強(qiáng)度不合格在役大口徑三通修復(fù)方法研究

徐烈 賈海東 曹俊 李世強(qiáng) 馬衛(wèi)鋒

1國(guó)家管網(wǎng)集團(tuán)西部管道有限責(zé)任公司

2中國(guó)石油集團(tuán)工程材料研究院有限公司

3華北油田公司第四采油廠

大口徑三通管件是油氣輸送管道工程中的重要配件，它能實(shí)現(xiàn)改變油氣輸送方向、改變管徑大小、分流和特殊連接等作用。然而大口徑三通由于其形狀的不規(guī)則性，在制造領(lǐng)域是工程技術(shù)難題[1]。三通的制造工藝有鑄造、液壓脹形、焊接和熱擠壓成形等。其中，熱擠壓三通為國(guó)內(nèi)制造高強(qiáng)度、大口徑油氣站場(chǎng)管件的主要技術(shù)。三通管件的熱擠壓工藝主要的工序?yàn)椋褐婆?、壓扁、鼓包、拉拔和熱處理[2]。國(guó)外關(guān)于三通的標(biāo)準(zhǔn)主要有MSS SP—75 《High Strength Wrought Butt-welding Fittings》、ISO 15590—2 《Petroleum and Natural Gas Industries-Induction Bends，F(xiàn)ittings and Flanges for Pipeline Transportation Systems—Part2:Fittings》、ASME B16.9 《Factory-made Wrought Butt-welding Fittings》，國(guó)內(nèi)關(guān)于管件的標(biāo)準(zhǔn)主要有GB/T 29168.2—2012《石油天然氣工業(yè)管道輸送系統(tǒng)用感應(yīng)加熱彎管、管件和法蘭第2 部分：管件》和SY 0609《優(yōu)質(zhì)鋼質(zhì)對(duì)焊管件規(guī)范》等[3]。這些管件標(biāo)準(zhǔn)在制造方面對(duì)管件成形的制造工藝方法作了要求，即管件的成形方法不產(chǎn)生有害缺陷，但對(duì)管件的制造工藝未作規(guī)范化和程序化的規(guī)定。然而，從標(biāo)準(zhǔn)執(zhí)行上難以保證管件制造工藝滿足管件的性能要求，以致運(yùn)行中管件可能有潛在安全風(fēng)險(xiǎn)。對(duì)管件的熱處理，GB/T 12459—2017《鋼制對(duì)焊無(wú)縫管件》只要求冷加工成形，CrMo 鋼、不銹鋼熱加工成形及碳鋼最終成形溫度低于750 ℃的三種工藝情況進(jìn)行管件熱處理，而對(duì)其他鋼材和制造工藝（包括成形溫度）加工的管件均不要求熱處理[4]。這種規(guī)定，將難以保證管件的性能和質(zhì)量，以及消除管件制造中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力。在對(duì)管件進(jìn)行熱處理過(guò)程中，由于三通結(jié)構(gòu)不規(guī)則性和熱處理工藝的執(zhí)行不嚴(yán)格等原因，成批的大口徑三通力學(xué)性能并未能全部達(dá)到技術(shù)要求[5]。由于性能無(wú)損檢測(cè)手段的滯后，存在強(qiáng)度性能不合格三通未被抽查篩查出來(lái)。諸多學(xué)者利用有限元模擬方法獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)研究管道和管件的修復(fù)。王勇軍等[6]通過(guò)有限元模擬方法研究復(fù)合材料的最優(yōu)層數(shù)與缺陷尺寸的關(guān)系。帥健等[7]利用有限元方法進(jìn)一步論證了復(fù)合材料的補(bǔ)強(qiáng)層數(shù)與缺陷尺寸的關(guān)系。陳杰[8]采用有限元和試驗(yàn)結(jié)合的方式研究環(huán)氧套筒修復(fù)含缺陷管道。

建立完善、高效的管道應(yīng)急搶修體系，提高管道企業(yè)應(yīng)對(duì)重大突發(fā)事件的應(yīng)急處置能力非常重要[9]。目前針對(duì)在役強(qiáng)度不合格三通修復(fù)的研究較少。因此，針對(duì)在役強(qiáng)度不合格三通進(jìn)行修復(fù)技術(shù)亟待進(jìn)一步研究，從而能保障天然氣站場(chǎng)安全運(yùn)行。

1 三通修復(fù)技術(shù)分析

針對(duì)強(qiáng)度不合格三通進(jìn)行修復(fù)，而不是進(jìn)行高成本的動(dòng)火換管作業(yè)，從而能更有效地保障天然氣站場(chǎng)的安全運(yùn)行。在天然氣站場(chǎng)中，如利用B型套筒或者異形B型套筒（無(wú)成熟技術(shù)）則需要進(jìn)行降壓動(dòng)火焊接或放空操作，場(chǎng)站停輸及現(xiàn)場(chǎng)動(dòng)火作業(yè)工藝處置現(xiàn)場(chǎng)施工難度大。使用復(fù)合材料修復(fù)雖然操作簡(jiǎn)單，但只能修復(fù)局部腐蝕缺陷[10-11]。對(duì)不合格三通進(jìn)行修復(fù)時(shí)，涉及到異形結(jié)構(gòu)修復(fù)問(wèn)題。整體三通進(jìn)行復(fù)合材料修復(fù)時(shí)存在腹部纏繞問(wèn)題，且復(fù)合材料后期老化問(wèn)題無(wú)法徹底解決，無(wú)法實(shí)現(xiàn)低強(qiáng)度三通的永久修復(fù)，因此不適合修復(fù)整體強(qiáng)度不合格三通。環(huán)氧鋼套筒作為臨時(shí)修復(fù)措施[12-13]，其修復(fù)可靠性較高，能在相當(dāng)長(zhǎng)時(shí)間內(nèi)保證修復(fù)質(zhì)量，且可以實(shí)現(xiàn)不停輸、不降壓修復(fù)，不需要?jiǎng)踊鹱鳂I(yè)。三通修復(fù)方式比選調(diào)查如表1所示。上述三種修復(fù)方式，在現(xiàn)有的標(biāo)準(zhǔn)中，復(fù)合材料修復(fù)是臨時(shí)修復(fù)，B型套筒修復(fù)是永久修復(fù)，而環(huán)氧鋼套筒在一定條件下可以作為永久修復(fù)，需進(jìn)行定期檢查。通過(guò)對(duì)GD 1033、Q/SY 1592、GB 32167、PRCI—2006、ASME B31.8、CSA Z662和ASME PCC—2 標(biāo)準(zhǔn)分析，以上7 個(gè)標(biāo)準(zhǔn)均允許修復(fù)外腐蝕、管體制造缺陷和管體機(jī)械損傷缺陷，ASME B31.8—2016 支持環(huán)氧套筒對(duì)環(huán)焊縫缺陷進(jìn)行永久性修復(fù)。異形環(huán)氧鋼套筒修復(fù)的案例較少，公開文獻(xiàn)中發(fā)現(xiàn)李尚鵬等人[14]采用異形環(huán)氧鋼套筒對(duì)鹵水管道焊臺(tái)進(jìn)行修復(fù)。因此，本文重點(diǎn)研究異形環(huán)氧鋼套筒修復(fù)強(qiáng)度不合格三通。

表1 強(qiáng)度不合格三通修復(fù)方式的比選結(jié)果Tab.1 Comparison and selection results of repair methods for tees with unqualified strength

然而，在采用異形環(huán)氧鋼套筒修復(fù)三通本體時(shí)存在一些問(wèn)題：三通本體強(qiáng)度問(wèn)題與三通環(huán)焊縫問(wèn)題如何區(qū)別進(jìn)行修復(fù)；異形環(huán)氧鋼套筒是否需要覆蓋三通與直管對(duì)接的環(huán)焊縫?？蓪h(huán)焊縫缺陷問(wèn)題和三通強(qiáng)度不合格問(wèn)題結(jié)合進(jìn)行對(duì)待，分級(jí)修復(fù)（表2）。

表2 三通分級(jí)修復(fù)方法Tab.2 Graded repair method of tee

2 三通修復(fù)有限元模型

通過(guò)有限元模擬分析方法，能分析三通支管對(duì)異形環(huán)氧鋼套筒修復(fù)三通的影響，選取DN1 000 mm×450 mm 和DN1 000 mm×800 mm 三通規(guī)格作為有限元模擬對(duì)象，分別編號(hào)為T1 和T2。根據(jù)三通的實(shí)測(cè)壁厚與實(shí)測(cè)外形結(jié)構(gòu)尺寸在CATIA（計(jì)算機(jī)輔助三維交互式應(yīng)用）軟件中分別建立幾何模型。三通外形結(jié)構(gòu)編號(hào)如圖1 所示。T1 和T2 三通的實(shí)測(cè)外形結(jié)構(gòu)尺寸與壁厚實(shí)際取值如表3 所示。模擬6種異形環(huán)氧鋼套筒修復(fù)方式對(duì)T1 和T2 進(jìn)行修復(fù)，6種異形環(huán)氧鋼套筒的修復(fù)方式分別為未蓋住焊縫175 mm（修復(fù)方式A），未蓋住焊縫100 mm（修復(fù)方式B），剛好蓋住焊縫（修復(fù)方式C），蓋住焊縫100 mm（修復(fù)方式D），蓋住焊縫200 mm（修復(fù)方式E）和蓋住焊縫300 mm（修復(fù)方式F）如圖2和圖3所示。

表3 三通實(shí)測(cè)外形結(jié)構(gòu)尺寸與壁厚Tab.3 Measured shape structure size and wall thickness of tee

圖1 三通外形結(jié)構(gòu)編號(hào)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the number of the shape structure of tee

圖2 T1三通6種修復(fù)方式Fig.2 Six repair methods of T1 tee

圖3 T2三通6種修復(fù)方式Fig.3 Six repair methods of T2 tee

T1和T2的12種有限元模型的三通本體屈服強(qiáng)度設(shè)置為245 MPa，采用ABAQUS（有限元仿真）軟件對(duì)失效三通進(jìn)行有限元模擬分析，材料模型選用彈塑性模型：

式中：E為彈性模量；εe為彈性應(yīng)變；σs為屈服應(yīng)力；K為強(qiáng)度系數(shù)；n為應(yīng)變硬化指數(shù)；εp為塑性應(yīng)變；σ為真應(yīng)力，彈性模量取210 GPa，泊松比取0.3。

Z1，Z2，Z3直管段部分彈塑性階段采用的是X70材料屬性，壁厚為26.2 mm，根據(jù)API SPEC 5L標(biāo)準(zhǔn)給定的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度與伸長(zhǎng)率取值，分別為485 MPa、570 MPa 與18%。環(huán)氧套筒采用16Mn材料屬性，屈服強(qiáng)度為345 MPa。環(huán)氧樹脂的彈性模量為3 GPa，彈性模量為0.38。

采取的失效準(zhǔn)則為JB 4732 中規(guī)定的塑性失效準(zhǔn)則，即認(rèn)為部件內(nèi)壁面出現(xiàn)屈服而外層金屬仍處于彈性狀態(tài)時(shí)，并不會(huì)導(dǎo)致失效，只有當(dāng)部件內(nèi)外壁全截面屈服時(shí)才是承載的最大極限。有限元模型的加載條件為純內(nèi)壓加載至全截面屈服。

3 試驗(yàn)結(jié)果

T1 和T2 三通的異形環(huán)氧鋼套筒修復(fù)模擬6 種修復(fù)方式，在設(shè)計(jì)壓力12 MPa 和全截面屈服時(shí)的等效應(yīng)力云圖如圖4 和圖5 所示。由圖4 應(yīng)力云圖結(jié)果可知，T1三通設(shè)計(jì)壓力12 MP時(shí)6種修復(fù)方式情況下，三通的應(yīng)力集中區(qū)域主要在三通主管端部和肩部?jī)?nèi)表面區(qū)域，且修復(fù)方式A和修復(fù)方式B的主管端部的應(yīng)力集中最明顯，修復(fù)方式C～F 的應(yīng)力集中區(qū)域在三通肩部?jī)?nèi)表面。

圖4 12 MPa時(shí)T1三通修復(fù)件的等效應(yīng)力云圖Fig.4 Equivalent stress cloud map of the T1 tee repaired parts at 12 MPa

圖5 全截面屈服時(shí)T1三通修復(fù)件的等效應(yīng)力云圖Fig.5 Equivalent stress cloud map of the T1 tee repaired parts at full section yield

由圖5可知：T1三通全截面屈服時(shí)的6種修復(fù)方式情況下，修復(fù)方式A～C 的全截面屈服區(qū)域在三通主管端部，其中修復(fù)方式C的全截面屈服區(qū)域在主管端部的頂部區(qū)域；修復(fù)方式D～F 的應(yīng)力集中區(qū)域均在三通肩部?jī)?nèi)表面，而三通端部并未發(fā)現(xiàn)全截面屈服；同時(shí)三通底部4～5 點(diǎn)鐘區(qū)域內(nèi)表面出現(xiàn)屈服區(qū)域。這說(shuō)明三通的主管端部、肩部?jī)?nèi)表面和主管底部4～5點(diǎn)鐘區(qū)域均為應(yīng)力集中區(qū)域。

T2 三通設(shè)計(jì)壓力12 MPa 時(shí)6 種修復(fù)方式情況下，修復(fù)方式A和B的應(yīng)力集中區(qū)域在三通主管端部和肩部?jī)?nèi)表面區(qū)域，修復(fù)方式C～F 的應(yīng)力集中區(qū)域均在三通肩部?jī)?nèi)表面，相對(duì)于T1 三通的應(yīng)力集中程度，T2的應(yīng)力集中程度較?。▓D6）。

圖6 12 MPa時(shí)T2三通修復(fù)件的等效應(yīng)力云圖Fig.6 Equivalent stress cloud map of the T2 tee repaired parts at 12 MPa

由圖7所示：T2三通全截面屈服時(shí)6種修復(fù)方式情況下，修復(fù)方式A～C 的全截面屈服區(qū)域在三通主管端部，其中修復(fù)方式C的全截面屈服區(qū)域同樣在主管端部的頂部區(qū)域；修復(fù)方式D～F 的全截面屈服區(qū)域均在三通肩部?jī)?nèi)表面，而三通主管端部并未發(fā)現(xiàn)全截面屈服，三通腹部與底部4～5 點(diǎn)鐘區(qū)域均存在屈服區(qū)域。結(jié)合圖5的T1全截面屈服應(yīng)力云圖可知，隨著支管管徑的增加使得三通的應(yīng)力集中區(qū)域擴(kuò)大了，增加了三通腹部區(qū)域，且三通底部4～5點(diǎn)鐘為應(yīng)力集中區(qū)域。

圖7 全截面屈服時(shí)T2三通修復(fù)件的應(yīng)力云圖Fig.7 Equivalent stress cloud map of the T2 tee repaired parts at full section yield

綜合T1和T2三通設(shè)計(jì)壓力和全截面屈服時(shí)6種修復(fù)方式的應(yīng)力云圖結(jié)果可知：異形環(huán)氧鋼套筒不蓋住環(huán)焊縫的三通，應(yīng)力集中區(qū)域主要集中在主管端部；而蓋住環(huán)焊縫的三通應(yīng)力集中區(qū)域主要集中在三通肩部、腹部和底部4～5 點(diǎn)鐘區(qū)域。支管管徑的增加，使得三通的應(yīng)力集中區(qū)域擴(kuò)大，增加了三通腹部區(qū)域。

在修復(fù)方式A～F的情況下，T1和T2全截面屈服時(shí)6 種修復(fù)方式的最大允許壓力比較結(jié)果見表4和表5。由表4 和表5 可知，修復(fù)方式D～F 提高最大允許壓力幅度最大，并且最大允許運(yùn)行壓力超過(guò)12 MPa，T1三通的修復(fù)方式E和F，T2三通的修復(fù)方式D～F 最大允許運(yùn)行壓力一樣，說(shuō)明異形環(huán)氧鋼套筒蓋住焊縫200 mm 以后，再增加套筒長(zhǎng)度并無(wú)意義。這說(shuō)明異形環(huán)氧鋼套筒修復(fù)強(qiáng)度不合格三通的最優(yōu)尺寸為蓋過(guò)三通焊縫200 mm。

表4 6種修復(fù)方式條件下T1三通最大允許運(yùn)行壓力對(duì)比結(jié)果Tab.4 Comparison results of maximum allowable operating pressure of T1 tee under six repair methods

表5 6種修復(fù)方式條件下T2三通最大允許運(yùn)行壓力對(duì)比結(jié)果Tab.5 Comparison results of maximum allowable operating pressure of T2 tee under six repair methods

4 結(jié)論

針對(duì)強(qiáng)度不合格三通問(wèn)題，提出了異形環(huán)氧鋼套筒修復(fù)方法。將三通強(qiáng)度不合格和環(huán)焊縫缺陷修復(fù)結(jié)合考慮，提出了分級(jí)修復(fù)方法。通過(guò)對(duì)DN1 000 mm×450 mm 和DN1 000 mm×600 mm 三通進(jìn)行不同異形環(huán)氧套筒修復(fù)方式進(jìn)行有限元模擬分析，得出以下結(jié)論：

（1）異形環(huán)氧鋼套筒未蓋住三通環(huán)焊縫的全截面屈服區(qū)域?yàn)槿ㄖ鞴芏瞬繀^(qū)域，而異形環(huán)氧鋼套筒蓋住三通環(huán)焊縫的全截面屈服區(qū)域?yàn)槿绮繀^(qū)域。

（2）異形環(huán)氧鋼套筒蓋住三通環(huán)焊縫的修復(fù)方式優(yōu)于未蓋住環(huán)焊縫的修復(fù)方式。

（3）異形環(huán)氧鋼套筒修復(fù)強(qiáng)度不合格三通的最優(yōu)尺寸為蓋過(guò)三通焊縫200 mm。

（4）隨著支管管徑的增加，三通應(yīng)力集中區(qū)域擴(kuò)大，相對(duì)于支管管徑為450 mm 的應(yīng)力集中區(qū)域，支管管徑為800 mm的應(yīng)力集中區(qū)域增大。