石油和天然气管线用钢PPT课件.ppt

石油和天然气管线用钢3 管线钢现状和发展管线钢的生产技术装备针状铁素体管线钢X65强度级高性能管线钢X70强度级高性能管线钢应变设计与抗变形管线钢管X80强度级高性能管线钢X100强度级高性能管线钢输气管线的延性断裂 1 高压输气管线的延性断裂问题高压输送天然气管线与输油管线的最大区别在脆性断裂和延性断裂的扩展特点 原油的减压速度为2 000m s左右 管线一旦发生断裂 内压立即降低 断裂就停止了 而输气管线对天然气的压缩比大 而天然气的减压速度小为400m s左右 在管壁发展快速断裂时 管道的断裂非常容易长距离传播 以前认为 以500 1000m s快速传播的脆性断裂容易长距离传播 但是从1960年代末期发现 在以60 350m s慢速发展延性断裂的输气管道在某种特定的条件下 延性断裂也有可能快速发展到250 390米的长距离 一般地说 所输送的气体内含越多 例如 二氧化碳 富气 管道的管径越大 管线钢级越高 就越容易发展延性断裂 因为高压输送天然气管线一旦发生事故 往往就是不堪设想的重大事故 所以 对延性断裂的研究一直是国际管道工程界的热门话题 2 对断裂止裂断裂发展速度 气体泄载速度 Gasdecompression Crackpropagation 止裂 Fracturespeedanddecompressionspeed 在钢中发展断裂的速度取决于断裂的型式 纯塑性断裂的发展速度一般低于300米 秒 塑性 脆性断裂过渡型断裂的发展速度介于300 500米 秒之间 纯脆性断裂发展速度一般高于500米 秒 压缩空气最高泄压速度为350米 秒 天然气最高泄压速度为400米 秒 3 DropWeighTearTest DWTT 85 Shear的物理涵意 SA 85 Crackspeed 250m s APIRP 5L3 RecommendedPracticeforConductingDrop WeightTearTestsonLinePipe CrackArrest pressednotch 4 5 对高压输送天然气管线而言 延性断裂是必需先行解决的问题之一 根据Battalle发展的 裂纹阻力和气体泄压速度 双曲线理论 延性断裂的发展在于当高压气体通过断裂口泄压的速度慢于管壁断裂的发展速度时 这种断裂将 自动 发展 如图所示 管道的材料对断裂的阻力曲线 JR 曲线 慢于气体的泄压曲线时 这种断裂会自动 停止 而当材料的JR曲线有时快于气体的泄压曲线时 就会发展延性断裂 对延性断裂止裂的最低韧性要求 取决于材料对断裂发展速度的阻力曲线同气体的泻压曲线的相交点 6 Why RunningShearFracture Crackvelocity Gasdecompressionvelocity CriteriaforRunningShearFracture BattelleTwoCurveMethod Safe Unsafe Cv 1 Cv 2 Charpyenergy 1 2 Gasdecompressioncurve Materialresistancecurve 7 为了弄清楚延性断裂的特点 日本高强度管线 HLP 委员会在l978 l983年之间进行了七次全尺寸爆破实验 其中五次在日本的Kamaishi 釜石 两次在英国BGC天然气公司的试验场 现在的Avantica 试验所用的管道为X70 管径l2l9mm 壁厚l8 3mm 其中A B系列是在釜石做的用压缩空气做介质 采用的压力为ll 6MPa 即规定最小屈服强度 SMYS 的80 两次C系列是在英国BGC公司的试验场做的 用天然气做介质 成份为Cl采用的压力为ll 6Mpa 即规定最小屈服强度 SMYS 的80 成份为C2 采用的压力为l0 4MPa 即规定最小屈服强度 SMYS 的72 对比B和C系列的止裂数据结果可知 管体压力的差别和气体成份的差别导致对止裂韧性的要求差别明显 8 FullScaleBurstTestsbyHLPCommittee KamaishiTest BGCTest Fig Pipearrangements arrest propagate Pipegrade X70Pipesize 48 ODx18 3mmWTGas AirPressure 11 6MPa 0 80SMYS Onlypipearrangementchanged Pipegrade X70Pipesize 48 ODx18 3mmWTGas NaturalgasPressure C1 11 6MPa 0 80SMYS C2 10 4MPa 0 72SMYS ArresttoughnessdependsonPipearrangementsPressurizedmediumandpressure ringoffgirthweldfracture 9 10 11 HLP从这些试验结果中 得出了计算机模似预测延性断裂扩展速度和止裂的方法 如图所示 这是在材料的止裂性能曲线 J曲线 和气体减压曲线之间的关系得到的 在瞬间 例如 l l0000秒 裂纹扩展端的压力保持不变 裂纹以与压力相对应的速度扩展 极小的裂纹扩展诱发随时间进展的减压 导致低的减压速度等 如果J曲线和气体减压曲线确定下来 裂纹扩展和长度就可以用计算机摸似出来 模拟计算的结果同试验结果相印证 基本是一致的 求解微分方程 设定L和T两个变量 展开设定计算模型 12 HLPSimulationMethods 1 Crackvelocityiscontrolledbycracktippressure2 CrackextensionduringDT3 Pressuredecreasebycrackextension Pressure P0 Pa Pm Crackvelocity Vc orGasdecompressionvelocity Vm GasdecompressioncurveP Vm MaterialresistancecurveP Vc Initialpressure DT DT Flowchartofthesimulationmodel 13 MaterialResistanceCurve Comparisonbetweenexperimentalandestimatedcrackvelocities Vc crackvelocity m s sflow flowstress YS TS 2 MPa Pc crackarrestpressure MPa D pipediameter mm t wallthickness mm Dp pre crackedDWTTenergy J Ap ligamentareaofDWTTspecimen mm BasedonBattelle sformula Relationbetweenp DWTTenergyandCharpyenergy materialresistance evaluatedbyexperimentaldata Cv Charpyabsorbedenergy J 14 两次试验都是以开预裂纹 疲劳 DWTT能量为韧性计算值同釜石和BP试验标定值吻合得很好 再用DWTT能量同CVN之间的关系转算所需夏比氏冲击 Vc 材料阻力曲线M s Pc 止裂压力推算Ligament 韧带 剪切带面积 15 16 CalculationofPropagationDistance 250J 200J 180J 160J Cv Inputdata X8048 ODx25mmWTGas Richgas0 80SMYSCharpyenergy 160 250J Gasdecomp curve Mat resistancecurves 17 VerificationofTheSimulationModel 1 KamaishiTest Pipegrade X70Pipesize 48 ODx18 3mmWTGas AirPressure 11 6MPa 0 80SMYS 18 VerificationofTheSimulationModel 2 BGCTest Pipegrade X70Pipesize 48 ODx18 3mmWTGas Naturalgas Comparisonbetweenbursttestresultandsimulatedresult 1 HLP C1test Comparisonbetweenbursttestresultandsimulatedresult 2 HLP C2test Pressure C1 11 6MPa 0 80SMYS C2 10 4MPa 0 72SMYS 19 VerificationofTheSimulationModel 3 Comparisonbetweenbursttestresultandsimulatedresult CSM SNAM ILVA X80test Comparisonbetweenbursttestresultandsimulatedresult CSM SNAM Europipe 36 100test CSM X80 Pipesize 56 ODx26mmWTGas AirPressure 16 1MPa 0 80SMYS CSM X100 Pipesize 36 ODx16mmWTGas AirPressure 18 1MPa 0 75SMYS 20 EffectofGasCompositions gasdecompressioncurves Effectofgascompositionsoncrackpropagation 21 EffectofPressureIncrease Pressureratioversusgasdecompressionvelocity Effectofthepressureincreasebyusinghigher gradepipesoncrackpropagation Pressureincreasebyusinghighergradepipes 22 EffectofInitialGasTemperature Effectoftheinitialgastemperatureoncrackpropagation Effectoftheinitialgastemperatureongasdecompressioncurve Lowpressure X60 9 8MPa Richgas Highpressure X100 21 7MPa Richgas 23 在富气输送条件下 对输气管线延性断裂的止裂韧性要求将随着天然气中富气成份的增加 以BTU CF表示 而提高图是针对管径916mm 压力12MPa 管壁14mm X70强度级针状铁素体管线钢管线的推算 随着天然气富气组份的增加到极限值 其对延性断裂的止裂韧性要求将从120J增加到190J 提高了几近一倍 24 25 26 27 28 29 30 31 防止高压输气管线延性断裂问题可以通过实物爆破实验以验证建立计算机模拟系统解决 这种模型可以成功地估算X70和X80焊管中延性断裂的行为对爆破实验的模拟可以推出下列情况 1 所需要的止裂韧性数值受气体成份影响很大 富气需要较高的止裂韧性数值 2 用高强度管线钢在高压管线中需要较高的止裂韧性 3 在低温条件下 即使在相当低的压力条件下也需要较高的止裂韧性 但是 在高压条件下 低温度降低了延性断裂的敏感性 国产的X70级管线钢实际上已经达到国际上X80级管线钢的水平 应该参照国外对X80管线钢的选用原则处理 即用来输送经过处理 分离了重组分的天然气没问题 如用来输送 全组分 天然气则需要调整交货屈服强度范围 取样检验方法 国外对Xl00和Xl20级管线钢都作过实物爆破试验 建立了计算机模拟的模型 它们的韧性虽然都超过了 止裂 所需最低韧性数值 但余量太小 在关键部位仍需要用 止裂 装置 32 石油和天然气管线用钢王仪康杨柯单以银钱百年国家 973 规划G19980061511超级管线钢课题组中国科学院金属研究所 前言 管线钢的发展背景微合金管线钢沿革管线钢现状和发展4 X120级超高强度管线钢5 结束语 33 Xl20强度级管线钢的研制始自l994年 即开始研制X100强度级管线钢 1985年 10年以后 在当代石油巨头EXX0N公司同新日铁 住友集团合作下 十年来工作进展迅速 到2003年为止 共完成23炉次 约7000吨 433根直缝埋弧焊管 管径36英寸 914mm 壁厚12 20mm 的试验性生产工作 研制成功超高强度X120强度级管线钢管 试生产的直缝埋弧焊管已经 2003年9月 2004年2月 在加拿大天然气管线试验场铺设了1 6公里管线 做为该公司一条36公里天然气环行线的一部份 在同一时期欧洲钢管公司也转遵循类似的技术途径研制成功了一批X120强度级管线钢管 并将于近期内进行试验性铺设管线工作 X120强度级管线钢研制工作速度明显高于X100强度级管线钢 从1985年迄今完成了9炉次约3000吨试验性生产 的原因一是试验显示出以上贝氏体为基体的X100强度级管线钢带来的系列问题 有必要从下贝氏体方面另辟途径 二是能源需求推动 需要及时解决从北极圈等环境恶劣地区长途输送天然气问题 因此 迹象显示 提高输送管线钢强度的进度有可能直接从X80一步跨越到Xl20强度级管线钢 34 新日铁对提高管线钢实用强度从X80一步跨越到X120强度级的看法 35 节约建设境外长途输送天然气管线的投资 最近美国筹划修建一条输量为200亿方 年 长度为1613公里的天然气管线 对用X70和X120管线钢管方案做对比 包括管材费 施工费 焊接 开沟 涂层费 钢管运输费 结果是可节约总投资10 l5 按我国西气东输工程推算 可节约47 69亿元投资 这对于我国今后大规建设输送天然气管线的意义重大 提高输送压力减少管线输送的能耗 我国西气东输的输送气量为120亿方 年 压力为10MPa 能耗为输气量的10 即每年12亿方天然气被输气管线本身消耗了 如应用X120管线钢建管线 输送压力可以提高50 使用15MPa 输送能耗量将相应地下降 这对于我国今后节约能耗意义重大 形成研制发展现代管线钢队伍及时跟踪国际发展 避免被动 事实证明 没有高水平研究发展新型管线钢的队伍 我国是发展不起来 也用不起先进的管线钢的 36 提高生产管线钢挡次 生产高附加值的钢铁产品 如以X70管线钢为l00 基数 X80为105 110 X100为l15 120 X120为130 145 按现行价格计算 每吨X120级焊管较X70加价250美元 当代微合金超纯净冶炼 控制轧制 TMCP 等先进工艺的急速发展使高强度管线钢的跨越式发展具备了可能性 37 试生产X120直缝埋弧焊管已经 2003年9月 2004年2月 在加拿大天然气管线试验场铺设了1 6公里管线 38 用X120级超高强度管线钢降低输送天然气费用和能耗 39 几种应用X120强度管线钢方案的经济效益对比 40 开发X120级超高强度管线钢需要满足的技术条件 41 Xl20级管线钢选择下贝氏体为基体其相变温度为400 500度 42 X120级管线钢显微组织 A下贝氏体 与Xl00级管线钢显微组织 B上贝氏体 即针状铁素体 的比较 43 X120强度级管线钢的在线冷却制度 44 X120级管线钢在连续冷却过程中的相转变 冷却速度高于20C s 45 X120强度级管线钢控轧 控冷工艺 TMCP 强化机制 46 X100强度级管线钢管场发射电子枪扫描电镜二次电子图像fieldemissiongunscanningelectronmicroscope FEG SEM上左 其电子背散射图像electronback scatteringdiffraction EBSD上右 基体中的M A相 下左 及贝氏体图像 下右 47 含硼X120强度级管线钢管场发射电子枪扫描电镜背散射电子图像 FEG SEM上左 其电子背散射图像 EBSD上右 复合加硼 B11ppm X120强度级管线钢管场发射电子枪扫描电镜二次电子图像 FEG SEM下左 其电子背散射图像 EBSD下右 48 X120强度级管线钢的显微组织 强度和冲击韧性 49 X120强度级管线钢合金设计筛选结果 50 试制的Xl20强度级管线钢焊管机械性能 51 Xl20强度级管线钢的拉伸应力 应变曲线 有较长的均匀延伸率 52 Xl20强度级管线钢焊管的夏比冲击韧性和DWTT 53 含硼 Xl20级 和不含硼 X100级 管线钢管模拟焊接热影响区冲击韧性比较 54 Xl20强度级U0E焊管焊接热影响冲击韧性正态分布 55 Xl20强度级U0E焊管焊缝 熔敷金属 冲击韧性正态分布 56 Xl20强度级U0E焊管焊缝 熔敷金属 和焊接热影响区的CT0D韧性分布 57 Xl20强度级U0E焊管的环扩测定应力 应变曲线 58 Xl20强度级U0E焊管的不园度 屈服强度和拉伸强度的正态分布 59 现场环焊所需焊接材料 熔敷金属 和工艺的选择是X120强度级管线钢的工程适用性的一个主要难点 为了使由Xl20强度级管线钢管的环焊接头成为高强度和高韧性 匹配 其焊接材料 熔敷金属 最终显微组织己经不能由适用于X60 X70强度级的针状铁素为主的 而要以低碳贝氏体和马氏为主体的组织 60 含硼 Xl20级 管线钢管的焊接冷裂纹敏感性试验结果 61 焊接材料 焊丝 的冷裂纹系数 Pcm 与熔敷金属中针状铁素体 贝氏体和马氏体含量之间的关系 62 现场环焊缝 熔敷金属 在连续冷却过程中的典型相转变曲线 CCT 63 Xl20强度级现场环焊用的焊接材料和工艺目的是借助于在最终熔敷金属中弥散分布的锆的氧化物为核 生成针状铁素体 这种针状铁素体对熔敷金属中低碳贝氏体和马氏体组识起钉札作用 64 供Xl20强度级现场环焊用的焊接材料和工艺目的是借助于在最终熔敷金属中的散分布的弥散分布的锆的氧化物为核 生成针状铁素体 这种针状铁素体对熔敷金属中低碳贝氏体和马氏体组识起钉札作用 65 供Xl20强度级现场环焊用的焊接材料和工艺目的是借助于在最终熔敷金属中的散分布的弥散分布的锆的氧化物为核 生成针状铁素体 这种针状铁素体对熔敷金