趙宏偉

（忻州市綜合檢驗檢測中心 忻州 034000）

X65管線鋼通常具有較高的強度和低溫沖擊韌性，綜合性能優(yōu)良，現(xiàn)場適用性能高，是較為成熟的管線用鋼材［1－2］。現(xiàn)某石化公司檢修施工現(xiàn)場發(fā)現(xiàn)一段煤層氣X65螺旋焊管變形開裂，送檢實物見圖1～圖3。一段為螺旋埋弧焊管，另一段為直縫埋弧焊管，中間由環(huán)形焊縫焊接而成，需要對該失效焊接鋼管進行檢驗，并分析找出產生此種失效現(xiàn)象的原因。

圖1 螺旋焊管正面

圖2 樣品側面

圖3 直縫焊管正面

1 宏觀缺陷分析

變形段焊管外徑約700 mm，螺旋焊管平均壁厚為8.7 mm，直縫焊管平均壁厚11.1 mm。具體失效形式為焊管沿周向外徑擴大，并伴有縱向壓縮變形，形貌外觀見圖2。在其周向局部位置產生了圖4所示的斷裂缺陷，斷裂周長約810 mm，見圖5。失效位置位于螺旋焊管一端，距離環(huán)焊縫縱向距離約30 mm位置，見圖6。管線外徑擴大后，外表高度包括涂層部分約高出原位置60 mm。從上述焊管變形宏觀缺陷觀察分析無法得到導致變形失效的具體原因信息，特別是裂紋源的信息，決定對焊管進行試驗分析。

圖4 局部斷裂圖

圖5 斷裂周長

圖6 失效位置

2 化學分析

對X65螺旋焊管近開裂處定為近處，遠離開裂處定為遠處，分別進行光譜化學成分分析，檢驗方法依據(jù)為GB/T 4336—2016《碳素鋼和中低合金鋼 多元素含量的測定 火花放電原子發(fā)射光譜法(常規(guī)法)》。其具體結果見表1。對照GB/T 9711—2017《石油天然氣工業(yè) 管線輸送系統(tǒng)用鋼管》規(guī)定的L450MB化學成分要求，焊管光譜分析結果符合相關國家標準，且開裂處與遠離開裂處的成分沒有較為明顯的差異，直縫焊管與螺旋焊管的Ni、Cr成分含量略有差異，但均在國家標準范圍內。

表1 各部位化學成分的質量分數(shù)值 %

3 力學性能檢測

分別對螺旋焊管和直縫焊管部分進行拉伸、沖擊、彎曲、維氏硬度檢驗，根據(jù)焊管各部位受力情況和變形實際，制定力學性能取樣和試驗方案，其中沖擊試驗溫度初始定為－10 ℃，后續(xù)試驗溫度根據(jù)初始沖擊試驗結果確定。

拉伸性能和夏比沖擊性能是衡量管線性能指標的重要參數(shù)，對焊管進行室溫拉伸試驗，檢驗方法采用GB/T 228—2010《金屬材料 拉伸試驗》，檢測數(shù)據(jù)見表2。試驗過程螺旋焊管平均壁厚為8.7 mm，直縫焊管平均壁厚為11.1 mm，兩者存在明顯差異。拉伸性能表明螺旋焊管屈服強度Rt0.5滿足GB/T 9711—2017規(guī)定的L450MB（450～570 MPa）要求，直縫焊管的屈服強度Rt0.5縱向性能高于L450MB要求，樣品試樣的靠近開裂處的屈服性能滿足要求，遠離開裂處的屈服性能為L450MB的上限。螺旋焊管和直縫焊管的抗拉強度均滿足L450MB（535～760 MPa）要求，直縫焊管的屈服性能和抗拉性能均明顯高于螺旋焊管的性能。

表2 各部位拉伸性能檢測數(shù)據(jù)

對試樣進行溫度區(qū)間為－60～－10 ℃的低溫沖擊試驗，試樣尺寸為7.5 mm×10 mm×55 mm，試驗方法依據(jù)GB/T 229—2020《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗方法》。螺旋焊管靠近開裂處試驗數(shù)據(jù)200～220 J，遠離開裂處試驗數(shù)據(jù)230～270 J，直縫焊管靠近開裂處試驗數(shù)據(jù)160～180 J，遠離開裂處試驗數(shù)據(jù)170～200 J。螺旋焊管和直縫焊管管體沖擊性能均能滿足GB/T 9711—2017規(guī)定的L450MB管體沖擊性能要求（0 ℃時，均值為不小于40 J，單值不小于30 J），且沒有出現(xiàn)沖擊異常試樣。

對管壁不同部位的外表、中部、內里分別取樣進行HV30維氏硬度試驗，試樣檢驗結果均不低于193HV30，檢驗結果符合標準要求，且數(shù)據(jù)沒有顯示存在硬度異常區(qū)域。焊管變形是導致此處管線失效的主要外部特征，因此針對此次事故分析，特別進行彎曲試驗。根據(jù)GB/T 9711—2017規(guī)定，對螺旋焊管和直縫焊管的近裂口處和遠離裂口處、焊縫處分別進行正彎和反彎試驗，彎心直徑為50 mm，結果符合L450MB彎曲標準要求。

4 金相和儀器化壓痕法檢驗

對螺旋焊管和直縫焊管管體外表面、中部、內表面分別橫向取樣，進行金相觀察，金相分析檢驗依據(jù)GB/T 13299—91《鋼的顯微組織評定方法》。X65管線鋼管體中部的金相組織見圖7和圖8。其中顏色較深的部位是貝氏體或為針狀鐵素體，顏色較淺的為粒狀鐵素體和貝氏體的均勻混合組織，鐵素體邊界較為模糊。查閱資料可知該組織結構為X65管線鋼的正常組織，同時鋼的晶粒大小比較均勻，視野范圍內無異常組織出現(xiàn)，顯微觀察中也未發(fā)現(xiàn)有脆性相存在［3－4］。但金相組織表現(xiàn)出輕微的帶狀特征，對管線鋼的性能可能造成不良影響，但是否是管線鋼變形原因之一仍需要后續(xù)分析。對螺旋焊管和直縫焊管分別取樣進行夾雜物檢驗，夾雜物檢驗依據(jù)GB/T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定 標準評級圖顯微檢驗法》，夾雜物檢驗結果見表3，檢驗結果符合產品要求。

圖7 螺旋焊管組織圖

圖8 直縫焊管組織圖

表3 夾雜物檢驗結果

環(huán)焊縫裂開處和裂縫末端分別取金相組織試樣，環(huán)焊縫開裂處縱向顯微觀察可發(fā)現(xiàn)試樣外表裂紋長度為2.2 mm，距離斷口長度約6 mm，見圖9。環(huán)焊縫裂縫末端縱向存在深度為0.2 mm，長度為0.3 mm的外表面裂口，見圖10。金相組織檢驗表明開裂處產生較大的塑性變形，使得開裂附近的母材產生了裂紋，變形范圍很大，在斷裂周長810 mm外依然發(fā)現(xiàn)母材上存在裂口。

圖9 環(huán)焊縫開裂處

圖10 環(huán)焊縫裂縫末端

儀器化壓痕法檢驗技術可以在不破壞試樣的條件下，方便、快捷、精確地檢測工件的主要力學指標［5］。本案例采用壓痕儀對環(huán)焊縫、熱影響區(qū)、母材分別進行抗拉強度檢驗，檢驗示意圖如圖11所示，測量抗拉強度的結果見表4。從儀器化壓痕測量的6個點的抗拉強度看，母材、熱影響區(qū)和焊縫的抗拉強度的關系正常。熱影響區(qū)與母材成分相同，但是由于焊接過程熱量可能造成熱影響區(qū)晶粒長大而使抗拉強度降低。焊縫2點的抗拉強度有較大差異，可能因為H3對應的位置為后焊的第二道焊接，在進行第二道焊過程中，實際上對第一道焊的H4位置進行了回火處理，所以H3位置的抗拉強度高于H4位置對應的抗拉強度。

圖11 儀器化壓痕位置示意圖

表4 儀器化壓痕法測量焊縫抗拉強度結果

5 失效原因分析

直縫焊管和螺旋焊管的成分和各項力學性能均符合設計標準要求，問題焦點在于金相檢驗發(fā)現(xiàn)的裂紋是否是導致管線失效的原因。試驗過程中有以下幾點發(fā)現(xiàn)：1）外觀檢驗中發(fā)現(xiàn)塑性變形范圍較大；2）直縫焊管厚度大于螺旋焊管厚度；3）直縫焊管屈服強度明顯大于螺旋焊管屈服強度，螺旋焊管伸長率大于直縫焊管；4）金相檢驗中發(fā)現(xiàn)，塑性變形區(qū)域內出現(xiàn)了較多細小裂紋，斷裂周長外仍然存在顯微裂口。

采用排除法并結合以上判斷可推測如下結果：在承受同樣縱向巨大壓力條件下，直縫焊管仍然保持了原設計穩(wěn)定狀態(tài)，螺旋焊管靠近直縫焊管的區(qū)域由于管壁厚度不夠和材料屈服強度不足，首先發(fā)生了材料失穩(wěn)現(xiàn)象，失穩(wěn)變形量超過了螺旋焊管材料的承受能力后發(fā)生斷裂。因此可判定金相照片上看到的裂紋，是塑性變形后導致的失效結果，而不是管道變形問題的起因。

正常使用條件下，地下固定焊管不應該承受可能導致塑性變形的巨大軸向壓力，但故障焊管卻受到了導致變形如此大的軸向壓力，軸向壓力的出現(xiàn)是此次事故調查需重點關注的事件，其需要通過現(xiàn)場調查解決。

6 結論

1）直縫焊管與螺旋焊管的成分有局部差異。

2）直縫焊管與螺旋焊管的沖擊、硬度、彎曲、夾雜物和組織檢驗結果均正常。

3）從儀器化壓痕法測量焊縫、熱影響區(qū)和母材的抗拉強度看，各位置的抗拉強度大小關系合理，說明焊接工藝正常，造成這次焊管失效的原因不在于焊接工藝。

4）直縫焊管與螺旋焊管的壁厚差異約有2.4 mm，且直縫焊管的抗拉性能比螺旋焊管的抗拉性能高出了68 MPa（拉伸試驗直縫焊管與螺旋焊管5處取樣位置抗拉強度平均值差值），所以失效發(fā)生在螺旋焊管上是造成失效現(xiàn)象的內因，產生這種失效的原因是受到了巨大的軸向壓力作用。

5）后經過現(xiàn)場確認，施工現(xiàn)場發(fā)生過山體滑坡地質災害，管線變形原因可總結為山體滑坡造成施工現(xiàn)場公路填方土蠕動變形，蠕動變形對公路附近管道造成巨大軸向推力，當此軸向外力超過管道本身的屈曲載荷時，進而造成管道失穩(wěn)變形。