关于CCUS 项目中管材选择的探讨

蒋风松 汪璐 曹毅渊

大庆油田设计院有限公司

2020 年9 月，习近平总书记在第七十五届联合国大会上指出：中国力争2030 年前实现碳达峰，努力争取2060 年前实现碳中和[1]。CCUS（Carbon Capture，Utilization and Storage，即碳捕集、利用与封存）是将捕获的CO2进行直接利用或封存，既可以去除多余的CO2，也可产生一定的经济效益，是国际公认的三大减碳途径之一，也是国际公认的应对气候变化、实现大规模快速碳减排、迈向碳中和的关键技术路径[2]。尽管CO2的性质与石油、天然气有很大差异，但传统的管道材料和施工做法可以用来提供某些基本的预防措施[3]。仅从技术上说，CO2在管道中以气态、液态或密相、超临界态运输都是可行的。但由于气相CO2密度太小，运输成本较高。在实际工程中，对于大输量、长距离CO2管道，采用超临界密相/输送CO2是最经济的输送方式[4]。目前，全球范围内已经有超过10 000 km 的CO2管道，多分布在北美和欧洲，均采用超临界/密相输送技术[5-9]。其中Kinder Morgan 公司是世界最大的CO2管道运营商，其运营的CO2管道单管输量最高可达2 000×104t/a[10]。国内有关CO2运输技术的研究刚刚起步，尚无实际铺设的大规模CO2输送管线投产运行，目前仅有一些短距离CO2管道示范性的尝试，多为气态，每年输量几十万吨，暂无高压大输量（百万吨/千万吨级）CO2管道[3-5]。目前国内外没有有效的模型可以准确计算超临界/密相CO2管道的止裂韧性[11]。为此，将对断裂控制设计进行细致的讨论。

1 减压波特性计算

根据BTC（巴特尔）双曲线模型，管道若要依靠自身韧性止裂，需满足管道压力大于止裂压力的前提下减压波速一直大于裂纹扩展速度。因此，判断管道韧性能否止裂，需要比较超临界/密相CO2泄漏等熵减压过程中，不同压力下的减压波速和裂纹扩展速度的大小，当管内压力低于止裂压力时，减压波波速大于裂纹扩展速度，管道的韧性才能满足止裂要求。即管材在选择合适管型、壁厚的前提下，能否通过管材本身性能进行止裂，还是需要外加措施来保障管道的本质安全，可通过减压波特性计算来进行判断。

1.1 减压波模型

目前已有的减压波计算模型计算过程都较为复杂，且大多用于密相及超临界状态CO2管道减压波传播特性的研究。为此，在国内外的研究基础上，采用GERG-2008 状态方程，结合均相流模型和两相流声速计算模型，建立了含杂质CO2管道减压波预测模型[12]。模型假设如下：

（1）管内CO2为一维等熵流动不计传热和摩擦的影响。

（2）管道为水平管道，不考虑高差和管径的影响。

（3）管内流体处于热力学完全平衡状态。

（4）气、液相之间不存在滑移[8]。

管道发生断裂的初始阶段，管内介质仍为单相（超临界态、液态和气态）流动，当地声速大小只是温度T的函数。但CO2管道一旦发生断裂，会在断裂处形成壅塞流动，泄漏减压过程是等熵过程。由于具有极强的焦耳汤姆逊效应，压力和温度的骤降使得管内CO2发生相变进入气液两相区[13]。管输介质在管道断裂过程中一旦从单相流动变为气液两相流动时，其减压特性将会发生巨大变化。气液两相的相互掺混极大地改变了介质流动的结构特征，导致气液两相共存时介质的可压缩性远大于单相气体或者液体的可压缩性，从而引起声波传播速度的突降[14]。

假定管内CO2进入气液两相区的流动为均相流动，气液两相的压力、温度和化学势均达到平衡，可采用（pTμ-relaxation）平衡模型可得到CO2气液两相流动的声速。

管道发生断裂后，管内CO2立即从开裂处流向大气，减压波在管道断裂处速度达到最大，而减压波前沿的出口流速近似为零[13]。对于等熵流动，管道断裂处的介质出流速度如公式（1）所示。

式中：Ui为管内介质出流速度，m/s；p为介质减压压力，kPa；a为介质声速，m/s；ρ为介质密度，kg/m3；s为定熵过程。

对于等熵流动，存在关系式dp=a2dρ。为进行数值求解，可将积分方程式转换为微分方程式。对于上述介质出流速度每一个计算过程，管道断裂处的出流速度可由公式（2）确定。即

1.2 裂纹扩展速度计算

根据BTC 双曲线模型，管道若要依靠自身韧性止裂，需要满足管道压力大于止裂压力的前提下减压波速一直大于裂纹扩展速度[15]。因此，计算裂纹扩展速度的压力区间应为超临界CO2管道裂纹扩展的初始压力降至止裂压力，止裂压力通过止裂应力确定。

当裂纹尖端压力高于止裂压力时，裂纹会持续扩展，裂纹持续扩展断裂速度方程式是基于对塑性应变场扩展速度考虑，根据稳态韧性断裂扩展的现有数据对方程式进行校准后可得出公式（3）。

式中：Vf为裂纹扩展速度，m/s；为流动压力，MPa；C为经验常数；CV为单位面积夏比V 型能量，J/mm2，一般全尺寸夏比冲击试样横截面积取80 mm2；p1为裂纹尖端的压力，MPa；pa为止裂压力，MPa。

由速度判据可知，判断管道韧性能否止裂，需要比较超临界CO2泄漏等熵减压过程中，不同压力下的减压波速和裂纹扩展速度的大小，当管内压力高于止裂压力时，减压波波速一直大于裂纹扩展速度，管道的韧性才能满足止裂要求。

1.3 裂纹扩展速度计算模型

根据减压波计算模型，输入管道输送介质的组分及含量进行减压波波速计算，裂纹扩展速度计算流程如图1 所示。

图1 裂纹扩展速度计算流程Fig.1 Calculation flow of crack growth velocity

根据图1，模拟吉林石化至吉林油田CO2管道工程从超临界态（14.5 MPa、323.15 K）开始泄漏时，则减压波平台压力为7.719 6 MPa，裂纹扩展速度和减压波波速分析如图2 所示。由图2 可知，管材性能满足最小止裂夏比能量要求时，管材可依靠自身韧性进行止裂。

图2 裂纹扩展速度和减压波波速分析Fig.2 Analysis of crack growth velocity and decompression wave velocity

2 管材延性起裂模拟计算

通过减压波模拟计算可知，管材具有一定的韧性止裂值时，管道可通过自身韧性止裂。而止裂韧性指标的确定，需进行延性起裂、止裂、断裂的模拟计算。由于超临界/密相CO2管道的输送介质特殊性，在管材选材时，各项指标计算与常规油气输送管道的不同点在于，CO2输送管道需具有足够的耐扩展延展断裂能力，即需要重点进行管材的起裂、止裂模拟计算，以便为设计者在设计管材止裂韧性指标时提供依据。

CO2管道抗起裂能力的优化过程与其他流体管道相同。尽管超临界/密相CO2管道的工作压力比油气输送管道高，但对起裂过程没有本质的影响，对于轴向缺口，起裂过程主要由环向应力驱动[16]。因管道断裂所引起的后果可能比泄漏严重的多，所以确定止裂韧性参数通常采用的方法是通过确保较长的临界穿壁裂纹长度来达到较高的抗轴向断裂能力。提高了管子抵抗表面缺陷的穿壁断裂能力。

轴向穿透裂纹在断裂时的环向应力计算如公式（4）、公式（5）所示。

式中：σT为断裂时的环向应力，MPa；Kc为临界（平面应力）应力强度因子，N/mm3/2；c为穿壁裂缝长度的一半，mm；MT为穿壁裂纹Folias 因子；R为管道的公称半径，mm；t为管道的壁厚，mm；

Folias 因子体现了由于裂纹周围管道膨胀而引起的应力集中。

对于一般在静态条件下韧性较高的管线材料，Kc可以根据夏比能量来计算，即

式中：CVN为夏比V 型能量，J；E为弹性模量，MPa，取2.0×105～2.1×105MPa；Ac为冲击试样的面积，mm2，全尺寸试样取80 mm2。

整合后可得：

利用该公式可以模拟计算出临界缺陷长度c值与夏比冲击功之间的数据关系。对大庆油田CCUSEOR 管道工程（一期）推荐管材L415M HFW 钢管进行模拟计算，可知管径为323.9 mm 时，最小起裂夏比能量值为68.41 J。

3 延性止裂模拟计算

对于天然气管道，通常使用BTC 模型来估算止裂韧性，BTC 模型是半经验模型，参数通过全尺寸天然气爆破试验验证。对超临界/密相CO2管道进行了几次全尺寸爆破试验，但并不能证明BTC 模型应用于超临界/密相CO2管道时的有效性。按照有关规定，经理论研究和全尺寸爆破试验，一般认为BTCM（巴特尔双曲线模型）对于超临界/密相CO2管道止裂计算预测不适用[17]。通过研究国外标准规范，可选用如下方法来计算超临界/密相CO2管道的止裂韧性值，为设计管道止裂韧性参数时提供借鉴性参考。

3.1 CO2管道止裂韧性计算

CO2管道止裂韧性计算流程如图3 所示。按照计算流程，管材一般线路段的夏比冲击功计算，如公式（8）所示。

图3 CO2管道止裂韧性计算流程Fig.3 Calculation flow of cracking arrest toughness of CO2 pipeline

式中：Ccf为修正系数；Ac为冲击试样的面积，mm2；σf为流动应力，MPa；σa为制动应力，MPa；ps为最大饱和压力（表压），MPa；D为管道的外径，mm。

根据巴特尔双曲线法计算出的最小止裂夏比能量绘制出不同壁厚的裂纹扩展速度曲线。当裂纹扩展曲线与减压波平台相切时（此时止裂压力为减压波平台压力）确定的最小夏比能，裂纹在高于减压波平台压力时扩展速度大于减压波波速，裂纹不能依靠自身止裂，所以与平台相切时的最小夏比能不满足巴特尔双曲线法。

进一步提升夏比能，使得裂纹扩展曲线与减压波曲线完全相切（没有交点），此时的最小夏比能为Battelle 双曲线法规定的依靠自身止裂的最小夏比能。

3.2 CO2管道止裂韧性综合评价

超临界/密相CO2管道止裂韧性评估如图4 所示。该简化模型的基础是公共领域中所有超临界/密相CO2管道全尺寸爆破试验的分析结果，该简化模型的适用范围是基于当前理解和可用数据。

图4 超临界/密相CO2管道延性断裂止裂评估示意图Fig.4 Schematic diagram of crack arrest evaluation for ductile fracture of supercritical/dense phase CO2 pipeline

根据DNV（挪威船级社）最新标准，重新制定的止裂评估方案，评价点(X，Y)如公式（10）、（11）所示，对相应的输送条件进行止裂评价。

根据GB/T 9711—2017《石油天然气工业管线输送系统用钢管》中巴特尔双曲线法规定最小夏比能量确定的止裂方案在DNV 最新标准中，要使选择壁厚的管材都处于基于小试样试验区进行评估。

通过对大庆油田CCUS-EOR 管道工程（一期）推荐管材L415M HFW 钢管进行模拟计算，可知管径为323.9 mm 时，最小止裂夏比能量值为110 J。

4 脆性断裂模拟计算

管材的脆性断裂控制应保证管道在韧脆转变温度以上工作。韧脆转变温度测试可以基于能量判据，通过系列温度夏比冲击试验、系列温度紧凑拉伸/三点弯曲试样获取。也可基于剪切面积判据，通过DWTT（落锤撕裂试验Drop-Weight Tear Test）试验等获得，通常要求DWTT 试验剪切面积在85%以上。一般情况下，管道工程脆性断裂指标为DWTT 或夏比冲击断面剪切率[18-19]。CO2管道脆性断裂控制计算可按常规管道通用规范和标准中的相关做法；根据GB/T 9711—2017《石油天然气工业管线输送系统用钢管》中的规定，在试验温度条件下，管体每个DWTT 试验的平均断口剪切面积应≥85%。

结合国外超临界CO2工程经验，考虑到CO2管道泄漏时会发生急剧温降，管径457 mm 及以下的超临界/密相CO2管道可要求管材在-30～-45 ℃温度下进行夏比冲击试验，在上述模拟计算的止裂韧性指标下对管材起裂情况结合工况条件作具体要求。

5 裂纹扩展模拟

通过管材断裂指标的模拟计算，可得出超临界/密相CO2管道管材选择相对安全的止裂韧性指标。但各止裂韧性指标的可行性、安全性需结合具体工况条件，进行裂纹扩展模拟来验证所选管材的止裂效果。运用长输管道有限元分析方法进行计算，可计算得到不同管径、内压情况下的裂纹扩展速度随扩展距离的变化规律，得出裂纹止裂时的位置信息[20]。对大庆油田CCUS-EOR 管道工程（一期）推荐管材L415M HFW 钢管进行模拟计算，模拟计算结果如图5 所示。由图5 可知，管材裂纹单侧扩展0.98 m 后可自行止裂。

图5 裂纹单侧扩展距离Fig.5 Unilateral propagation distance of crack

6 结论

CO2管道材料选择与断裂控制有关，断裂控制主要考虑抗起裂优化、限制韧性断裂扩展的长度和预防脆性断裂扩展等要素。通过研究，超临界/密相CO2管道在管材满足一定的韧性止裂值时，可以通过自身韧性进行止裂，且不会发生长距离的裂纹扩展。

（1）通过减压波特性模拟计算，可知当管材具有一定的韧性止裂值时，可以通过自身韧性止裂。

（2）通过轴向穿透裂纹在断裂时的环向应力计算，可计算出临界缺陷长度值与夏比冲击功之间的数据关系，从而得出管体起裂韧性值的最低要求。

（3）通过直管段延性止裂模拟计算和止裂评估方案综合计算分析，可得出相对安全的管材止裂韧性值，即超临界/密相CO2管材所需具备的最小止裂韧性值。

（4）CO2管道脆性断裂控制计算可按常规管道通用规范和标准中的相关做法。

（5）通过对具体CCUS 工程项目管材起裂、止裂等指标的模拟计算，可知超临界/密相CO2管材在满足最小韧性值时，管材发生泄漏后可自行止裂，且裂纹不会长距离扩展。