线，因而有三个不同的85％FATT值，而CharpyV取标准厚度，故三种材料只有一条曲线。

　　如前所述，DWTT系专用设备，而CharpyV是通用的，能否找出二者之间对应关系，从而用CharpyV代替DWTT呢？

BWI在大量试验的基础上给出了二者的对应关系见图2-5-4。

　　如图，如85％CharpyVFATT值为5°

F，厚度为0．5in，由图查出差值为20°

F，则85％DWTTFATt2

　　5°

F。

　　图2-5-485％DWTT，FATT与85％CharpyVFATT的对应关系

　　由图还可看出，当厚度为0．4in（10mm）时，二者一致，因为这恰恰是CharpyV的标准尺寸。

（二）脆性断裂的定义

　　当管线的工作温度高于管材的FATT值时，一旦发生断裂将是延性断裂，此时断面的S．A值在85％以上，由于供货的FATT值往往低于规定值，故实际延性断裂的S．A值绝大多数为100％。

　　脆性断裂的断口，从理论上讲应为100％的解理断口，亦即S．A％=0，但实际上这种情况几乎是不存在的。

通常除延性断裂以外，在低温的工况条件下，管线断裂的断口均为混合型的，即有剪切断面，也有解理断面。

剪切断面一般在周边上，称为剪切唇（shearlip）。

故在工程上所说的脆性断裂系指延性断裂以外的，包括混合型断口的断裂在内的全部断裂。

　　（三）脆性断裂的扩展速度

　　Mott在1949年给出了在理论上脆性断裂扩展速度的计算公式：

　　式中：

υm

　　——断裂的扩展速度，m／s；

　　υa

　　——声音在管材中的传播速度，m／s；

　　c0

　　——原始裂纹长度，mm；

　　c———在计算υm

　　时的裂纹长度，mm。

　　由式中看出，开始起裂时，即c=c0

　　，此时Vm

　　=0，以后随着c的增加，Vm

　　也逐渐增加，当c为无穷大时，Vm

　　达到最大值：

　　（Vm

　　）max

　　=0．38

　　可能用到的几种管材的Va

　　值如下：

　　钢：

Va

　　=5950m／s

　　铝：

　　=6420m／s

　　铜：

　　=5010m／s

　　玻璃：

　　=5640m／s

　　聚乙烯：

　　=1950m／s

　　按Mott的公式，钢管的断裂速度的最大值为2261m／s

　　实际测到的裂纹扩展速度比上式小得多，Roberts和Wells认为该式中的0．38应改为0．20～0．38；

另一方面Kanninen根据Dugdale模型分析得到0．38应改0．1较为合适。

　　BMI大量的试验表明Vm

　　值与剪切面积的百分比有关，剪切面积越大，则提供的断裂的阻力也越大，因而断裂的扩展速度也就越低。

图2-5-5为X52管材S．A％与断裂速度的对应关系，不同的管材有不同的图形，此外不一一列举。

　　由图5-2-5看出，当S．A％=0时，Vm

　　=（Vm

　　=1800ft／s=550m／s，Kannien认为（Vm

　　）max=（0．1）（Va

　　）=0．1×

5950=590m／s，与BIM试验近似。

当S．A％=100时，则Vm

　　）min=700ft／s=213m／s

　　BIM用电学计算机对大量试验数据进行归纳，得出以下公式，可用以估计Vm

　　值：

　　对于X52管材：

　　Vm

　　=1811-11．4DWTT％S．A

　　对于X60管材：

　　=2246-17．2DWTT％S．A

Vm

　　——ft／s。

　　上式是由65个试验数据中整理出的公式，上式是由39个试验数据中整理出的公式。

　　（四）管线脆性断裂的止裂判据

　　对于脆性断裂，可采用对比管线开裂速度Vm

　　值与介质中减压波的传播速度Cd值来判断是否可以止裂，可称之为速度判据。

　　脆性断裂的开裂速度Vm

　　值已在前面讲过，其速度变化范围较宽，具体数值决定于S．A％和材质两个因素，大体变化在450～900m／s之间。

　　减压波前沿的速度为声波在介质中的传播速度，常用几种介质的减压波的传播速度Vd

　　图2-5-5管材S．A％与断裂速度的对应关系

　　海水1531m／s

　　水1497m／s

　　原油1524m／s（与原油性质有关，此数供参考）

　　乙醇1207m／s

　　空气331m／s

　　CO2

　　259m／s

　　甲烷400m／s

　　天然气380～440m／s

　　由以上看，对于液体介质，减压波速度Vd

　　大于开裂速度Vm

　　值，亦即减压波跑在裂纹扩展的尖端的前面了，这样在裂纹尖端（TipofCrac

　　k）处已处于经过减压的低压区了，断裂失去了驱动力（或驱动力大大减小）因而可以得到止裂。

　　而对于输送气体介质的管线来说，Vd

　　低于或略低于Vm

　　值，亦即裂纹扩展的尖端跑在减压波的前面了，因而裂纹尖端仍处于原来的压力水平下，故得不到止裂。

我们可以归纳为：

　　当Vm

　　≥Vd

　　不能止裂

　　＜Vd

　　可以止裂

　　以上为止裂的速度判据。

　　根据速度判据可以看出，对于输送液体的管线一般不存在脆性断裂失稳扩展问题，亦即起裂后可以得到止裂，但至少有以下的例外：

　　1．起裂管线承受有静压头，例如管线的上方有油罐（高位罐）或较长的管线；

　　2．液体介质中有气体，例如进行水压试验时管线的高点没有把空气排空，这样即使在充水部分断裂，也不能止裂；

　　3．在操作条件下输送的液体介质，有较高的蒸气压。

　　（五）脆性断裂的特征

　　了解脆性断裂的特征，有利于加深对这种断裂的理解，对其特征可归纳如下：

　　1．表面特征。

从断口看，脆性断裂为平断口，断裂面为解理断面或混合型的，即解理断面与剪切断面混杂的断面；

从裂纹的形状看，为波形的，且往往为多分枝的，S．A％越小，分枝越多。

裂纹形状见图2-5-6a和b，其中a为S．A接近为零，b为混合型的。

这与延性断裂大小相同，延性断裂为直的，见图2-5-6中的c图，只有接近止裂时，才向下弯。

　　图2-5-6各种裂纹形状的比较

　　2．开裂速度的特征。

脆性断裂的开裂速度是比较快的，且变化范围宽，在这前面已经谈及。

开裂速度还有另一个明显的特点，即开裂的速度，亦即Vm

　　值是变化的。

　　值的大小决定于管材的S．A％或管材的DWTT的FATT值，但一条管线上钢管的FATT值往往相差甚大。

有人做了调查，调查的管材为X52，直径30～36in，经过统计发现，同一炉钢材制出的钢管的DWFF的FATT值最大差别达50°

F（28℃），而不同炉的钢管的FATT值最大差别为60°

F（33℃）。

所以，对于脆性断裂来说，裂纹由一根管进入相邻的一根管子时，断裂速度是加快了还是减慢了，决定于两根管子在此温度下S．A％的大小，而二者相同的概率是很小的，所以脆性断裂的速度是变化的。

　　延性断裂的S．A％为100％，其Vm

　　值基本上是不变的。

　　3．塑性区尺寸的特征。

延性断裂塑性区的尺寸大，有的可延伸到离断口150mm的范围内，脆性断裂的塑性区尺寸很小，用肉眼观察不到。

　　4．裂纹尖端鼓胀作用的特征。

高速拍摄的照片表明，对于脆性断裂，其裂纹尖端几乎看不到鼓胀现象。

　　在起裂时，鼓胀起作用，此时裂纹尖端的应力由σ增加至Mσ，M为由于鼓胀作用引起的应力集中系数，M为大于1的数值。

起裂后裂纹开始扩展，扩展速度迅速增加，此时鼓胀作用看不到了，M值由大于1逐渐变为1，亦即由于鼓胀作用的消失，使裂纹尖端处的应力减小了。

有些脆性断裂，在同一根管子上，在离裂源不远处止裂，这只能用鼓胀作用的消失来解释。

　　鼓胀作用消失的这种现象尚无严格的科学解释，一般认为由于脆性断裂扩展速度很快，而鼓胀需要有一定时间，对于脆性断裂来说，是由于“来不及”鼓胀而引起消失的。

这与延性断裂大不相同，延性断裂鼓胀自始至终都起着重要作用。

　　二、脆性断裂的断裂力学分析

（一）应力水平对止裂的影响

　　由上文的叙述可归结为，止裂决定于Vm

　　的大小，而Vm

　　的数值又决定于S．A％，而S．A％又决定于操作时的实际温度与FATT之间的关系，而这一切均与应力大小无关。

这使有些人产生了怀疑，道理颇简单，因为对于脆性断裂来说，驱动断裂的唯一能源为储存于管壁中的弹性应变能，而弹性应变能当然是依于应力而存在的，难道Vm

　　与应力无关么？

　　Cornish与Scott在这方面进行了研究，并与英国瓦斯公司（BritishGas，以下简称G．G）共同进行了全尺寸试验，试验结果请见图2-5-7。

　　图2-5-7的横坐标为试验温度低于DWTT的FATT的数值，纵坐标为试验时的应力水平。

由图中可以看出，虽然温度低于FATT，但应力也相应降低以后仍然可以止裂。

在90％线以下的范围，止裂几率可达95％；

在50％及95％之间的区域，止裂概率为50％～95％。

试验还表明，当σ≤30％（SMYS）时，一般均可得到止裂，最坏的情况扩展也不会超过5m。

　　以上试验有重要的工程意义。

当管材无法满足DWTT的FATT要求时，可以降低应力水平使用。

另外选材时，还可做经济比较：

FATT低，则价格贵，这样有可能取较低的应力水平，较厚的钢管而FATT较高的管材，其价格可能更低。

　　图2-5-7低于FATT下的全尺寸试验

（二）脆性断裂止裂的能量判据

　　管内的压力使钢管中产生弹性应变能，这一能量储存于管壁之中，当钢管破裂以后，能量将陆续释放。

管线破裂时的能量释放率，即产生单位破裂面所释放出的能量，在断裂力学上用G代表。

释放率的计算方法最早由Griffith给出，后来由Irwin加以修正，并给出以下公式：

G———能量释放率，kg·

cm／cm2

　　；

　　σ———环向应力，kg／cm2

　　R———管半径，cm；

　　E———弹性模量，kg／cm2

　　。

　　材料对断裂的阻力用R代表，R可由两种办法取得：

（1）做在管线操作温度下的夏比冲击值，得出该数值后，除以缺口下面的净断面积ac

　　，则得出单位面积上的冲击能。

（2）做常温下（高于FATT）的夏比冲击值，得出上平台能（称为CVN下同）。

做DWTT试验，在管线的操作温度下进行，得出在此温度下的S．A％，并按下式计算阻力R：

　　上述的DWTT的S．A％与全尺寸爆破试验所得的S．A％尚有一些差别，为准确起见，可以按图2-5-8进行修正。

　　图2-5-8ZDWTT与全尺寸试验S．A％的对换

　　在工程上推荐用第二种方法。

　　脆性断裂的能量止裂判据为：

　　G≥R脆性断裂扩展

　　G＜R脆性断裂止裂

　　算例：

有一批旧库存管材希在新建管线上应用，管线直径914．1mm，厚度为9．9mm，材质为X60，设计许用应力为72％的规定的最低屈服极限（SMYS），材料在操作温度（-25℃）下做DWTT试验，多个试验的平均值为S．A％=40％，该材料的上平台值CVN=40．68J=4．14kg-m问该材料能否止裂，该材料的FATT=-15℃

　　计算：

　　求出能量释放率G：

　　根据AOI5LX，对于X60，SMYS=4225kg／cm2

　　（三）能量判据的验证

　　为了验证Irwin提出的脆性断裂止裂的能量判据的正确性，曾经做了大量的试验工作，试验结果见图2-5-9。

　　图中的横坐标的（CVN）（S．A％），但不包括ac

　　，纵坐标乘以ac

　　，这样两个坐标的量纲均为ft·

lb。

　　图中实心的圆圈为止裂，空心的圆圈为失稳扩展，如果画一条斜率为1∶1的对角线，则恰恰把止裂与扩展分开，而这一对象线就是止裂条件。

　　图2-5-9脆性断裂止裂能量判据的验证

　　当然也有个别例外，例如图中尚有一空心点在止裂区，但可以认为这种方法基本上是可靠的。

　　三、防止脆性断裂的工程措施

　　在工程上，脆性的失稳扩展是不充许的。

为了避免脆性断裂的失稳扩展，在管道工程上，通常采用以下几种措施：

　　1．选材时规定，要对管材进行在最低操作温度下的DWTT试验，其剪切面积不低于85％，或规定材料的DWTT的FATT值要低于管子的最低操作温度。

　　早期有些管道规范中此项要求比上述的要求低，这是因为当时冶金技术较低，以上要求有时难以达到，或为此要付出较大代价。

但近年来，尤其是近十年来，冶金技术有了很快的发展，管材的FATT值，如表2-5-1所示可以做得很低（但要提出要求）而不需要付出代价或只付出很小的代价。

　　当选用旧管材或新定货的管材难以满足以上要求，或为此而增加的费用太高时，可以降低应力水平使用，具体办法可参阅上文。

　　2．当材料满足不了FATT要求时，可以考虑采用止裂环，止裂环有以下几种形式。

（1）为两个半圆形环，内弧曲率与钢管外径相同，套在钢管上，焊缝在两侧，在焊缝的焊接过程中，焊缝收缩，使圆环紧紧箍在钢管上并略有过盈。

管内受压时，此处环向应力减少，造成止裂。

（2）止裂环为直径、厚度与管线钢管相同的管段，但此管段的FATT值低于操作的最低温度，从而造成止裂。

　　（3）管材沿轧制方向及垂直方向的冲击韧性值相差甚远。

有些止裂环的管段，不更换材料，只是卷管时改变轧制方向，通常环向应力与轧制方向垂直，而止裂环环向应力与轧制方向平行。

　　四、脆性断裂典型事故的分析

　　1960年在美国Trans-Western管线上进行气压试验时，曾发生过一起长达13km的断裂事故。

这里首先以此为典型事例进行分析。

　　该管线直径为30in（762mm），厚度为0．375（9．5mm），X56钢管，裂源为纵向焊缝上的一条疲劳裂纹，这是在运输过程中造成的（本书将详细分析在运输过程中造成疲劳裂纹的可能性）。

破坏时环向应力σ=0．63（SMYS），断裂总长为13．36km。

管线在裂源处起裂后，裂纹分别向两端扩展，一端扩展5．15km后，碰到一根高韧性的管段而止裂，另一端扩展9．21km，碰到一根锻造的厚壁出口汇管而止裂，整个脆裂的形状是波纹状，多分枝的，并飞出CharpyV85％FATT块碎片。

在19块碎片中取出两块碎片，做了CharpyV冲击试验。

两块试样的CharpyV85％FATT值分别为100°

F（37．8℃）和175°

F（79．5℃），在破坏时的温度下做试验，S．A％分别为10％和40％。

　　破坏时，管线的温度（当时的大气温度）为60°

F（15．6℃），操作温度低于FATT故而发生破坏。

　　前面说过，管线二端遇到一根高韧性管段而止裂。

止裂管段经CharpyV试验，其FATT为0°

F，由于在破坏温度下做CharpyV试验S．A=100％，故可止裂。

　　另一个典型例子如下：

　　一根直径为36in管线，厚0．406in，材质为X52。

裂源在一根管中部，起裂后，向东西两个方向扩展，向东跨过裂源管，经东1管、东2管、在东3管处止裂；

向西经过半根裂源管，经西1管、西2管、在进入西3管后，在其中部止裂，破坏时温度为60°

F（15．6℃）。

　　事故后，做SWTT及CharpyV试验。

　　裂源管、东1管、东2管DWT的FATT值分别为70、80、100°

F，均高于60°

F，故为脆性断裂；

而东3管FATT值为40°

F（44℃），故可止裂。

　　西1、西2、西3管的FATT值分别为74°

82°

及64°

F，亦高于60°

F，为何西3可以止裂呢？

　　现根据能量判据再进行校核。

　　由式知能量释放率可按下式计算：

　　由计算可看出R＞G，故可止裂。

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