陈 兵,毕 鉴,齐文娇,王香增,徐梦林

(1.西安石油大学 机械工程学院,陕西 西安 710065; 2.陕西延长石油(集团)有限责任公司,陕西 西安 710000)

引 言

为了缓解气候变化,碳捕集、利用与封存(Carbon Capture,Utilization and Storage,CCUS)技术成为应对全球气候变化的关键技术之一[1]。CCUS往往采用长距离、大规模输送的管道输送方式[2],并且管内流体在输送前将通过增压达到超临界态,以最大化质量流率[3]。管材在制造过程中,由于工艺、操作、外界环境等因素容易产生裂纹缺陷,产生的裂纹在管内高压的作用下易发生扩展[4]。另外,超临界CO2泄漏过程中,剧烈的焦耳冷效应[5]会使流体和容器壁温度急剧下降,当壁温降至韧脆转变温度时,脆性断裂的风险将大大增加[6]。CO2管道相比于天然气管道更易发生断裂[7],但由于缺乏相关的指导标准,CO2管道的设计与改造参考的大多是其他烃类的管道标准。直到2018年,挪威船级社(DNV)与澳大利亚的Energy Pipelines CRC进行了两项大规模二氧化碳止裂测试项目[8],并基于项目结果在2021年发布了最新的推荐实践标准规范DNVGL-RP-F104《二氧化碳管道的设计和运行》[9]。该标准与2016年瑞士出版的标准规范ISO 27913:2016《二氧化碳捕集、运输和地质封存-管道运输系统》[10]中都推荐采用修正的Battelle双曲线法(Battelle Two-Curve method,BTCM)[11]对满足管道设计要求的最小韧性指标进行计算。Battelle双曲线模型最初来源于使用贫气和富气的减压试验,该试验不涉及减压波压力平台或平台很短[12],所以用于CO2管道时存在偏差[13],因此后来的研究提出了修正或提高模型精度的方法。KEIM V等[14-15]应用MBW模型研究了韧性断裂状态下管道的结构行为;HU Q H等[16]基于BTCM开发了一种新模型,用于研究超临界CO2管道断裂过程中的止裂韧性;XIAO C H等[17]开发了CFD减压模型,以研究管道内实际流动状态对CO2减压瞬态行为的影响。目前BTCM的应用与研究集中于模型参数与模型方法优化方面,缺少实际应用案例。

本文针对延长油田36×104t/a的超临界CO2管输项目,采用修正的BTCM模型,分析该管线在输送工况下发生裂纹延性扩展后能否满足自行止裂的要求,并对不满足要求的管道逐步增加壁厚进行试算,最终确定满足目标管线断裂止裂韧性的材质等级和壁厚组合。

1 背景介绍

1.1 Battelle双曲线法

BTCM[11]主要用来判断在给定管道的韧性条件下断裂裂纹是否会继续扩展,具体如图1所示。首先,分别计算得到管内流体的减压波速曲线和不同韧性值下的裂纹扩展速度曲线,然后将两种曲线在同一坐标下进行比较,取两种曲线相切时所对应的韧性值为管道裂纹扩展自行止裂所需的最小韧性值,该韧性值所对应的压力即临界压力Pc。

图1 Battelle双曲线法示意图

1.2 减压波速度计算模型

减压波速度计算模型包括CO2热力学参数计算和减压波速度计算。

1.2.1 CO2热力学参数计算方法

当CO2发生泄漏时,CO2的减压过程可以近似看作等熵减压变化[18-19]。因此,在CO2热力学参数计算时,主要计算初始状态下的熵,即

(1)

(2)

Δ=(δ2-4ε)0.5。

(3)

式中:S为熵,kJ/(kg·K);Sideal,0为温度T和参考压力状态下的理想气体熵,kJ/(kg·K);Sdep为熵变,kJ/(kmol·K);MV为平均分子量;kg/kmol;R为气体常数,R=8.314 3 kJ/(kmol·K);a,b,c,Δ,δ,ε为由临界参数和偏心因子确定的系数,不同状态方程结果有所不同;V为比体积,m3/kmol;V0为温度T和参考压力状态下的理想气体比体积,m3/kmol。

1.2.2 减压波速度计算方法

当管内流体未进入两相区前,可以通过状态方程计算其声速。但超临界CO2在减压过程中会发生相变,此时不能由状态方程直接计算出声速,需要在初始温度和压力下,由状态方程计算出初始熵,进而计算压力-密度的等熵线,再根据压力-密度沿等熵线的剖面图,计算相应的声速C[20]

(4)

则减压波速度

W=C-U。

(5)

(6)

式中:W为减压波速度,m/s;U为CO2流出速度,m/s;P为减压压力,MPa;Pi为初始压力,MPa;ρ为减压波后的局部密度,kg/m3;C为声音在管内流体介质中的传播速度,m/s。

1.3 管道裂纹延性扩展速度计算方法

美国Battelle研究院通过全尺寸爆破实验拟合得到断裂扩展速度公式。止裂应力方程式[21]

(7)

断裂扩展方程式适用于实际压力高于止裂压力的情况,采用

(8)

计算管道裂纹扩展速度与压力的对应关系。式中:Vf为管道断裂速度,m/s;Pd为裂纹尖端压降,MPa;Pa为止裂压力,且Pa=σa,MPa;const为经验常数,回填管道取0.275,架空管道取0.379,水下管道取0.234。

由于Battelle经验公式提出的时间比较早,试验所选管线钢最高级别只有X70,而Battelle经验公式用于更高级别管线钢的计算存在一定偏差。因此本文基于ISO 27913[10]附录D中推荐的公式修正方案进行修正,即

(9)

(10)

根据以上分析,可由临界压力Pc和止裂压力Pa得到管道断裂的止裂判据:

2 基于BTCM管道止裂分析方法

根据上文提到的减压波计算模型,管道裂纹延性扩展速度计算方法和止裂判据,建立基于BTCM管道止裂分析方法流程[22],具体步骤如图2所示。

图2 管道止裂分析流程

第1步:输入流体介质的种类和其他初始参数,计算管内CO2流体初始条件下的熵。

第2 步:以管道裂纹发生延性扩展的初始温度T1为参照基准,采用ΔT=0.03 ℃的温度减量,调用内置的GERG-2008方程[23-24]计算出每个温度减量下对应的声速和流出速度等(进入两相区声速则根据式(3)计算),再根据式(4)计算出减压波速度。

第3步:在MATLAB软件中,将管线的外径R、管壁厚度t、单位面积的夏比能量CV代入管道裂纹延性扩展速度计算方程,得到裂纹延性扩展速度曲线。

第4步:根据修正后的Battelle双曲线模型,并结合减压波速度曲线和裂纹延性扩展速度曲线进行分析,对不满足要求的管道逐步增加壁厚进行试算,以求获得满足止裂要求的壁厚组合。

3 延长油田超临界CO2管道止裂分析

3.1 输送气源基本物性参数

延长油田CCUS项目的CO2主要来源于煤化工企业,通过低温甲醇洗装置排出的CO2分为高纯度、低纯度两种气源[25]。本项目管输介质为高纯度CO2气体,具体组分见表1。

表1 气源组分表

图3为实际气源中含杂质CO2与纯CO2的相图。从图3中可以看出,虽然气源CO2的含量能达到98.8%,杂质与含水量均较少,但相图中泡点线仍然向上发生了偏移,形成了明显的两相区域,减压曲线会在更高的压力点穿过相包络线,因而压力平台出现的位置也会更高,显然不利于管道的止裂。

图3 纯CO2与本文工况下含杂质CO2相图

3.2 管道规格及沿程工况

CO2输送流程如图4所示。常规设计下采用最优输送方案的管线参数模拟的计算结果见表2。

表2 L11、L12管线模拟计算结果

图4 36×104 t/a输送流程

L11、L12管线的沿程温度和压力变化分别如图5、图6所示。

图5 L11、L12沿程温度变化

图6 L11、L12沿程压力变化

L11管线入口处的CO2温度为压缩机的排气温度45 ℃,且管道不保温埋地输送,土壤温度为7.8 ℃,管内CO2温度逐渐降低,到出口处时,基本接近土壤温度。L11出口处,由于泵的增压,CO2温度升高了将近6 ℃,达到14.58 ℃时进入L12,之后缓慢降至接近土壤温度。

由图6可以看出,L11、L12管线的终点压力分别为14.40 MPa、13.981 MPa,均满足 13.95 MPa回注压力的要求,管线中任意一处的压力都不低于8.3 MPa,管线全程均处于超临界/密相相态。

各管线为了使CO2达到超临界相进行输送,需先采用增压设备将气体加压至合适的压力值,因而管线的最高温度点位于管道入口处,数值为增压设备的排气温度。经过取点试算,沿程压力降低导致压力平台升高对温降导致压力平台降低趋势的影响并不明显,平台压力值变化总体受温度控制。因此,对减压速度的模拟分析选用入口处工况,如果入口处的分析结果表明管道能够在发生裂纹延性扩展时自行止裂,那么温度低于此最大值的整条管线均能满足要求。

3.3 模拟结果及分析

为了研究L11、L12管线发生裂纹延性扩展时能否自行止裂,分别结合L11、L12管线输送工况和管道规格,对减压波速度曲线和裂纹延性扩展速度曲线进行计算。

管线钢断裂韧性通常用CVN能量冲击功(夏比能量值)来表征,对于管线使用的X80钢,《GB/T 9711-2017 石油天然气工业管线输送系统用钢管》附表G-抗延性断裂扩展的PSL 2钢管中[26]规定的其最小CVN吸收能不低于80 J,X70、X80和X100能提供的夏比能量值范围分别为40～140 J、80～180 J和120～260 J。

在温度低于-20 ℃时[27],X80钢材料断裂韧性会显著降低,当温度继续降低时,存在发生脆性断裂的风险。因此,在管道裂纹延性扩展速度计算过程中,应考虑到由于泄压过程中裂尖位置温度降低对裂纹扩展的影响,若温度低于-20 ℃,基于标准温度下试验得出的CVN吸收能及裂纹延性扩展速度的计算方法已不能适用,需要采用脆性扩展的相关计算方法继续计算。

因此,在本节研究中,先作出80 J和180 J下管线对应的裂纹延性扩展速度曲线,并与减压波速度曲线进行对比分析,如果压力平台的位置位于两条扩展速度曲线之间,说明在合适的夏比能量范围内存在临界夏比能量值,其对应的管道临界止裂压力等于平台压力,进而可根据管线全尺寸夏比能量-止裂压力曲线得到临界夏比能量值。

L11、L12管线内气源的等熵减压曲线及数据分别如图7和表3所示。

表3 L11、L12管线气源等熵减压过程关键位置温压数据

图7 L11、L12管线气源等熵减压曲线

由图7可知,在泄压过程中,L11和L12管线泄压至压力平台位置时裂尖位置温度分别为29.4 ℃和5.4 ℃,减压波速度为零时工况下温度分别降至6.9 ℃和-7.1 ℃,均高于韧脆转变温度,裂纹扩展类型不会发生变化,在泄漏开始至减压波速度为零的压力区间内可使用裂纹延性扩展计算方法。L11、L12管线减压波/裂纹延性扩展速度曲线和全尺寸夏比能量-止裂压力曲线分别如图8-图10所示。

图8 L11管线减压波/裂纹延性扩展速度曲线

由图8可知,L11管线气源组分在13 MPa,45 ℃的工况下,平台压力达到了7.6 MPa,80 J和180 J的裂纹延性扩展速度曲线均不能满足止裂要求。管道规格为Φ168 mm×6.0 mm,材质为X80钢时,任何夏比能量下所能达到的止裂压力也不足7 MPa,不足以避免与减压曲线相交。因此,从基于管体止裂韧性的断裂控制角度来说,这种强度等级和壁厚组合不能够使止裂压力高于平台压力,无法保证当前管段发生裂纹延性扩展时能够自行止裂。

从图9中可以看出,对于L12管线,由于入口温度只有14.58 ℃,尽管其运行压力高于L11管线,但经过计算,其平台压力只有4.8 MPa,80 J的夏比能量对应的裂纹扩展速度曲线已与减压波速度曲线相离,此时止裂压力远高于平台压力,可见80 J的夏比能量足以避免与减压曲线相交。结合图10可知,只需要18.7 J的夏比能量就能够达到4.8 MPa临界止裂压力,使减压速度曲线和裂纹扩展速度曲线在压力平台处相切。而X80钢至少能提供80 J的夏比能量,因此,L12管线的等级和壁厚组合下,管线发生裂纹延性扩展时,裂纹能够自行止裂而不会持续扩展,管线运行较为安全。

图9 L12管线减压波/裂纹延性扩展速度曲线

图10 L11、L12管线全尺寸夏比能量-止裂压力曲线

3.4 不可止裂管道改进措施

3.4.1 改进方法

前文计算分析中,36×104t/a每年项目中的输送管道L11,其管道规格设计的初步方案无法满足止裂韧性的要求,裂纹在延性扩展过程中不会自行止裂。

初步考虑适当增加壁厚,对新规格管道的止裂压力进行试算,以求达到所需的止裂韧性。壁厚的增加参照GB/T17395-2008《无缝钢管尺寸、外形、重量及允许偏差》[28]中的相关标准要求进行选择。

由于管道输送工况并无变化,因而不需要重新计算管线减压波速度,只需根据L11管线减压波速度曲线压力平台值,将其作为临界止裂压力值代入管线壁厚增加后计算的全尺寸夏比能量-止裂压力曲线中,即可得到对应的夏比能量值,并进一步判断增加壁厚的管线能否满足要求,使得管道发生延性扩展后能够止裂。

3.4.2 模拟结果及分析

在原壁厚6.0 mm的基础上增加L11管线的壁厚,选取6.5 mm、7.0 mm、7.5 mm三种规格,在80 J的夏比能量值下进行试算,结果如图11所示。不同壁厚的L11管线临界压力下对应的夏比能量值,见表4。

表4 不同壁厚的L11管线临界压力下对应的夏比能量值

图11 L11管线不同壁厚下全尺寸夏比能量值

由图11和表4可知,在L11管线当前输送工况下,平台压力为7.59 MPa,当壁厚增加到7 mm时,需要高于124 J的夏比能量才能使止裂压力超过平台压力。壁厚为7.5 mm时,79 J夏比能量对应的止裂压力就能够超过平台压力。7 mm的壁厚足以避免裂纹扩展速度曲线与减压曲线相交,因此,将壁厚增加到7 mm,管材夏比能量高于124 J时,L11管线发生裂纹延性扩展时,裂纹能够自行止裂而不会持续扩展,能够保证管线安全运行。

4 结 论

(1)针对延长油田36×104t/a的超临界CO2管输项目气源组分和前期方案设计的管道规格参数,基于减压波速度计算模型和管道裂纹延性扩展判据,使用修正后的Battelle双曲线法分析了该管线在输送工况下发生裂纹延性扩展后能否自行止裂,并对不满足要求的管道逐步增加壁厚进行试算,获得了满足止裂要求的壁厚组合。

(2)将L11管线的壁厚从6.0 mm增加到7.0 mm就能在夏比能量值为124 J时满足止裂要求,这在工程上是经济可行的。当改变管道壁厚对管道止裂性能的整体提升较小时,可以考虑使用止裂器来达到控制断裂的目的。

(3)由于本文的研究重点为管道裂纹延性扩展的止裂预测,因而对减压过程的研究范围为初始工况至减压波速度为零之间,但此时减压过程仍未结束,泄漏口处温度和压力会进一步下降,当温度继续降低时,对管道安全性带来的影响仍需进一步研究。