輸氣管道在役修復(fù)過(guò)程中溫度場(chǎng)分布的研究*

劉迎來(lái)， 許 彥， 張 超， 魏祥和， 強(qiáng)富平

（1. 中國(guó)石油集團(tuán)工程材料研究院有限公司， 西安 710077；2. 國(guó)家管網(wǎng)西部管道公司， 烏魯木齊 830011）

利用B 型套筒對(duì)在役管道存在的缺陷進(jìn)行非停輸修復(fù)， 不僅可使管道完全恢復(fù)到原設(shè)計(jì)強(qiáng)度， 而且可規(guī)避在傳統(tǒng)換管作業(yè)過(guò)程中因管內(nèi)氣體直排造成的環(huán)境污染及空氣置換問(wèn)題，進(jìn)而避免造成一定的經(jīng)濟(jì)損失。 因此， 近年來(lái)， B 型套筒在國(guó)內(nèi)高強(qiáng)度大直徑管道缺陷修復(fù)治理作業(yè)中得到推廣應(yīng)用[1-7]。 據(jù)PRCI 管線修復(fù)手冊(cè)[8]闡述， B 型套筒在運(yùn)營(yíng)管道上不停輸裝配有兩個(gè)高風(fēng)險(xiǎn)點(diǎn)， 即易發(fā)生鋼管壁燒穿和角焊縫延遲開(kāi)裂事故， 當(dāng)鋼管壁厚大于6.4 mm時(shí)， 通過(guò)選擇小直徑焊材、 控制焊接熱輸入等措施可有效解決管壁燒穿問(wèn)題； 而通過(guò)檢測(cè)套筒修復(fù)后的角焊縫， 發(fā)現(xiàn)角焊縫延遲開(kāi)裂仍然是影響管道修復(fù)質(zhì)量的主要因素[9-10]。 此外， X70、X80 管線鋼是一種通過(guò)TMCP 工藝獲得的超低碳貝氏體鋼， 其熱穩(wěn)定性較差， 再熱失強(qiáng)問(wèn)題近年來(lái)在一些工程案例中屢次被報(bào)道[11-12]， 選擇合適的焊縫預(yù)熱和焊后熱處理溫度對(duì)控制焊縫延遲開(kāi)裂尤為重要。 基于此， 本研究針對(duì)高強(qiáng)度管線鋼再熱失強(qiáng)以及輸氣管道在不同流速條件下感應(yīng)加熱、 焊縫預(yù)熱以及焊接施焊部位溫度場(chǎng)的分布進(jìn)行了研究， 期望對(duì)高強(qiáng)度管道缺陷的現(xiàn)場(chǎng)修復(fù)作業(yè)提供參考。

1 再加熱對(duì)高強(qiáng)度管線鋼強(qiáng)度的影響

近年來(lái)隨著高強(qiáng)度管線鋼的廣泛應(yīng)用， 工程技術(shù)人員對(duì)管線鋼再熱失強(qiáng)的研究也在不斷深入， 高惠臨等[13-14]分別選用Q345R 容器鋼和油氣輸送管道常用的X60、 X70 及X80 等不同強(qiáng)度級(jí)別的管線鋼材料， 利用箱式爐對(duì)其再加熱空冷后的力學(xué)性能變化進(jìn)行了模擬研究， 結(jié)果顯示， Q345R 鋼的抗拉強(qiáng)度、 屈服強(qiáng)度在加熱前后穩(wěn)定性良好， 而長(zhǎng)輸管道用超低碳微合金管線鋼 （X60、 X70 及X80） 的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度試驗(yàn)檢測(cè)結(jié)果變化較為復(fù)雜； 在不高于500 ℃加熱空冷后， C-Mn 系添加Mo、 V 和Nb 等微合金元素的管線鋼強(qiáng)度呈上升趨勢(shì)，而不含Mo、 V 等微合金元素的管線鋼強(qiáng)度則呈下降趨勢(shì)； 且當(dāng)加熱溫度高于600 ℃后， 所有成分的管線鋼強(qiáng)度指標(biāo)全部呈快速下降趨勢(shì)， 當(dāng)加熱溫度高于900 ℃后強(qiáng)度指標(biāo)快速上升。 上述結(jié)果表明， 管線鋼的熱敏感性十分強(qiáng)烈， 材料穩(wěn)定性弱于傳統(tǒng)的容器鋼， 這與其化學(xué)成分、 再加熱后材料顯微組織中彌散強(qiáng)化和管線鋼形變強(qiáng)化作用喪失等因素有關(guān)。 國(guó)外在此方面也有公開(kāi)的研究成果， PRCI 作業(yè)手冊(cè)中基于歐洲早期建造的一些管道工程用材料再熱研究成果發(fā)現(xiàn)， 加熱溫度高于315 ℃， 其屈服強(qiáng)度會(huì)明顯下降， 為了防止管道現(xiàn)場(chǎng)修復(fù)作業(yè)導(dǎo)致鋼管材料失強(qiáng)， 將此溫度作為管道再加熱推薦臨界溫度。

為了掌握再加熱溫度對(duì)高強(qiáng)度管線鋼強(qiáng)度的影響， 在25～600 ℃溫度區(qū)間內(nèi)進(jìn)行了高溫拉伸試驗(yàn)和熱處理試驗(yàn)， 試驗(yàn)所用材料為西氣東輸用C-Mn-Nb 系添加Mo、 V 等微合金元素的管線鋼管， 直徑為1 219 mm， 鋼級(jí)為X80， 管材拉伸強(qiáng)度變化曲線如圖1 所示， 再次加熱后管材抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度變化曲線如圖2 所示。 由圖1 可以看出， 在不高于400 ℃條件下， 管體抗拉強(qiáng)度、 屈服強(qiáng)度相對(duì)穩(wěn)定； 450 ℃時(shí)， 試樣屈服強(qiáng)度數(shù)值較為離散， 屈服強(qiáng)度降低了30～50 MPa。當(dāng)加熱溫度高于450 ℃時(shí)， 隨加熱溫度的升高，屈服強(qiáng)度急劇下降。 在25～1 050 ℃溫度區(qū)間內(nèi)再次加熱、 空冷后， 進(jìn)行拉伸試驗(yàn)， 當(dāng)加熱溫度不高于700 ℃時(shí)， 經(jīng)加熱、 空冷后， 試樣強(qiáng)度恢復(fù)到初始狀態(tài)； 在700 ℃下緩慢加熱并緩慢冷卻， 試樣性能在低位區(qū)間發(fā)生變化， 且原材料強(qiáng)度等級(jí)愈高， 下降數(shù)值愈大。 此外， 又選取庫(kù)存X70 鋼級(jí)Φ711 mm×18.4 mm 熱涂覆（180～250 ℃） 鋼管， 為C-Mn-Nb 系未添加微合金元素的管線鋼， 制取試樣并進(jìn)行拉伸試驗(yàn)， 結(jié)果發(fā)現(xiàn)， 該管道實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度較防腐前屈服強(qiáng)度下降40～70 MPa。

圖1 高溫情況下管材拉伸強(qiáng)度變化曲線

圖2 再次加熱后管材拉伸強(qiáng)度變化曲線

X70、 X80 鋼管再加熱后強(qiáng)度變化主要與其化學(xué)成分、 板材TMCP 工藝及制管工藝等因素有關(guān)。 在最高加熱溫度不超過(guò)400 ℃時(shí)， 管體強(qiáng)度不會(huì)明顯降低， 同時(shí)可安全進(jìn)行B 型套筒不停輸施焊維修作業(yè)； 若溫度超過(guò)400 ℃， 則要進(jìn)行降壓處理； 選用不同鋼級(jí)、 不同壁厚的板材再進(jìn)行熱處理， 當(dāng)加熱溫度高于700 ℃時(shí)， 管體性能下降， 需對(duì)已完成焊接的在役管道承載能力進(jìn)行評(píng)估。

2 鋼管表面角焊縫堆焊處附近預(yù)熱溫度場(chǎng)的模擬

B 型套筒的壁厚通常遠(yuǎn)大于補(bǔ)強(qiáng)鋼管的壁厚， 在B 型套筒焊接過(guò)程中， 角焊縫處會(huì)產(chǎn)生結(jié)構(gòu)應(yīng)力， 因此會(huì)使焊縫處壁厚發(fā)生變化。 同時(shí)， 管道內(nèi)高速流動(dòng)的氣體會(huì)從角焊縫熔池內(nèi)以熱傳導(dǎo)的方式帶走大量的熱量， 加速焊縫、 熱影響區(qū)的冷卻， 使熔池金屬溫度快速降低到500 ℃或更低溫度。 這一方面使得靠近鋼管表面層堆焊焊縫、 熱影響區(qū)形成淬硬組織的可能性顯著增大， 進(jìn)而增加氫損傷敏感性； 另一方面， 焊縫熔池內(nèi)圈閉的殘余氫擴(kuò)散進(jìn)程受阻， 氫沒(méi)有足夠的時(shí)間充分逸出， 使得套筒角焊縫焊趾、 熱影響區(qū)等部位易發(fā)生延遲開(kāi)裂。 基于此， 開(kāi)展了輸送介質(zhì)在靜態(tài)和流動(dòng)態(tài)兩種工況下鋼管預(yù)熱溫度場(chǎng)的模擬試驗(yàn)。

2.1 靜態(tài)下管體外表面預(yù)熱溫度場(chǎng)的測(cè)試

2.1.1 測(cè)試點(diǎn)的布置

選取X80 鋼級(jí)Φ1 016 mm×14.6 mm 規(guī)格帶環(huán)焊接頭的鋼管， 將加熱線圈沿環(huán)向纏繞在環(huán)焊接頭兩側(cè)鋼管外壁上， 以最靠近測(cè)試點(diǎn)一側(cè)的單根加熱線圈邊緣的某一點(diǎn)為參考點(diǎn)， 分別沿管體環(huán)向和軸向按照?qǐng)D3 所示在鋼管外表面布置各溫度測(cè)試點(diǎn) （圖中括號(hào)內(nèi)數(shù)值對(duì)應(yīng)探頭安裝位置距外表面的深度）， 其中1 號(hào)、 4 號(hào)、5 號(hào)、 8 號(hào)、 11 號(hào) 及12 號(hào) 平 行 于 管 體 軸 向 方向， 與加熱線圈和管體外表面距離不同， 2 號(hào)、3 號(hào)、 6 號(hào)、 7 號(hào)、 9 號(hào) 及10 號(hào) 垂 直 于 管 體 軸向， 距加熱線圈和管體外表面距離不同。

2.1.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

首先選用鎳鉻-鎳硅熱電偶 （K 型熱電偶）、MESTL-WELD 熱電偶碰焊機(jī)、 HIOKI_LR8400型函數(shù)記錄儀， 按照上述方案連接好測(cè)試電路，然后在鋼管環(huán)焊接頭外表面纏繞耐高溫石棉毛毯， 再加裝感應(yīng)線圈， 并在不高于400 ℃條件下加熱環(huán)焊部位， 升溫到預(yù)定溫度后， 保溫30 min，使焊接接頭受熱均勻， 最后關(guān)閉感應(yīng)加熱電源，在無(wú)強(qiáng)電磁場(chǎng)影響下獲得各測(cè)試點(diǎn)的溫度分布特征值。

環(huán)焊縫處加熱溫度場(chǎng)分布如圖4 所示。 由管體表面溫度與距加熱帶距離關(guān)系 （圖4 （a））可知， 加熱帶一側(cè)管體表面的溫度沿鋼管軸向隨著距離的增加逐漸降低， 但在輸出功率為20 kW 時(shí)， 位于距加熱帶邊緣200～500 mm 帶寬內(nèi)的管體外表面內(nèi)， 表面溫度可基本控制在90～120 ℃的焊接預(yù)熱溫度區(qū)間； 此外， 不同位置處沿壁厚方向溫度變化如圖4 （b） 所示，可以看出， 管體沿鋼管環(huán)向、 距加熱帶等距離位置處， 沿壁厚方向、 不同位置處的管體溫度測(cè)量偏差很小， 這表明現(xiàn)場(chǎng)施焊溫度控制同一位置可不考慮壁厚方向溫度梯度對(duì)管壁加熱溫度的影響。

圖4 Φ1 016 mm×12.6 mm X80 鋼管短節(jié)環(huán)焊縫處加熱溫度場(chǎng)分布

上述分析結(jié)果表明， 通過(guò)控制管體的加熱溫度， 可有效控制套筒兩端角焊縫施焊處的預(yù)熱溫度場(chǎng)。

2.2 不同流速狀態(tài)下管體預(yù)熱溫度場(chǎng)的測(cè)試

2.2.1 服役管體溫度測(cè)試點(diǎn)選取及測(cè)量

在X70 鋼級(jí)Φ1 016 mm×14.6 mm 輸送管道上， 分別選擇氣體流速為4.6 mm/s、 8.68 mm/s及9.82 mm/s 的管道穿越段， 開(kāi)挖出長(zhǎng)度約3 m的管段進(jìn)行管道外壁現(xiàn)場(chǎng)加熱模擬試驗(yàn)。 在其中心沿環(huán)向緊密纏繞5～7 圈感應(yīng)加熱帶， 分別距加熱帶束左右兩側(cè)邊緣約30 mm 處的某一點(diǎn)為熱電偶安裝位置參考點(diǎn)， 沿管體軸向， 在外表面等間隔10 mm 設(shè)置溫度測(cè)試點(diǎn)， 連接加熱電源， 每隔10 min， 等階梯增加20 kW 中頻加熱輸出功率，再恒溫30 min， 對(duì)選定的在役管段進(jìn)行加熱， 并記錄加熱帶兩側(cè)溫度。

2.2.2 中頻熱輸入功率對(duì)管體溫度的影響

不同加熱功率下， 管體外壁溫度變化曲線如圖5 所示。 由圖5 可知， 在多個(gè)動(dòng)平衡加熱狀態(tài)下， 隨著中頻加熱功率的增大， 加熱帶下管壁的測(cè)試溫度逐漸增大； 在同一加熱功率條件下， 氣體流速越大， 管體外壁溫度越小。 這是由于靠近管內(nèi)壁流動(dòng)氣體的單位輸送質(zhì)量大， 快速流動(dòng)的氣體持續(xù)與管壁進(jìn)行熱交換， 進(jìn)而存在熱損耗。現(xiàn)場(chǎng)氣體流速快， 管壁被加熱的峰值溫度低， 當(dāng)中頻加熱設(shè)備額定功率為200 kW、 輸出功率為180 kW 時(shí)， 三種流速條件下都將管壁的最高加熱溫度提升至275～355 ℃范圍內(nèi)， 同時(shí)也可進(jìn)行角焊縫消氫熱處理。

圖5 不同加熱功率下管體外壁溫度變化曲線

2.2.3 服役管體軸向溫度場(chǎng)分布特點(diǎn)

圖6 所示為沿鋼管軸向， 加熱帶兩側(cè)不同位置處， 管體外壁溫度隨加熱功率的變化曲線。 圖中橫坐標(biāo)0 點(diǎn)對(duì)應(yīng)加熱帶正下方測(cè)溫點(diǎn)， 其左側(cè)對(duì)應(yīng)于輸送管道的上游， 右側(cè)對(duì)應(yīng)于管道的下游， 管內(nèi)氣體從上游向下游輸送。根據(jù)圖6 可知， 在同一加熱功率條件下， 加熱帶上游處管道的溫度低于下游位置， 且隨著加熱功率的增大， 上、 下游對(duì)稱位置的溫度偏差逐漸增大， 越靠近加熱線圈邊緣， 溫度偏差越大。 此外， 在非停輸工況下， 隨著管外壁中頻加熱功率的增大， 加熱帶下管體溫度也逐漸升高， 上、 下游對(duì)稱位置處管壁的溫度雖有所升高， 但增幅不大， 當(dāng)加熱功率為160 kW 時(shí)，加熱帶下管壁溫度升高至355 ℃， 距加熱帶50 mm 處上游加熱溫度可達(dá)52.8～63 ℃， 下游管道加熱溫度可達(dá)59～82 ℃。 上述現(xiàn)象表明，加熱帶外部管體表面的溫度與管內(nèi)氣體流動(dòng)密切相關(guān)， 隨著與加熱帶距離的增大， 沿管體軸向的溫度迅速降低， 但在距加熱帶30～70 mm范圍內(nèi)， 在160 kW 熱輸入功率下， 氣體流速不高于9.82 mm/s， 管壁測(cè)試溫度保持在49 ℃以上。

圖6 不同加熱功率下加熱帶附近管體測(cè)試溫度分布

套筒產(chǎn)品技術(shù)規(guī)格書(shū)規(guī)定， 需合理設(shè)計(jì)套筒內(nèi)徑尺寸， 確保其可裝配在含缺陷的管道上， 套筒內(nèi)壁與鋼管外壁間的裝配間隙控制在4～5 mm， 即兩者之間屬于非直接接觸。 針對(duì)這種特殊焊接工況， 在焊接過(guò)程中， 靠近鋼管側(cè)的角焊縫在焊前預(yù)熱時(shí)， 其溫度場(chǎng)與管道內(nèi)氣體流動(dòng)密切相關(guān)， 而角焊縫組對(duì)的套筒側(cè)，因套筒與鋼管間屬于非直接接觸， 套筒側(cè)預(yù)熱溫度場(chǎng)的分布與套筒暴露在空氣中的溫度場(chǎng)分布相同， 由于溫度場(chǎng)是非對(duì)稱溫度場(chǎng)， 角焊縫靠近套筒一側(cè)溫度場(chǎng)明顯偏高， 極易提高加熱溫度。 因此， 采用額定功率不小于200 kW 的中頻感應(yīng)加熱設(shè)備， 僅能使鋼管角焊縫施焊部位上游的溫度達(dá)到52.8～63 ℃， 下游加熱溫度達(dá)到59～82 ℃。 但在現(xiàn)場(chǎng)焊接作業(yè)過(guò)程中， 同時(shí)對(duì)鋼管和套筒實(shí)施預(yù)熱， 后者在較低的功率下就可使相鄰的管體溫度提升至預(yù)定加熱溫度， 并可減少管體溫度的熱損耗， 從而確保套筒角焊縫兩側(cè)預(yù)熱溫度不低于50 ℃。

3 套筒安裝實(shí)踐

某X80 鋼級(jí)Φ1 016 mm 輸送管道， 管體內(nèi)天然氣流速為5 m/s， 選定7 處有缺陷的18.4 mm 與22 mm 變壁厚對(duì)接環(huán)焊縫， 分別進(jìn)行Q345 34 mm B 型套筒在役施焊安裝作業(yè)?，F(xiàn)場(chǎng)施工分兩組， 作業(yè)規(guī)程除是否進(jìn)行焊前預(yù)熱和焊后熱處理外， 其余技術(shù)要求完全相同，其中第一組共3 處， 預(yù)熱溫度不低于50 ℃，焊后熱處理溫度不低于280～300 ℃； 第二組共4 處， 不進(jìn)行預(yù)熱和焊后熱處理， 在裝配完成24 h、 48 h、 72 h 后分別進(jìn)行探傷檢測(cè)。 結(jié)果發(fā)現(xiàn)， 相同作業(yè)條件下， 第一組3 處采取預(yù)熱和后熱處理措施的套筒角焊縫全部合格， 而第二組沒(méi)有采取預(yù)熱和后熱處理措施安裝的4 處套筒， 有2 處在24 h 后探傷發(fā)現(xiàn)角焊縫處存在延遲裂紋， 1 處在48 h 后探傷發(fā)現(xiàn)有延遲裂紋， 1 處在72 h 探傷發(fā)現(xiàn)存在延遲裂紋。 工程實(shí)踐說(shuō)明， 對(duì)高強(qiáng)度管道進(jìn)行B 型套筒在役施焊作業(yè)， 預(yù)熱和后熱處理可有效預(yù)防角焊縫延遲開(kāi)裂。

4 結(jié) 論

（1） X80 鋼級(jí)管線鋼管在最高加熱溫度不超過(guò)400 ℃的條件下， 管體強(qiáng)度不會(huì)明顯降低， 在不高于此加熱溫度下可安全進(jìn)行B 型套筒不停輸施焊作業(yè)； 在加熱溫度高于700 ℃下， 管材性能下降， 需對(duì)管道運(yùn)行承載能力進(jìn)行評(píng)估。

（2） 套筒在役焊接安裝時(shí)， 采用預(yù)熱和后熱處理方法可有效防止角焊縫延遲開(kāi)裂。 不同流速條件下， 鋼管壁厚方向溫度梯度變化可以忽略， 鋼管表面溫度場(chǎng)分布與管內(nèi)氣體流速密切相關(guān)， 感應(yīng)加熱帶上游預(yù)熱溫度低于下游，在管道內(nèi)氣體流速不大于10 m/s 的工況條件下， 采用額定功率不低于200 kW 的中頻感應(yīng)加熱設(shè)備， 可確保角焊縫兩側(cè)預(yù)熱溫度不低于50 ℃。