董紹華  張河葦

中國石油大學(xué)（北京）

摘要：本文從管道完整性評價(jià)的國內外研究進(jìn)展出發(fā)，基于天然氣管道中硫化氫的濃度和內外部載荷應力共同作用的環(huán)境影響，分析了含硫化氫管道氫致開(kāi)裂影響下，建立了管道完整性評定方法，建立管道應力、材料、環(huán)境共同作用下的氫致開(kāi)裂臨界擴展模型，得出了氫致開(kāi)裂管道的失效評定關(guān)系，重構了失效評定圖，并給出了在一定輸送壓力和H₂S含量下，含裂紋缺陷X60和X65鋼制管道的安全度和安全范圍，以及含H₂S管道的極限承壓載荷。對管道的安全運行具有重要指導意義。

主題詞： 硫化氫   管道  缺陷  完整性評價(jià)

1．引言

斷裂力學(xué)的發(fā)展，為含缺陷管道和壓力容器的失效完整性提供了科學(xué)依據，1971年美國完善了ASME鍋爐壓力容器缺陷評定標準，至80年代末，英國焊接協(xié)會(huì )、國際焊接協(xié)會(huì )、日本焊接協(xié)會(huì )、美國機械工程師協(xié)會(huì )等相繼公布了10部壓力容器缺陷評定規范或指導性文件^[1~3]，這些標準按其理論分為四類(lèi)：第一、以美國ASME規范為代表的線(xiàn)彈性斷裂理論評定方法；第二、以英國BSIPD6493（1980）為代表的COD理論的評定方法；第三、以英國中央電力局（CEGB）的R6失效評定圖技術(shù)；第四、以美國電力研究院的EPRI方法為代表的J積分理論為基礎的評定方法。

彈塑性斷裂分析中的J積分評定法^[4-6]隨著(zhù)計算機的發(fā)展和計算手段的完善，各種基本的含缺陷結構的J積分已經(jīng)都能計算．加之美國EPRI提出的彈塑性斷裂分析的工程方法，并提供了各種含缺陷結構J積分全塑性解的韌性斷裂手冊，解決了J積分的工程計算問(wèn)題。彈塑性斷裂理論研究所取得的重要進(jìn)展，促使管道、壓力容器缺陷評定技術(shù)又有了新的進(jìn)展、這一進(jìn)展的代表就是英國CEGB的R6失效評定技術(shù)的發(fā)展，英國在1986年又對R6作了第三次修訂，將R6失效評定曲線(xiàn)的物理意義闡述得非常清楚，定義了失效評定曲線(xiàn)，當被評定點(diǎn)落在評定曲線(xiàn)上時(shí)，表示結構失效，若被評定點(diǎn)落在曲線(xiàn)下方，則說(shuō)明結構完好。R6方法的十年發(fā)展，集中反映了近十年來(lái)彈塑性斷裂理論的發(fā)展，它取K因子理論、COD理論及J積分理論等長(cháng)處，以及加入其最新研究成果，使R6方法建立了科學(xué)的理論基礎，進(jìn)而使其成為目前國際上水平最高的壓力容器缺陷評定標準，目前世界各國的壓力容器缺陷評定標準均在向R6方法靠攏，相繼采用失效評定圖技術(shù)^[7-9]。

    但是，對于輸氣管道來(lái)講，環(huán)境斷裂^[10-13]是影響管道操作運行的重要因素，由于輸氣中H₂S的存在，在管道內部形成應力、環(huán)境、材料，此時(shí)，氫致開(kāi)裂應力強度因子小于非氫條件下的臨界應力強度因子，并且管道中H₂S初始濃度不同，氫致開(kāi)裂應力強度因子亦不同。因此，環(huán)境斷裂的安全評定問(wèn)題不僅與材料的機械性能有關(guān)，而且與氫濃度的含量有關(guān)，從失效評定圖上應反映氫濃度的影響和應力作用的影響。

本文考慮氫濃度和應力共同作用的影響，建立新的正確可靠的含氫致裂紋管道的完整性評定方法，并從失效評定圖上反映氫濃度和應力作用的影響�？紤]氫致開(kāi)裂斷裂判據，氫濃度對管道斷裂的影響，建立了管道新的失效評定關(guān)系，并給出失效評定圖。確定一定輸送壓力和H₂S含量下，含裂紋缺陷管道的安全度和安全范圍，并給出了相應的安全系數。

2．管道缺陷裂紋的失效評定關(guān)系

J積分彈塑性的方法是管道彈塑性斷裂力學(xué)的基礎^[14]，這種方法是將彈性解和全塑性解相加到一起得到的彈塑性解，通過(guò)計算J積分的計算，確定出管道缺陷裂紋斷裂強度因子與載荷的關(guān)系，其表達式：

                                                  （1）

其中，為按等效裂紋深度協(xié)調后的J積分彈性分量，為J積分塑性分量。

根據式（1）可推導出的管道以積分理論為基礎的結構失效評定曲線(xiàn)方程，管道裂紋的評定關(guān)系^[15]可寫(xiě)為：          

                     (2)

                          

其中：為完全塑性狀態(tài)（）下管材的塑性失穩壓力，；、為失效點(diǎn)縱坐標和橫坐標；,為彈塑性區修正系數； 為硬化系數；為屈服應力；為壁厚；為內徑；為外徑；為缺陷深度；為硬化指數；為與、以及硬化指數有關(guān)的無(wú)量綱函數。

3．含氫致裂紋管道的完整性（失效）評定曲線(xiàn)

氫環(huán)境下，在氫與外力的共同作用下，引起對材料的應力腐蝕作用，使材料的斷裂韌性下降^[16-18]，即氫致開(kāi)裂應力強度因子小于非氫條件下的臨界應力強度因子，由于管道中H₂S初始濃度不同，作用的程度不同，氫致開(kāi)裂應力強度因子亦不同，建立管道應力、材料、環(huán)境共同作用下的氫致開(kāi)裂臨界擴位錯模型，如圖1所示，從內聚力模型推導出臨界強度

因子與氫濃度及相關(guān)參數的表達式為：

 

圖1  氫致裂紋擴展過(guò)程區位錯分布

                       

                       （3）

                                     （4）

其中，為材料最大內聚力，為泊松比，為臨界斷裂長(cháng)度（與管道環(huán)境無(wú)關(guān)的斷裂長(cháng)度，按照API579 計算得出），為裂尖至位錯區距離，為具有量綱的常數，對于低碳鋼來(lái)講^[20-22]，一般可取，，為氫富集濃度， 為屈服應力，為彈性模量，為氫環(huán)境下臨界積分，為氫致開(kāi)裂斷裂強度因子，為積分系數，為與有關(guān)的常數，、為與和有關(guān)的無(wú)量綱函數，

由于氫環(huán)境下管道材料的臨界斷裂應力強度因子，所以管道的承壓能力下降，無(wú)氫條件下，管道的塑性極限失穩載荷為：

                                      （5）

有氫條件下，含氫管道的極限載荷為：

                                （6）其中，為形狀函數因子，，，為邊界修正因子。

    在氫環(huán)境下，對于壁厚為管道來(lái)講，裂紋深度一定時(shí)，隨著(zhù)載荷的增加，可能發(fā)生斷裂失效，也可能發(fā)生塑性失穩失效，含氫斷裂極限載荷與失穩極限載荷的關(guān)系有兩種可能，一種是，另一種是。當時(shí)，認為在管道起裂之前，發(fā)生塑性失穩，令，對于管道有限長(cháng)橢圓形裂紋，則含氫致裂紋管道的完整性評價(jià)評價(jià)曲線(xiàn)方程為：

                           （7）

    待評定點(diǎn)的坐標與的大小也與管道的操作溫度有關(guān)^[19]，不同的操作溫度，評價(jià)點(diǎn)的坐標也不同，針對氫致開(kāi)裂的斷裂形式，具體的參數如下：

（1） 當操作溫度在下轉變溫度時(shí)，將出現脆性斷裂，因此以作為材料的斷裂韌性，評定點(diǎn)計算如下：

                                                 （8）

（2） 當操作溫度在過(guò)渡區溫度時(shí)，以作為裂紋啟裂的斷裂韌性，評定點(diǎn)計算如下：

                                         （9）

                                                               （10）

4． 含H₂S天然氣管道完整性評價(jià)算例

天然氣埋地輸送管道，材料分別為X60和X65號鋼，輸送介質(zhì)中濕H₂S含量為100mg/m³，管徑為914mm，壁厚為14.3mm，直管軸向裂紋長(cháng)度為40mm，深度為5mm，管道輸送壓力為8.5Mpa，管道出站輸送壓力為8.0Mpa，安裝環(huán)境溫度為20，運行介質(zhì)溫度為10，埋地溝深為2.2m，埋地溝寬1.5m，管線(xiàn)的熱膨脹系數為1.2，沉陷系數為0.2，回填土密度為1800Kg/m³，管道與土壤摩擦系數為0.5，回填土內摩擦參數為0.13，沉陷量為 5mm，X60材料的彈性模量為2.0N/mm²，泊松比為0.2，臨界斷裂應力強度因子為為119.73MPa，硬化系數為2.235，硬化指數為6.575，屈服應力415Mpa，斷裂應力為550Mpa。X65鋼材料的彈性模量為2.0N/mm²，泊松比為0.20，臨界斷裂應力強度因子為為128.91MPa，硬化系數為2.409，硬化指數為6.695，屈服應力450 Mpa，斷裂應力為585Mpa。

    對含H₂S輸氣管道進(jìn)行完整性評價(jià)，給出管道的安全系數，并進(jìn)行安全性判斷。X60和X65鋼埋地管道的完整性評價(jià)曲線(xiàn)如圖1、圖2所示

         圖2   X60管道完整性評價(jià)曲線(xiàn)         圖3   X65鋼管道完整性評價(jià)曲線(xiàn)                     

圖2為X60管道完整性評價(jià)曲線(xiàn)，缺陷評價(jià)點(diǎn)A的坐標為（0.3205，0.3763），對應的安全系數為1.7367，從圖中可看出，含硫化氫管道評價(jià)曲線(xiàn)安全區域范圍變小。圖3為X65鋼管道完整性評價(jià)曲線(xiàn)，缺陷評價(jià)點(diǎn)A的坐標為（0.2038，0.2650），對應的安全系數為1.8375，從圖中也可看出，含硫化氫管道評價(jià)曲線(xiàn)安全區域范圍變小。

5. 結論

（1）本文首次提出了適合于氫環(huán)境下管道彈塑性斷裂分析的完整性評價(jià)方法。

（2）建立管道應力、材料、環(huán)境共同作用下的氫致開(kāi)裂臨界擴展模型，確定了氫環(huán)境下含裂紋管道極限承壓能力P和臨界J積分J_IH。對氫環(huán)境下含缺陷的輸氣管道的安全性進(jìn)行了評價(jià)，給出失效評定圖和安全系數。

（3）考慮管道的埋地參數、內壓、土壓和摩阻力和溫度的影響，應使用當量?jì)葔鹤鳛楣艿赖脑u價(jià)載荷，模擬工況與現場(chǎng)實(shí)際吻合。

（4）氫環(huán)境與非氫環(huán)境下管道缺陷裂紋的評價(jià)安全系數比較可知，氫環(huán)境下的管道安全系數減小，并且隨著(zhù)H₂S濃度越大，則安全系數遞減。

（5）含氫管道的安全評價(jià)系數，不僅與管道內H₂S濃度有關(guān)，而且與材料的機械性能有關(guān)，裂紋缺陷的幾何形狀、硬化系數、硬化指數是影響安全系數的重要因素。 因此降低輸送管道中H₂S的濃度，適當提高材料的硬化系數，可增加含氫缺陷管道的安全系數。

 

參考文獻

[1] PD6493, B. S. I. (1991). Guidance on methods for assessing the acceptability of flaws in fusion welded structures. British Standards Institution.

[2] Milne, I., Ainsworth, R. A., Dowling, A. R., & Stewart, A. T. (1988). Assessment of the integrity of structures containing defects. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 32(1-4), 3-104.

[3] Anderson, T. L., Merrick, R. D., Yukawa, S., Bray, D. E., Kaley, L., & Van Scyoc, K. (1993). Fitness-For-Service Evaluation Procedures For Operating Pressure Vessels, Tanks, And Piping In Refinery And Chemical Service. FS-26, Consultants’ Report, MPC Program On Fitness-For-Service, Draft, 5. 

[4] Shlyannikov, V. N., Boychenko, N. V., Tumanov, A. V., & Fernández-Canteli, A. (2014). The elastic and plastic constraint parameters for three-dimensional problems. Engineering Fracture Mechanics, 127, 83-96.

[5] Simpson, R., & Trevelyan, J. (2011). Evaluation of J 1 and J 2 integrals for curved cracks using an enriched boundary element method. Engineering Fracture Mechanics, 78(4), 623-637.

[6] Zheng, T., Zhu, Z., Wang, B., & Zeng, L. (2014). Stress intensity factor for an infinite plane containing three collinear cracks under compression. ZAMM‐Journal of Applied Mathematics and Mechanics/Zeitschrift für Angewandte Mathematik und Mechanik, 94(10), 853-861. 

[7] Bloom, J. M. M. (1991). ik S N. 含缺陷壓力容器及管道的完整性評定規程.

[8] Gordon, J. R., Wang, Y. Y., & Michaleris, P. (1995). Applying fitness-for-service concepts to welded structures: Special considerations for welded joints (No. CONF-950740--). American Society of Mechanical Engineers, New York, NY (United States). 

[9] American National Standards Institute. (1991). Manual for Determining the Remaining Strength of Corroded Pipelines: A Supplement to ASME B31 Code for Pressure Piping. American Society of Mechanical Engineers.

[10] Morana, R., & Nice, P. I. (2009, January). Corrosion assessment of high strength carbon steel grades P-110, Q-125, 140 and 150 for H2S containing producing well environments. In CORROSION 2009. NACE International. 

[11] Cernocky, E. P., Aaron, V. D., Paslay, P. R., & Wink, R. E. (2005, January). Combined axial tension/compression and internal pressure testing of mini-pipe specimens in H2S environment to determine three dimensional (triaxial) stress states which produce crack initiation failure: explanation of the new test fixture, mini-pipe specimen, and preliminary test results. In SPE High Pressure/High Temperature Sour Well Design Applied Technology Workshop. Society of Petroleum Engineers.

[12] Zheng, S. Q., Chen, L. Q., & Chen, C. F. (2013). Failure analysis of an A333Gr6 pipeline after exposure to a hydrogen sulfide environment. Engineering Failure Analysis, 35, 516-523.

[13] Plennevaux, C., Kittel, J., Frégonese, M., Normand, B., Ropital, F., Grosjean, F., & Cassagne, T. (2013). Contribution of CO 2 on hydrogen evolution and hydrogen permeation in low alloy steels exposed to H 2 S environment. Electrochemistry Communications, 26, 17-20. 

[14] Defect Assessment of Pressure Vessels Standard Compilation Group. (1985) Defect assessment of pressure vessels standard CVDA-1984. Journal of Mechanical Strength,1985,2 (1):1-24.

[15] Wang, H. T., Wang, G. Z., Xuan, F. Z., & Tu, S. T. (2013). Fracture mechanism of a dissimilar metal welded joint in nuclear power plant. Engineering Failure Analysis, 28, 134-148.

[16] 董紹華. (2000). 油氣管道氫損傷失效行為研究進(jìn)展. 油氣儲運, 19(4), 1-6.

[17] Knyazeva, M., & Pohl, M. (2013). Duplex steels: Part I: genesis, formation, structure. Metallography, Microstructure, and Analysis, 2(2), 113-121.

[18] Yeh, T. K., Huang, G. R., Wang, M. Y., & Tsai, C. H. (2013). Stress corrosion cracking in dissimilar metal welds with 304L stainless steel and Alloy 82 in high temperature water. Progress in Nuclear Energy, 63, 7-11. 

[19] Kim, W. K., Koh, S. U., Yang, B. Y., & Kim, K. Y. (2008). Effect of environmental and metallurgical factors on hydrogen induced cracking of HSLA steels. Corrosion Science, 50(12), 3336-3342.

[20] Ding Hongzhi，Xing Xiusan，Zhu Hesun，A  model for hydrogen induced embrittling process zone cracking with application to the Calculation of threshold stress intensity  Journal of Beijing Institute of  Technology  15(1) 1995  P55~59

[21] oriani R A, Josephic P H, Hydrogen assisted Cracking of Steel Acta Metall, 1977,25 977-985

[22] Ahhurst K N, Baker T J, the threshold stress intensity for hydrogen induced crack growth Metall Trans , 1981, 12A .P1059-1070