鋼質(zhì)環(huán)氧套筒對環(huán)焊縫缺陷修復(fù)補強效果研究*

余東亮 楊 川 吳東容 蔣 毅 方迎潮

(國家管網(wǎng)集團西南管道有限責(zé)任公司)

0 引 言

大口徑、高輸送壓力、高鋼級的管線鋼可為長距離、大輸量的石油天然氣管道工程節(jié)約大量鋼材，產(chǎn)生巨大的社會效益和經(jīng)濟效益，是目前管道的發(fā)展應(yīng)用趨勢[1]。長距離天然氣輸送管道沿線通常每隔12 m就有一個環(huán)焊縫，環(huán)焊縫的存在破壞了管道完整性[2]。西氣東輸二線、漠大線和陜京三線等為代表的高鋼級(X70、X80)、大口徑(?1 016 mm、?1 219 mm)管道在建設(shè)運營初期發(fā)生了30余起環(huán)焊縫開裂和泄漏事故，其中70%以上由環(huán)焊縫缺陷引起[3]。在管道失效案例中，大部分是環(huán)焊縫缺陷導(dǎo)致的，而且越復(fù)雜的對接結(jié)構(gòu)其失效概率越大[4]。由此可見，環(huán)焊縫是管道的薄弱環(huán)節(jié)，管道一旦從環(huán)焊縫處發(fā)生斷裂，將會影響到整個管道的服役性能。

國內(nèi)外針對環(huán)焊縫缺陷修復(fù)技術(shù)的標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定較為嚴(yán)苛，僅推薦換管、B型套筒和螺栓緊固夾具3種修復(fù)技術(shù)[5]。其中，換管修復(fù)技術(shù)費用昂貴且影響管道的正常輸送[6]；B型套筒修復(fù)技術(shù)通過焊接將全封閉鋼質(zhì)套筒安裝在缺陷外部，質(zhì)量控制難度大[7]；螺栓緊固夾具常用于輸油管道搶修作業(yè)，安裝配套機具復(fù)雜[8]。可見，發(fā)展非焊接修復(fù)技術(shù)修復(fù)高鋼級管道環(huán)焊縫缺陷成為解決的問題關(guān)鍵。2010年至今，西南管道、西部管道和西氣東輸管道已安裝鋼質(zhì)環(huán)氧套筒2 000余套，用于修復(fù)經(jīng)檢測評價后確定無需修復(fù)但存在缺陷的環(huán)焊縫[9-10]。鋼質(zhì)環(huán)氧套筒修復(fù)技術(shù)采用鋼制的兩個半圓柱殼來覆蓋管體的缺陷，套筒與管道保持一定的環(huán)形間隙，環(huán)形間隙的兩端用膠泥密封，然后在封閉空間內(nèi)填充環(huán)氧填料[11]。這種技術(shù)無需焊接，可帶壓修復(fù)。

目前，國內(nèi)對鋼質(zhì)環(huán)氧套筒修復(fù)補強環(huán)焊縫缺陷的研究處于起步階段。環(huán)氧套筒補強后，管道缺陷處的應(yīng)力顯著降低，因此環(huán)氧套筒修復(fù)管道的效果良好[12]。胡秀[13]對含有預(yù)制環(huán)焊縫缺陷的X80管道在鋼質(zhì)環(huán)氧套筒補強和未補強兩種情況分別進行了水壓爆破試驗，發(fā)現(xiàn)補強管道爆破壓力比未補強管道都有一定程度的提高。趙秀芳等[14]通過靜水壓測試和循環(huán)壓力測試分析驗證了環(huán)氧套筒的修復(fù)效果，波動壓力作用下鋼質(zhì)環(huán)氧套筒對未熔合缺陷環(huán)向應(yīng)力具有一定的抑制作用。實際埋地管道在安裝和運行期間將產(chǎn)生環(huán)向應(yīng)力、軸向應(yīng)力以及彎曲應(yīng)力等，使管道處于多種載荷共同作用產(chǎn)生的復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)中[15-18]。在這些組合載荷作用下，現(xiàn)有文獻對含環(huán)焊縫缺陷X80管道的修復(fù)補強機理和極限承載力的研究還十分匱乏。鑒于此，本文采用有限元方法研究了鋼質(zhì)環(huán)氧套筒對X80管道環(huán)焊縫缺陷的修復(fù)補強效果。研究成果可為鋼質(zhì)環(huán)氧套筒對內(nèi)壓、彎矩單獨作用和組合作用下含環(huán)焊縫缺陷X80管道的修復(fù)補強提供參考。

1 有限元模型

1.1 模型概況

采用ANSYS有限元軟件分別建立了含環(huán)焊縫缺陷管道以及鋼質(zhì)環(huán)氧套筒補強管道兩種分析模型。管道總長12 000 mm，管徑1 016 mm，壁厚15.3 mm，材料為X80鋼，屈服強度638 MPa，抗拉強度739 MPa，彈性模量206 GPa，泊松比0.3；鋼質(zhì)環(huán)氧套筒長度1 550 mm，厚度22 mm，灌注料厚度10 mm，套筒材料為Q345B鋼，屈服強度345 MPa，彈性模量206 GPa，泊松比0.3。環(huán)焊縫位于管道正中間，環(huán)焊縫缺陷位于管道正下方，類型為根部內(nèi)凹缺陷，其深度為7.5 mm，環(huán)向長度為1 276 mm。

1.2 模型的約束與加載

在模型中，支座部位約束豎直方向位移；內(nèi)壓采用均布載荷方式施加，內(nèi)壓作用方向與管道內(nèi)壁面保持垂直；通過四點彎曲的方法在管道中間段產(chǎn)生純彎段，彎矩加載如圖1所示。X80管道鋼采用多線性隨動強化模型，Q345B鋼采用雙線型模型，有限元模型采用20節(jié)點六面體等參單元，即solid186實體單元。為了便于網(wǎng)格劃分和加密，建立了管道焊縫缺陷三維實體模型，將缺陷部分單獨分割并進行加密處理，以便生成高質(zhì)量網(wǎng)格[19]。管道網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示。采用建立的分析模型分別研究了內(nèi)壓、彎矩單獨和組合作用下大口徑X80管道的受力性能。

圖1 彎矩加載示意圖Fig.1 Schematic diagram of bending moment loading

圖2 管道網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh division of pipeline

1.3 試驗驗證與分析

試驗管道基本參數(shù)如下：總長13 200 mm，管徑1 016 mm，壁厚15.3 mm，兩端焊接了橢球形管帽，管道材料為X80鋼；鋼質(zhì)環(huán)氧套筒長度1 550 mm，厚度22 mm，灌注料厚度10 mm，套筒材料為Q345B鋼；環(huán)焊縫位于管道正中間，沿焊縫截面靠管道內(nèi)壁設(shè)置深度7.5 mm、長度940 mm的V形根部內(nèi)凹缺陷，缺陷位于管道正下方。所有材料物理力學(xué)參數(shù)與有限元模型相同。施加于管道的載荷為內(nèi)壓和彎矩，內(nèi)壓通過液壓數(shù)控系統(tǒng)在管道中施加水壓來實現(xiàn)，彎矩通過千斤頂施加集中力來實現(xiàn)，原理如圖1所示。缺陷分布、試驗示意圖和截面測點布置如圖3所示。選取2-2截面(距焊縫400 mm)作為對比截面，提取2-2截面的4個測點的軸向應(yīng)力與有限元計算數(shù)據(jù)做對比。

圖3 試驗和2-2截面測點示意圖Fig.3 Schematic diagram of test and test points on the section 2-2

根據(jù)試驗工況，利用有限元計算補強管道在10 MPa內(nèi)壓、4 800 kN·m彎矩單獨和二者組合作用下軸向應(yīng)力的分布情況，并將計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)做對比，如表1所示。

表1 軸向應(yīng)力的試驗數(shù)據(jù)與有限元模擬數(shù)據(jù)對比Table 1 Comparison between test data and simulation data of axial stress

根據(jù)對比試驗結(jié)果與有限元模擬結(jié)果，大多數(shù)測點的誤差在20%左右，該誤差在工程允許范圍內(nèi)，因此有限元模擬的準(zhǔn)確性可以接受。

2 有限元結(jié)果分析

2.1 內(nèi)壓單獨作用

內(nèi)壓單獨作用管道2-2截面應(yīng)力與內(nèi)壓的關(guān)系如圖4所示。由圖4可以看出，未補強管道和補強管道的Mises應(yīng)力和軸向應(yīng)力隨著內(nèi)壓的增加均呈線性增加，10 MPa內(nèi)壓作用時補強管道的Mises應(yīng)力和軸向應(yīng)力僅為未補強管道的47.9%，同樣內(nèi)壓條件下，補強管道的Mises應(yīng)力和軸向應(yīng)力明顯低于未補強管道。10 MPa內(nèi)壓單獨作用管道整體應(yīng)力分布如圖5所示。由圖5可以看出：未補強管道的Mises應(yīng)力在280～350 MPa之間，補強管道的Mises應(yīng)力在70～350 MPa之間；未補強管道的環(huán)向應(yīng)力在300～360 MPa之間，補強管道的環(huán)向應(yīng)力在120～180 MPa之間；未補強管道的軸向應(yīng)力在60～120 MPa之間，補強管道的軸向應(yīng)力在40～60 MPa之間；補強管道補強區(qū)域應(yīng)力明顯低于未補強區(qū)域和未補強管道對應(yīng)區(qū)域。因此內(nèi)壓單獨作用鋼質(zhì)環(huán)氧套筒對環(huán)焊縫缺陷X80管道具有明顯的補強作用。

圖4 內(nèi)壓單獨作用管道2-2截面應(yīng)力與內(nèi)壓的關(guān)系Fig.4 Relationship between stress and internal pressure on the section 2-2 under the action of internal pressure alone

圖5 10 MPa內(nèi)壓單獨作用管道應(yīng)力云圖Fig.5 Cloud chart of pipeline stress under the action of 10 MPa internal pressure alone

2.2 彎矩單獨作用

圖6 彎矩單獨作用管道2-2截面應(yīng)力與彎矩的關(guān)系Fig.6 Relationship between stress and bending moment on the section 2-2 under the action of bending moment alone

彎矩單獨作用管道2-2截面應(yīng)力與彎矩的關(guān)系如圖6所示。由圖6可以看出：未補強管道和補強管道的Mises應(yīng)力基本隨著彎矩的增加呈線性增加；補強管道的Mises應(yīng)力明顯低于未補強管道，在彎矩為4 800 kN·m時補強管道6點鐘位置的Mises應(yīng)力僅為未補強管道的40%；未補強管道和補強管道的軸向應(yīng)力絕對值隨著彎矩的增加呈線性增加；因為環(huán)氧套筒的限制，受壓區(qū)12點鐘位置的軸向應(yīng)力大幅度降低，4 800 kN·m彎矩作用該點的壓應(yīng)力由173.98 MPa降低至5.46 MPa；3點鐘和9點鐘位置的軸向應(yīng)力由拉應(yīng)力變?yōu)閴簯?yīng)力，4 800 kN·m彎矩作用該點的應(yīng)力由32.63 MPa變?yōu)?64.93 MPa；受拉區(qū)6點鐘位置的軸向應(yīng)力有所增加，4 800 kN·m彎矩作用該點的拉應(yīng)力由94.88 MPa增加至133.78 MPa；彎矩單獨作用環(huán)氧套筒對同一截面不同位置軸向應(yīng)力的影響不同。4 800 kN·m彎矩單獨作用管道整體應(yīng)力分布如圖7所示。

由圖7可以看出：未補強管道的Mises應(yīng)力在13.8～640.0 MPa之間，補強管道的Mises應(yīng)力在10.7～640.0 MPa之間，補強管道補強區(qū)域Mises應(yīng)力明顯低于未補強區(qū)域和未補強管道對應(yīng)區(qū)域；未補強管道的環(huán)向應(yīng)力在-684～515 MPa之間，補強管道環(huán)向應(yīng)力在-540～459 MPa之間，補強管道補強區(qū)域3點鐘和9點鐘附近的環(huán)向應(yīng)力明顯低于未補強管道對應(yīng)區(qū)域；未補強管道的軸向應(yīng)力在-656～704 MPa之間，補強管道的軸向應(yīng)力在-540～659 MPa之間；補強管道補強區(qū)域6點鐘附近的軸向應(yīng)力明顯低于未補強管道對應(yīng)區(qū)域。因此彎矩單獨作用鋼質(zhì)環(huán)氧套筒對環(huán)焊縫缺陷X80管道截面不同位置具有不同的補強作用。

圖7 彎矩單獨作用管道應(yīng)力云圖Fig.7 Cloud chart of pipeline stress under the action of bending moment alone

圖8 10 MPa內(nèi)壓和彎矩組合作用下管道2-2截面應(yīng)力與彎矩的關(guān)系Fig.8 Relationship between stress and bending moment on the section 2-2 under the combined action of internal pressure and bending moment

2.3 內(nèi)壓與彎矩組合作用

10 MPa內(nèi)壓和彎矩組合作用管道2-2截面應(yīng)力與彎矩的關(guān)系如圖8所示。由圖8可知：未補強管道Mises應(yīng)力隨著彎矩的增加而增加；補強管道的Mises應(yīng)力明顯低于未補強管道，補強管道6點和12點位置的Mises應(yīng)力隨著彎矩的增加而增加，而3點和9點位置的Mises應(yīng)力隨著彎矩的增加而減??；在10 MPa內(nèi)壓和4 800 kN·m彎矩組合作用下，補強管道6點鐘位置的Mises應(yīng)力僅為未補強管道的50%；未補強管道和補強管道6點位置的軸向應(yīng)力隨著彎矩的增加呈線性增加，而3點、9點和12點位置的軸向應(yīng)力隨著彎矩的增加呈線性減小，補強管道軸向應(yīng)力明顯低于未補強管道；未補強管道12點位置的軸向應(yīng)力隨著彎矩的增加由拉應(yīng)力變?yōu)閴簯?yīng)力，而補強管道12點位置的軸向應(yīng)力一直處于壓應(yīng)力狀態(tài)。在10 MPa內(nèi)壓和4 760 kN·m彎矩組合作用下，補強管道6點鐘位置的軸向應(yīng)力僅為未補強管道的53.7%。在10 MPa內(nèi)壓和4 760 kN·m彎矩組合作用下管道應(yīng)力分布如圖9所示。

由圖9可知：未補強管道的Mises應(yīng)力在15.8～644.0 MPa之間，補強管道的Mises應(yīng)力在10.7～640.0 MPa之間，補強管道補強區(qū)域Mises應(yīng)力明顯低于未補強區(qū)域和未補強管道對應(yīng)區(qū)域；未補強管道的環(huán)向應(yīng)力在-254～592 MPa之間，補強管道的環(huán)向應(yīng)力在-226～527 MPa之間，補強管道補強區(qū)域環(huán)向應(yīng)力明顯低于未補強區(qū)域和未補強管道對應(yīng)區(qū)域；未補強管道的軸向應(yīng)力在-556～915 MPa之間，補強管道的軸向應(yīng)力在-564～508 MPa之間，補強管道補強區(qū)域軸向應(yīng)力分布與未補強管道對應(yīng)區(qū)域無顯著區(qū)別。內(nèi)壓作用使得鋼質(zhì)環(huán)氧套筒與管道能夠更加緊密地協(xié)調(diào)工作，鋼質(zhì)環(huán)氧套筒對環(huán)向和軸向應(yīng)力的補強作用明顯高于彎矩單獨作用。

圖9 內(nèi)壓與彎矩組合作用下管道應(yīng)力云圖Fig.9 Cloud chart of pipeline stress under the combined action of internal pressure and bending moment

3 結(jié) 論

通過有限元模擬研究了內(nèi)壓、彎矩單獨作用和二者組合作用下鋼質(zhì)環(huán)氧套筒修復(fù)環(huán)焊縫缺陷X80管道的修復(fù)補強效果，得到如下結(jié)論。

(1)內(nèi)壓單獨作用下，鋼質(zhì)環(huán)氧套筒對環(huán)焊縫缺陷X80管道具有明顯的補強作用。

(2)彎矩單獨作用下，鋼質(zhì)環(huán)氧套筒對環(huán)焊縫缺陷X80管道同一截面不同位置具有不同的補強作用。

(3)內(nèi)壓和彎矩組合作用下，內(nèi)壓作用使得鋼質(zhì)環(huán)氧套筒與管道能夠更加緊密地協(xié)調(diào)工作，套筒對環(huán)向和軸向應(yīng)力的補強作用明顯高于彎矩單獨作用。

(4)鋼質(zhì)環(huán)氧套筒對含環(huán)焊縫缺陷X80管道在不同外載荷及其組合作用下對不同應(yīng)力具有不同的補強作用。研究成果可為鋼質(zhì)環(huán)氧套筒對內(nèi)壓、彎矩單獨作用和二者組合作用下含環(huán)焊縫缺陷X80管道的修復(fù)補強提供參考。