鋼質環氧套筒對環焊縫缺陷修復補強效果研究*

余東亮 楊 川 吳東容 蔣 毅 方迎潮

(國家管網集團西南管道有限責任公司)

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約大量鋼材，產生巨大的社會效益和經濟效益，是目前管道的發展應用趨勢[1]。長距離天然氣輸送管道沿線通常每隔12 m就有一個環焊縫，環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)管道在建設運營初期發生了30余起環焊縫開裂和泄漏事故，其中70%以上由環焊縫缺陷引起[3]。在管道失效案例中，大部分是環焊縫缺陷導致的，而且越復雜的對接結構其失效概率越大[4]。由此可見，環焊縫是管道的薄弱環節，管道一旦從環焊縫處發生斷裂，將會影響到整個管道的服役性能。

國內外針對環焊縫缺陷修復技術的標準規定較為嚴苛，僅推薦換管、B型套筒和螺栓緊固夾具3種修復技術[5]。其中，換管修復技術費用昂貴且影響管道的正常輸送[6]；B型套筒修復技術通過焊接將全封閉鋼質套筒安裝在缺陷外部，質量控制難度大[7]；螺栓緊固夾具常用于輸油管道搶修作業，安裝配套機具復雜[8]?？梢姡l展非焊接修復技術修復高鋼級管道環焊縫缺陷成為解決的問題關鍵。2010年至今，西南管道、西部管道和西氣東輸管道已安裝鋼質環氧套筒2 000余套，用于修復經檢測評價后確定無需修復但存在缺陷的環焊縫[9-10]。鋼質環氧套筒修復技術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形間隙，環形間隙的兩端用膠泥密封，然后在封閉空間內填充環氧填料[11]。這種技術無需焊接，可帶壓修復。

目前，國內對鋼質環氧套筒修復補強環焊縫缺陷的研究處于起步階段。環氧套筒補強后，管道缺陷處的應力顯著降低，因此環氧套筒修復管道的效果良好[12]。胡秀[13]對含有預制環焊縫缺陷的X80管道在鋼質環氧套筒補強和未補強兩種情況分別進行了水壓爆破試驗，發現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壓力測試分析驗證了環氧套筒的修復效果，波動壓力作用下鋼質環氧套筒對未熔合缺陷環向應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生環向應力、軸向應力以及彎曲應力等，使管道處于多種載荷共同作用產生的復雜應力狀態中[15-18]。在這些組合載荷作用下，現有文獻對含環焊縫缺陷X80管道的修復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環氧套筒對X80管道環焊縫缺陷的修復補強效果。研究成果可為鋼質環氧套筒對內壓、彎矩單獨作用和組合作用下含環焊縫缺陷X80管道的修復補強提供參考。

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焊縫缺陷管道以及鋼質環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；鋼質環氧套筒長度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。環焊縫位于管道正中間，環焊縫缺陷位于管道正下方，類型為根部內凹缺陷，其深度為7.5 mm，環向長度為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；內壓采用均布載荷方式施加，內壓作用方向與管道內壁面保持垂直；通過四點彎曲的方法在管道中間段產生純彎段，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節點六面體等參單元，即solid186實體單元。為了便于網格劃分和加密，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，以便生成高質量網格[19]。管道網格劃分結果如圖2所示。采用建立的分析模型分別研究了內壓、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；鋼質環氧套筒長度1 550 mm，厚度22 mm，灌注料厚度10 mm，套筒材料為Q345B鋼；環焊縫位于管道正中間，沿焊縫截面靠管道內壁設置深度7.5 mm、長度940 mm的V形根部內凹缺陷，缺陷位于管道正下方。所有材料物理力學參數與有限元模型相同。施加于管道的載荷為內壓和彎矩，內壓通過液壓數控系統在管道中施加水壓來實現，彎矩通過千斤頂施加集中力來實現，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個測點的軸向應力與有限元計算數據做對比。

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

根據試驗工況，利用有限元計算補強管道在10 MPa內壓、4 800 kN·m彎矩單獨和二者組合作用下軸向應力的分布情況，并將計算結果與試驗數據做對比，如表1所示。

表1 軸向應力的試驗數據與有限元模擬數據對比Table 1 Comparison between test data and simulation data of axial stress

根據對比試驗結果與有限元模擬結果，大多數測點的誤差在20%左右，該誤差在工程允許范圍內，因此有限元模擬的準確性可以接受。

2 有限元結果分析

2.1 內壓單獨作用

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

圖4 內壓單獨作用管道2-2截面應力與內壓的關系Fig.4 Relationship between stress and internal pressure on the section 2-2 under the action of internal pressure alone

圖5 10 MPa內壓單獨作用管道應力云圖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截面應力與彎矩的關系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截面應力與彎矩的關系如圖6所示。由圖6可以看出：未補強管道和補強管道的Mises應力基本隨著彎矩的增加呈線性增加；補強管道的Mises應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應力僅為未補強管道的40%；未補強管道和補強管道的軸向應力絕對值隨著彎矩的增加呈線性增加；因為環氧套筒的限制，受壓區12點鐘位置的軸向應力大幅度降低，4 800 kN·m彎矩作用該點的壓應力由173.98 MPa降低至5.46 MPa；3點鐘和9點鐘位置的軸向應力由拉應力變為壓應力，4 800 kN·m彎矩作用該點的應力由32.63 MPa變為-64.93 MPa；受拉區6點鐘位置的軸向應力有所增加，4 800 kN·m彎矩作用該點的拉應力由94.88 MPa增加至133.78 MPa；彎矩單獨作用環氧套筒對同一截面不同位置軸向應力的影響不同。4 800 kN·m彎矩單獨作用管道整體應力分布如圖7所示。

由圖7可以看出：未補強管道的Mises應力在13.8～640.0 MPa之間，補強管道的Mises應力在10.7～640.0 MPa之間，補強管道補強區域Mises應力明顯低于未補強區域和未補強管道對應區域；未補強管道的環向應力在-684～515 MPa之間，補強管道環向應力在-540～459 MPa之間，補強管道補強區域3點鐘和9點鐘附近的環向應力明顯低于未補強管道對應區域；未補強管道的軸向應力在-656～704 MPa之間，補強管道的軸向應力在-540～659 MPa之間；補強管道補強區域6點鐘附近的軸向應力明顯低于未補強管道對應區域。因此彎矩單獨作用鋼質環氧套筒對環焊縫缺陷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力云圖Fig.7 Cloud chart of pipeline stress under the action of bending moment alone

圖8 10 MPa內壓和彎矩組合作用下管道2-2截面應力與彎矩的關系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 內壓與彎矩組合作用

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

由圖9可知：未補強管道的Mises應力在15.8～644.0 MPa之間，補強管道的Mises應力在10.7～640.0 MPa之間，補強管道補強區域Mises應力明顯低于未補強區域和未補強管道對應區域；未補強管道的環向應力在-254～592 MPa之間，補強管道的環向應力在-226～527 MPa之間，補強管道補強區域環向應力明顯低于未補強區域和未補強管道對應區域；未補強管道的軸向應力在-556～915 MPa之間，補強管道的軸向應力在-564～508 MPa之間，補強管道補強區域軸向應力分布與未補強管道對應區域無顯著區別。內壓作用使得鋼質環氧套筒與管道能夠更加緊密地協調工作，鋼質環氧套筒對環向和軸向應力的補強作用明顯高于彎矩單獨作用。

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

3 結 論

通過有限元模擬研究了內壓、彎矩單獨作用和二者組合作用下鋼質環氧套筒修復環焊縫缺陷X80管道的修復補強效果，得到如下結論。

(1)內壓單獨作用下，鋼質環氧套筒對環焊縫缺陷X80管道具有明顯的補強作用。

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

(3)內壓和彎矩組合作用下，內壓作用使得鋼質環氧套筒與管道能夠更加緊密地協調工作，套筒對環向和軸向應力的補強作用明顯高于彎矩單獨作用。

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