石油和天然氣管線用鋼3.管線鋼現狀和發展管線鋼的生產技術裝備針狀鐵素體管線鋼X65強度級高性能管線鋼X70強度級高性能管線鋼應變設計與抗變形管線鋼管X80強度級高性能管線鋼X100強度級高性能管線鋼輸氣管線的延性斷裂,高壓輸氣管線的延性斷裂問題高壓輸送天然氣管線與輸油管線的最大區別在脆性斷裂和延性斷裂的擴展特點。原油的減壓速度為2,000m/s左右，管線一旦發生斷裂，內壓立即降低，斷裂就停止了。而輸氣管線對天然氣的壓縮比大，而天然氣的減壓速度小為400m/s左右，在管壁發展快速斷裂時，管道的斷裂非常容易長距離傳播。以前認為，以5001000m/s快速傳播的脆性斷裂容易長距離傳播。但是從1960年代末期發現，在以60350m/s慢速發展延性斷裂的輸氣管道在某種特定的條件下，延性斷裂也有可能快速發展到250390米的長距離。一般地說，所輸送的氣體內含越多，例如，二氧化碳、富氣，管道的管徑越大，管線鋼級越高，就越容易發展延性斷裂。因為高壓輸送天然氣管線一旦發生事故，往往就是不堪設想的重大事故。所以，對延性斷裂的研究一直是國際管道工程界的熱門話題。,對斷裂止裂斷裂發展速度85%CrackspeedGasdecompressionvelocity,CriteriaforRunningShearFracture:,BattelleTwoCurveMethod,Safe,Unsafe,Cv(1)Cv(2),Charpyenergy,(1),(2),Gasdecompressioncurve,Materialresistancecurve,為了弄清楚延性斷裂的特點，日本高強度管線（HLP）委員會在l978-l983年之間進行了七次全尺寸爆破實驗，其中五次在日本的Kamaishi（釜石），兩次在英國BGC天然氣公司的試驗場（現在的Avantica）。試驗所用的管道為X70，管徑l2l9mm，壁厚l8.3mm。其中A.B系列是在釜石做的用壓縮空氣做介質，采用的壓力為ll.6MPa，即規定最小屈服強度（SMYS）的80%。兩次C系列是在英國BGC公司的試驗場做的，用天然氣做介質，成份為Cl采用的壓力為ll.6Mpa，即規定最小屈服強度（SMYS）的80%；成份為C2，采用的壓力為l0.4MPa，即規定最小屈服強度（SMYS）的72%。對比B和C系列的止裂數據結果可知，管體壓力的差別和氣體成份的差別導致對止裂韌性的要求差別明顯。,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,HLP從這些試驗結果中，得出了計算機模似預測延性斷裂擴展速度和止裂的方法，如圖所示。這是在材料的止裂性能曲線（J曲線）和氣體減壓曲線之間的關系得到的。在瞬間，（例如，l/l0000秒），裂紋擴展端的壓力保持不變，裂紋以與壓力相對應的速度擴展。極小的裂紋擴展誘發隨時間進展的減壓，導致低的減壓速度等。如果J曲線和氣體減壓曲線確定下來，裂紋擴展和長度就可以用計算機摸似出來。模擬計算的結果同試驗結果相印證，基本是一致的。求解微分方程，設定L和T兩個變量，展開設定計算模型。,HLPSimulationMethods,1.Crackvelocityiscontrolledbycracktippressure2.CrackextensionduringDT3.Pressuredecreasebycrackextension,Pressure,P0,Pa,Pm,Crackvelocity(Vc)orGasdecompressionvelocity(Vm),GasdecompressioncurveP(Vm),MaterialresistancecurveP(Vc),Initialpressure,DT,DT,Flowchartofthesimulationmodel,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),BasedonBattellesformula,Relationbetweenp-DWTTenergyandCharpyenergy,materialresistance,evaluatedbyexperimentaldata,Cv:Charpyabsorbedenergy(J),兩次試驗都是以開預裂紋（疲勞）DWTT能量為韌性計算值同釜石和BP試驗標定值吻合得很好。再用DWTT能量同CVN之間的關系轉算所需夏比氏沖擊。Vc-材料阻力曲線M/s，Pc-止裂壓力推算Ligament-韌帶，剪切帶面積。,CalculationofPropagationDistance,250J,200J,180J,160J,Cv,Inputdata,X8048”ODx25mmWTGas:Richgas0.80SMYSCharpyenergy:160250J,Gasdecomp.curve,Mat.resistancecurves,VerificationofTheSimulationModel(1),KamaishiTest,Pipegrade:X70Pipesize:48”ODx18.3mmWTGas:AirPressure:11.6MPa(0.80SMYS),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),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),EffectofGasCompositions,gasdecompressioncurves,Effectofgascompositionsoncrackpropagation,EffectofPressureIncrease,Pressureratioversusgasdecompressionvelocity,Effectofthepressureincreasebyusinghigher-gradepipesoncrackpropagation,Pressureincreasebyusinghighergradepipes,EffectofInitialGasTemperature,Effectoftheinitialgastemperatureoncrackpropagation,Effectoftheinitialgastemperatureongasdecompressioncurve,Lowpressure(X60,9.8MPa,Richgas),Highpressure(X100,21.7MPa,Richgas),在富氣輸送條件下，對輸氣管線延性斷裂的止裂韌性要求將隨著天然氣中富氣成份的增加（以BTU/CF表示）而提高圖是針對管徑916mm,壓力12MPa，管壁14mm，X70強度級針狀鐵素體管線鋼管線的推算，隨著天然氣富氣組份的增加到極限值，其對延性斷裂的止裂韌性要求將從120J增加到190J，提高了幾近一倍。,防止高壓輸氣管線延性斷裂問題可以通過實物爆破實驗以驗證建立計算機模擬系統解決。這種模型可以成功地估算X70和X80焊管中延性斷裂的行為對爆破實驗的模擬可以推出下列情況,(1）所需要的止裂韌性數值受氣體成份影響很大，富氣需要較高的止裂韌性數值,(2)用高強度管線鋼在高壓管線中需要較高的止裂韌性,(3）在低溫條件下，即使在相當低的壓力條件下也需要較高的止裂韌性。但是，在高壓條件下，低溫度降低了延性斷裂的敏感性。國產的X70級管線鋼實際上已經達到國際上X80級管線鋼的水平，應該參照國外對X80管線鋼的選用原則處理，即用來輸送經過處理，分離了重組分的天然氣沒問題。如用來輸送“全組分”天然氣則需要調整交貨屈服強度范圍、取樣檢驗方法。國外對Xl00和Xl20級管線鋼都作過實物爆破試驗，建立了計算機模擬的模型。它們的韌性雖然都超過了“止裂”所需最低韌性數值，但余量太小，在關鍵部位仍需要用“止裂”裝置。,石油和天然氣管線用鋼王儀康楊柯單以銀錢百年國家“973”規劃G19980061511超級管線鋼課題組中國科學院金屬研究所(前言)管線鋼的發展背景微合金管線鋼沿革管線鋼現狀和發展4.X120級超高強度管線鋼5.結束語,Xl20強度級管線鋼的研制始自l994年，即開始研制X100強度級管線鋼（1985年）10年以后。在當代石油巨頭EXX0N公司同新日鐵-住友集團合作下,十年來工作進展迅速，到2003年為止，共完成23爐次（約7000噸），433根直縫埋弧焊管（管徑36英寸-914mm，壁厚12-20mm）的試驗性生產工作。研制成功超高強度X120強度級管線鋼管，試生產的直縫埋弧焊管已經（2003年9月-2004年2月）在加拿大天然氣管線試驗場鋪設了1.6公里管線,做為該公司一條36公里天然氣環行線的一部份。在同一時期歐洲鋼管公司也轉遵循類似的技術途徑研制成功了一批X120強度級管線鋼管，并將于近期內進行試驗性鋪設管線工作。X120強度級管線鋼研制工作速度明顯高于X100強度級管線鋼（從1985年迄今完成了9爐次約3000噸試驗性生產)的原因一是試驗顯示出以上貝氏體為基體的X100強度級管線鋼帶來的系列問題，有必要從下貝氏體方面另辟途徑，二是能源需求推動,需要及時解決從北極圈等環境惡劣地區長途輸送天然氣問題。因此，跡象顯示，提高輸送管線鋼強度的進度有可能直接從X80一步跨越到Xl20強度級管線鋼。,新日鐵對提高管線鋼實用強度從X80一步跨越到X120強度級的看法,節約建設境外長途輸送天然氣管線的投資.最近美國籌劃修建一條輸量為200億方/年，長度為1613公里的天然氣管線；對用X70和X120管線鋼管方案做對比，包括管材費、施工費（焊接、開溝）、涂層費、鋼管運輸費。結果是可節約總投資10-l5%。按我國西氣東輸工程推算，可節約47-69億元投資。這對于我國今后大規建設輸送天然氣管線的意義重大。提高輸送壓力減少管線輸送的能耗.我國西氣東輸的輸送氣量為120億方/年，壓力為10MPa，能耗為輸氣量的10%，即每年12億方天然氣被輸氣管線本身消耗了。如應用X120管線鋼建管線，輸送壓力可以提高50%，使用15MPa,輸送能耗量將相應地下降。這對于我國今后節約能耗意義重大。形成研制發展現代管線鋼隊伍及時跟蹤國際發展，避免被動。事實證明，沒有高水平研究發展新型管線鋼的隊伍，我國是發展不起來，也用不起先進的管線鋼的。,提高生產管線鋼擋次，生產高附加值的鋼鐵產品。如以X70管線鋼為l00%基數，X80為105-110%，X100為l15-120%，X120為130-145%。按現行價格計算，每噸X120級焊管較X70加價250美元。,當代微合金超純凈冶煉、控制軋制（TMCP）等先進工藝的急速發展使高強度管線鋼的跨越式發展具備了可能性。,試生產X120直縫埋弧焊管已經（2003年9月-2004年2月）在加拿大天然氣管線試驗場鋪設了1.6公里管線,用X120級超高強度管線鋼降低輸送天然氣費用和能耗,幾種應用X120強度管線鋼方案的經濟效益對比,開發X120級超高強度管線鋼需要滿足的技術條件,Xl20級管線鋼選擇下貝氏體為基體其相變溫度為400-500度,X120級管線鋼顯微組織（A下貝氏體）與Xl00級管線鋼顯微組織（B上貝氏體，即針狀鐵素體）的比較,X120強度級管線鋼的在線冷卻制度,X120級管線鋼在連續冷卻過程中的相轉變（冷卻速度高于20C/s）,X120強度級管線鋼控軋、控冷工藝（TMCP）強化機制,X100強度級管線鋼管場發射電子槍掃描電鏡二次電子圖像fieldemissiongunscanningelectronmicroscope（FEG-SEM上左），其電子背散射圖像electronback-scatteringdiffraction（EBSD上右），基體中的M/A相（下左），及貝氏體圖像(下右）。,含硼X120強度級管線鋼管場發射電子槍掃描電鏡背散射電子圖像（FEG-SEM上左），其電子背散射圖像（EBSD上右）。復合加硼(B11ppm)X120強度級管線鋼管場發射電子槍掃描電鏡二次電子圖像（FEG-SEM下左），其電子背散射圖像（EBSD下右）,X120強度級管線鋼的顯微組織、強度和沖擊韌性,X120強度級管線鋼合金設計篩選結果,試制的Xl20強度級管線鋼焊管機械性能,Xl20強度級管線鋼的拉伸應力-應變曲線，有較長的均勻延伸率,Xl20強度級管線鋼焊管的夏比沖擊韌性和DWTT,含硼（Xl20級）和不含硼（X100級）管線鋼管模擬焊接熱影響區沖擊韌性比較,Xl20強度級U0E焊管焊接熱影響沖擊韌性正態分布,Xl20強度級U0E焊管焊縫（熔敷金屬）沖擊韌性正態分布,Xl20強度級U0E焊管焊縫（熔敷金屬）和焊接熱影響區的CT0D韌性分布,Xl20強度級U0E焊管的環擴測定應力-應變曲線,Xl20強度級U0E焊管的不園度，屈服強度和拉伸強度的正態分布,現場環焊所需焊接材料（熔敷金屬）和工藝的選擇是X120強度級管線鋼的工程適用性的一個主要難點。為了使由Xl20強度級管線鋼管的環焊接頭成為高強度和高韌性、匹配，其焊接材料（熔敷金屬）最終顯微組織己經不能由適用于X60-X70強度級的針狀鐵素為主的，而要以低碳貝氏體和馬氏為主體的組織。,含硼（Xl20級）管線鋼管的焊接冷裂紋敏感性試驗結果,焊接材料（焊絲）的冷裂紋系數（Pcm）與熔敷金屬中針狀鐵素體，貝氏體和馬氏體含量之間的關系。,現場環焊縫（熔敷金屬）在連續冷卻過程中的典型相轉變曲線（CCT）。,Xl20強度級現場環焊用的焊接材料和工藝目的是借助于在最終熔敷金屬中彌散分布的鋯的氧化物為核，生成針狀鐵素體。這種針狀鐵素體對熔敷金屬中低碳貝氏體和馬氏體組識起釘札作用。,供Xl20強度級現場環焊用的焊接材料和工藝目的是借助于在最終熔敷金屬中的散分布的彌散分布的鋯的氧化物為核，生成針狀鐵素體。這種針狀鐵素體對熔敷金屬中低碳貝氏體和馬氏體組識起釘札作用。,供Xl20強度級現場環焊用的焊接材料和工藝目的是借助于在最終熔敷金屬中的散分布的彌散分布的鋯的氧化物為核，生成針狀鐵素體。這種針狀鐵素體對熔敷金屬中低碳貝氏體和馬氏體組識起釘札作用,現場環焊縫（熔敷金屬）的幾種典型顯微組織：碳化物沿低碳馬氏體板條上的亞晶界析出（上