油氣管道盜孔補(bǔ)板修復(fù)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析*

孫東旭　吳明　趙玲　謝飛　于洋　寧雯宇

(1.遼寧石油化工大學(xué)石油與天然氣工程學(xué)院　遼寧撫順 113001；2.中國石油大學(xué)機(jī)械與儲運工程學(xué)院　北京 102249)

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油氣管道盜孔補(bǔ)板修復(fù)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析*

孫東旭1吳明1趙玲1謝飛1于洋1寧雯宇2

(1.遼寧石油化工大學(xué)石油與天然氣工程學(xué)院遼寧撫順 113001；2.中國石油大學(xué)機(jī)械與儲運工程學(xué)院北京 102249)

運用非線性有限元計算方法，對管道補(bǔ)板結(jié)構(gòu)在內(nèi)壓載荷作用下的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行分析，研究管道補(bǔ)板修復(fù)結(jié)構(gòu)的承壓薄弱點與最優(yōu)修復(fù)尺寸。研究結(jié)果表明，補(bǔ)板結(jié)構(gòu)導(dǎo)致管道開孔附近區(qū)域內(nèi)應(yīng)力分布不均勻，出現(xiàn)局部應(yīng)力集中現(xiàn)象；補(bǔ)板結(jié)構(gòu)的危險區(qū)為補(bǔ)板與管體交界處45°～90°局部范圍；與管道壁厚相近的補(bǔ)板壁厚和3倍孔徑的補(bǔ)板長度具有更佳的修復(fù)效果。

管道開孔補(bǔ)板應(yīng)力集中最優(yōu)尺寸有限元極限載荷

0　引言

引起油氣管道失效的主要原因有腐蝕、機(jī)械損傷和管道固有因素，而機(jī)械損傷中的第三方破壞已成為管道失效的主要因素[1]。管道遭受打孔盜油是第三方破壞的主要形式[2]，不僅帶來直接經(jīng)濟(jì)損失，更嚴(yán)重地削弱了管道的整體承壓能力，對管道完整性造成威脅。因此，一旦發(fā)現(xiàn)管道出現(xiàn)盜孔應(yīng)立即采取修復(fù)補(bǔ)強(qiáng)措施。

焊接補(bǔ)板方式雖然增加了管道強(qiáng)度，有效防止了管道穿孔漏油，但卻破壞了管道原有的應(yīng)力分布，導(dǎo)致應(yīng)力局部集中，對管道機(jī)械強(qiáng)度造成威脅[3]。已有學(xué)者對油氣管道焊接修復(fù)結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度問題展開研究。文獻(xiàn)[4]采用試驗研究和有限元計算方法，分析了內(nèi)壓與接管彎矩組合作用下容器開孔接管區(qū)彈性應(yīng)力分布、應(yīng)力集中、開孔接管結(jié)構(gòu)的變形規(guī)律及塑性極限載荷。文獻(xiàn)[5-6]分別對管道開孔的扣帽子、補(bǔ)板方式和環(huán)形套筒補(bǔ)強(qiáng)方式進(jìn)行了全尺寸水壓爆破試驗。全尺寸水壓試驗為管道修復(fù)結(jié)構(gòu)分析提供第一手資料，而有限元方法作為一種數(shù)值模擬方法也得到了廣泛的應(yīng)用與認(rèn)可[7]。本文采用非線性有限元結(jié)構(gòu)分析方法，模擬管道在內(nèi)壓作用下補(bǔ)板修復(fù)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布情況，通過應(yīng)力分布分析判斷出補(bǔ)板補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的“承壓薄弱點”與最優(yōu)修復(fù)尺寸，對相關(guān)工程及研究具有一定的借鑒意義。

1　焊接補(bǔ)板方式簡介

焊接補(bǔ)板是一種常見的補(bǔ)強(qiáng)措施，指在管道外表面漏油處將盜油支管截去，焊接一塊與管道主體形狀相同的方形板以達(dá)到補(bǔ)強(qiáng)的目的[8]，通常補(bǔ)板與主管的材質(zhì)相同，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1　補(bǔ)板補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)示意圖

2　建立有限元模型

補(bǔ)板材料模型采用線彈性計算方法，并考慮到管道開孔局部出現(xiàn)大變形情況，運用幾何非線性計算。采用SOLID95單元，材料模型采用Ramberg-Osgood模型。管道與補(bǔ)板均采用X52鋼，彈性模量E=2.1×105MPa，最小屈服極限為360 MPa，強(qiáng)度極限為528 MPa，泊松比為0.3。管道外徑457 mm，壁厚8.5 mm。開孔孔徑25 mm，補(bǔ)板邊長及厚度分別為100，10 mm。由于管道補(bǔ)板的方形結(jié)構(gòu)及載荷的對稱性，采用25%模型以節(jié)約計算資源，在對稱面施加對稱約束，管道內(nèi)表面、盜油孔內(nèi)壁面及補(bǔ)板與油品接觸面施加內(nèi)壓，管道端面施加軸向載荷。

(1)

式中，Pc為管道端面均布載荷，MPa；d，D分別為管道內(nèi)、外徑，mm；P0為管道內(nèi)油品壓力，MPa。

內(nèi)壓載荷為6 MPa的管道von Mises等效應(yīng)力云圖如圖2所示。分別將遠(yuǎn)離開孔處的管壁第一主應(yīng)力(環(huán)向應(yīng)力)、第二主應(yīng)力(軸向應(yīng)力)與解析解進(jìn)行對比，最大誤差為0.4%[9]。從圖2中(b)(局部應(yīng)力云圖)可以看出管道最大應(yīng)力點發(fā)生在孔邊緣處，但該點處應(yīng)力集中沿徑向與軸向很快消失，只局限在小范圍內(nèi)，并未擴(kuò)展至補(bǔ)板及管道其他部位。另外，補(bǔ)板與管道交界處45°～90°范圍內(nèi)，一定面積的管道外表面出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖2　補(bǔ)板結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖

3　補(bǔ)板局部區(qū)域應(yīng)力分析

根據(jù)補(bǔ)板結(jié)構(gòu)的受力及變形特點，在管道開孔周圍取4個關(guān)鍵點進(jìn)行有限元分析，如圖3所示。各點的von Mises等效應(yīng)力隨內(nèi)壓的變化關(guān)系見圖4。由圖可知，孔邊緣A點應(yīng)力始終最大，且在內(nèi)壓力為5 MPa時首先達(dá)到屈服。管道周向?qū)ΨQ面上C點應(yīng)力高于軸向?qū)ΨQ面上的B點應(yīng)力，且隨內(nèi)壓的增加，其應(yīng)力逐漸接近A點應(yīng)力。補(bǔ)板上D點應(yīng)力始終最小，在10 MPa內(nèi)壓下始終未屈服。

圖3　補(bǔ)板結(jié)構(gòu)附近特征點與路徑的位置

圖4　不同特征點的等效應(yīng)力隨內(nèi)壓變化情況

為進(jìn)一步研究補(bǔ)板周圍各點的應(yīng)力分布規(guī)律，在管道的軸向?qū)ΨQ面與周向?qū)ΨQ面上分別取兩條路徑，見圖3。圖5為不同內(nèi)壓下路徑1各點應(yīng)力分布情況，由圖可見補(bǔ)板內(nèi)外(圖中虛線表示補(bǔ)板內(nèi)外界線)應(yīng)力值比較接近，但隨內(nèi)壓增加，孔邊緣逐漸發(fā)生塑性變形，其應(yīng)力明顯高于補(bǔ)板與管道焊接處。圖6為不同壓力下路徑2各點應(yīng)力分布情況，由圖可見在管道周向?qū)ΨQ面(路徑2)，補(bǔ)板內(nèi)部應(yīng)力低于外部應(yīng)力，且隨載荷的增加，這種趨勢加大。

圖5　路徑1各點應(yīng)力

圖6　路徑2各點應(yīng)力

綜合以上分析，可以判斷出補(bǔ)板與管道交界處45°～90°范圍內(nèi)為較危險區(qū)域。由文獻(xiàn)[6]給出的壓力管道全尺寸水壓爆破試驗可知，補(bǔ)板結(jié)構(gòu)的破壞部位正發(fā)生在此范圍內(nèi)。

4　補(bǔ)板尺寸對應(yīng)力集中系數(shù)與極限載荷壓力的影響分析

考慮到不同的補(bǔ)板尺寸會對結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中造成影響，分別改變補(bǔ)板的長度和厚度并進(jìn)行有限元分析，計算不同部位的應(yīng)力集中系數(shù)和補(bǔ)板與管體交界處45°～90°區(qū)域的極限載荷。表1、表2分別為保持開孔直徑一定(25 mm)，管道內(nèi)壓14.2 MPa時，不同補(bǔ)板尺寸的管道各部分應(yīng)力集中系數(shù)與極限載荷。由表1可知，隨補(bǔ)板邊長的增加，孔邊應(yīng)力集中系數(shù)減小。補(bǔ)板與管體交界處45°～90°范圍內(nèi)應(yīng)力集中系數(shù)偏高，為危險區(qū)域，與前面分析結(jié)果一致，但板長對此區(qū)域應(yīng)力集中系數(shù)影響不明顯。此外，由于補(bǔ)板邊長增加，加大了對管體開孔的保護(hù)作用，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)極限載荷增加，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度增大，但板長大于75 mm后，極限載荷增加幅度逐漸減小。綜合對補(bǔ)板應(yīng)力集中系數(shù)與極限載荷考慮，將最優(yōu)補(bǔ)板邊長定為開孔直徑的3倍。由表2可見，補(bǔ)板厚度與管道壁厚(8.5 mm)相同時，孔邊應(yīng)力集中系數(shù)較小。補(bǔ)板厚度對補(bǔ)板與孔邊交接處45°～90°范圍內(nèi)的應(yīng)力集中系數(shù)影響較小。隨補(bǔ)板厚度增加，結(jié)構(gòu)極限載荷略有增加。綜合考慮，推薦最優(yōu)補(bǔ)板厚度等于或略大于管道主體壁厚。

表1　不同補(bǔ)板邊長、不同部位的應(yīng)力

表2　不同補(bǔ)板厚度、不同部位的應(yīng)力

由表1,2可知，在此模擬條件下，補(bǔ)板結(jié)構(gòu)的承壓極限載荷約為14～15 MPa，小于由Faupel公式[10]計算得的完整管道的爆破壓力，但遠(yuǎn)大于此管道的最大允許操作壓力6 MPa。因此焊接補(bǔ)板修復(fù)仍是一種比較安全的管道開孔補(bǔ)強(qiáng)方式。

5　結(jié)論

(1)補(bǔ)板結(jié)構(gòu)造成管道的幾何形狀不連續(xù)，引起管道開孔附近區(qū)域內(nèi)應(yīng)力分布不均勻。補(bǔ)板結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力點在開孔邊緣產(chǎn)生，但只在局部區(qū)域內(nèi)擴(kuò)展，因此不會對管道結(jié)構(gòu)整體強(qiáng)度造成威脅。而補(bǔ)板與管道交界處45°～90°范圍內(nèi)出現(xiàn)大面積的應(yīng)力集中區(qū)域，為結(jié)構(gòu)的“承壓薄弱點”。

(2)與管道主體壁厚相近的補(bǔ)板厚度和3倍開孔孔徑的補(bǔ)板邊長會達(dá)到更佳的修復(fù)效果。

(3)管道開孔后進(jìn)行補(bǔ)板焊接修復(fù)會降低管道的承壓能力，但由于其極限載荷遠(yuǎn)高于管道最大允許操作壓力，是一種較安全的管道修復(fù)方式。

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吳明，男，1961年生，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事管道完整性研究工作。

Analysis on Strength of Oil and Gas Transmission Pipeline with Drilled Hole Filled by Plate Structure

SUN Dongxu1WU Ming1ZHAO Ling1XIE Fei1YU Yang1NING Wenyu2

(1.CollegeofPetroleumEngineering,LiaoningShihuaUniversityFushun，Liaoning113001)

This article analyzes the stress state of pipeline weld plate structure under the load of interior pressure by nonlinear FEM and furthermore. The weak point of bearing pressure of filled plated structure and the optimal size are also studied. The research results show that filled patch structure leads to the ununiform stress distribution of the pipeline opening and stress concentration is resulted. The dangerous zone is located in the scope 45°～90° junction of filled plated and the pipeline body. The thickness of patch wall similar to pipe wallandpatchlengthwith three times of hole diameter have the better repairing effect.

pipeline openingfilled platedstress concentrationoptimal sizefinite elementultimate load

2015-06-30)

國家自然科學(xué)基金(50771053)，中國石油化工股份公司項目(30250100-12-ZC0607)。

孫東旭，男，1991年生，碩士研究生，主要從事管道完整性評價技術(shù)研究。