管道斜接環焊縫適用性評價

楊輝 王富祥 鐘婷 雷錚強 玄文博 武剛

1國家管網北方管道公司管道科技研究中心

2中國石油集團石油管工程技術研究院

斜接管道為一種不連續結構，相較于直管，在內壓下斜接環焊縫處會產生附加彎曲應力，導致斜接環焊縫處產生應力集中，致使管道承壓能力下降，并增加應力腐蝕開裂敏感性，降低管道服役壽命[1-3]。可見，斜接環焊縫是一種更加危險的環焊縫。管道斜接環焊縫為現場焊接施工過程中產生，油氣長輸管道相關設計、施工標準均規定管道組對時的斜接角度≤3°，但由于不規范施工，部分在役管道內檢測發現存在超標斜接[4-5]。據不完全統計，國內某管道公司完成內檢測的管道共報告1 000 多處斜接環焊縫，其中斜接角度差≥3°逾百處，最大斜接角度達14°。對于超標斜接，目前除換管外還沒有特別有效的修復方法，而換管易產生新的焊接問題且造成巨大的經濟損失[6-7]。因此，需要明確斜接環焊縫適用性，有針對性地制定維修維護策略，控制管道運營風險。為此擴展了斜接角度計算公式，對比推薦了無缺陷斜接環焊縫和含缺陷斜接環焊縫的適用性評價方法，采用有限元分析及全尺寸壓力爆破試驗結果評估了方法適用性及保守性，以期為在役管道斜接環焊縫安全評價提供參考。

1 斜接環焊縫評價

1.1 國內外研究進展

工程中常采用GB 50251—2015《輸氣管道工程設計》、GB 50253—2014《輸油管道工程設計規范》和GB 50369—2014《油氣長輸管道工程施工及驗收規范》等設計、施工標準對斜接彎管斜接角度≤3°來對斜接進行簡單地篩查評價，但由于數量眾多，顯然無法有效解決在役管道超標準斜接的問題。

國內外明確斜接環焊縫評價方法的管道運營期標準主要包括API 579—2016《適用性評價》（以下簡稱API 579—2016）、SY/T 6477—2017《含缺陷油氣管道剩余強度評價方法》（以下簡稱SY/T 6477—2017）和GB/T 35013—2018《承壓設備合于使用評價》（以下簡稱GB/T 35013—2018），而SY/T 6477—2017 和GB/T 35013—2018均是參照API579—2016 標準編制。蔣慶梅[8]，武剛[9]等針對長輸管道內檢測發現的超標準斜接環焊縫分別采用API 579—2016 和SY/T 6477—2017 開展了評價，但均為無缺陷斜接，且未做差異性分析及保守性對比。

1.2 無缺陷斜接環焊縫評價

API 579—2016 標準針對斜接采用三級評價，僅適用于膜應力載荷（如內壓）作用下斜接角度≤10°的斜接。一級評價是基于施工標準的篩查，如果滿足要求，則不需要開展二級和三級評價。二級評價是一種結構完整性評估方法，綜合考慮載荷及復雜幾何形狀的影響，計算斜接環焊縫的剩余強度因子。三級評價是更為精細的應力分析，包括斷裂、疲勞和數值模擬等，需要詳細的參數輸入，適用于專項評價[9]。相較于API 579—2007 版，新版標準對斜接導致薄膜應力引起彎曲應力的比例因子進行了更新。SY/T 6477—2017 參考API 579—2007 版編制，在斜接評價中雖未分級，但整體評價流程與API 579—2007 版保持一致，主要區別在于內壓引起軸向薄膜應力不同，其計算公式如式（1）所示。GB/T 35013—2018 中棱角（斜接）分兩級評價，1級評價與SY/T 6477—2017 一致（C1第1 系數正負號相反），2 級評價為應力分類或極限載荷分析方法。

式中：p為內壓，MPa；D為管徑，mm；t為管道壁厚，mm；R為管道內半徑，mm；E為焊縫系數，如果未知取0.7；tsl為附加載荷厚度，mm。

采用各標準方法計算所得內壓引起的軸向薄膜應力及斜接導致彎曲應力比例因子的對比情況如圖1 所示。可以看出，SY/T 6477—2017 應力比略大于API 579—2016 和GB/T 35013—2018，在同等應力水平下評價結果略為保守。另外，對于內壓引起的軸向薄膜應力計算，API 579 標準中在不考慮焊接因素（焊縫系數E=1.0）時已與架空（或裸露）管道相當，而考慮焊接因素時的軸向薄膜應力計算值更大。綜上所述，可采用SY/T 6477—2017 評價超標的無缺陷斜接環焊縫，修訂后的斜接角度計算公式如式（2）所示，將應用范圍擴展至非對稱斜接，非對稱斜接示意圖如圖2 所示。

圖1 標準計算結果對比Fig.1 Comparison of standard calculation results

圖2 非對稱斜接示意圖Fig.2 Schematic diagram of an asymmetric miter

式中：θ為斜接角度，rad；δ為最大偏心距，mm；L1、L2、L分別為斜接左跨距、右跨距和總跨距，mm。

1.3 含缺陷斜接環焊縫評價

斜接環焊縫是一種特殊的環焊縫，與直管環焊縫的區別在于內壓下斜接環焊縫處會產生附加彎曲應力，該應力與內壓產生的薄膜應力相疊加，導致應力集中。因此，含缺陷斜接環焊縫的評價可參照現行環焊縫缺陷評價標準與方法，但需將斜接導致的彎曲應力作為附加載荷考慮進去，彎曲應力的計算可參照SY/T 6477—2017 或API 579—2016。

由于失效模式的不同，評價應先將環焊縫缺陷分為體積型缺陷和平面型缺陷。對于體積型缺陷，主要考慮塑性失效模式，推薦采用修正的Miller 方法[10]評價；對于平面型缺陷，評價時應同時考慮塑性失效和斷裂失效模式，推薦采用BS 7910：2019《金屬結構裂紋驗收評定方法指南》（以下簡稱BS 7910：2019）中失效評估圖法，并根據可用材料參數及保守程度選用通用FAC 或特定FAC 進行評價[11-13]。

2 斜接管道壓力爆破試驗

2.1 試驗設計與裝置

設計完成了5 組含斜接環焊縫管道全尺寸壓力爆破試驗[14-15]，試驗設計及結果如表1 所示。試驗內容包含力學性能測試、應變數據采集及爆破口分析，對比變量包括斜接角度和缺陷。其中3 種角度分別取自內檢測報告閾值、評價標準適用范圍上限及某管道公司檢測發現斜接的最大角度，而缺陷位于斜接內夾角內表面（應力集中區）。

表1 試驗設計及結果Tab.1 Test design and results

試驗用鋼管規格為Φ720 mm×7.9 mm，鋼級為X60。全尺寸水壓爆破試驗采用海德利森氣動液泵增壓系統，應變測量采用日本UCAM-60A 萬能數字測量系統，掃描速度為0.1 s/點；采用單向應變片，其電阻為120.4 Ω±0.3 Ω，靈敏系數為2.23±1%，規格為1 mm×2 mm，有效量程為2%。試驗參照GB 9711—2017《石油天然氣工業管線輸送系統用鋼管》和SY/T 5992—2012《輸送鋼管靜水壓爆破試驗方法》標準執行。

2.2 試驗結果分析

試驗中斜接爆破口如圖3 所示，含斜接環焊縫試驗管道的失效位置均位于內夾角應力集中區域范圍內，且斜接角度越大越靠近內夾角中心位置，說明應力集中是引起斜接環焊縫失效的重要因素。進一步提取的斜接環焊縫內夾角處內壓-應變曲線如圖4 所示。對比分析可以看出，隨著斜接角度增大，斜接環焊縫內夾角處應力集中程度明顯加劇；同時，10°斜接環焊縫達到屈服時（5 000 微應變）的壓力與理論屈服壓力基本吻合，而14°斜接環焊縫早已屈服，進一步驗證了API 579 和SY/T 6477 標準中斜接評價方法適用范圍（不超過10°）的合理性。

圖3 斜接鋼管爆破口Fig.3 Mitred pipes blasting holes

圖4 斜接內夾角環焊縫處內壓-應變曲線Fig.4 Pressure-strain curve inside of the mitred girth weld

提取試驗過程中進水量-內壓曲線（圖5）可以看出，各組試驗管承壓能力基本一致，均能滿足運行要求。對比5°、10°和14°無缺陷斜接可以看出，隨著斜接角度的增大，鋼管進水量減小，打壓時間明顯縮短；對比5°無缺陷斜接和5°含缺陷斜接可以看出，5°含缺陷斜接的進水量和打壓時間明顯小于5°無缺陷斜接。對比結果表明，斜接和缺陷作用表現在鋼管抵抗均勻變形能力（進水量）下降。

圖5 進水量-內壓曲線Fig.5 Water inflow-internal pressure curve

3 斜接管道有限元分析

3.1 有限元模型

3.1.1 有限元建模

根據壓力爆破試驗設計方案分別建立了帶球形封頭的無缺陷斜接及含內裂紋斜接管道（1/4）的有限元模型[16-20]，如圖6 所示，包括3 種無缺陷模型（斜接角度5°、10°和14°）、2 種含缺陷模型（斜接角度0°和5°）。鋼管規格為Φ 720 mm×7.9 mm，不考慮焊縫余高，缺陷位于斜接內夾角內表面，長度180 mm，開口寬度0.3 mm，深度為67%管道壁厚。單元采用Solid186，為高階3 維20 節點固體結構單元，支持任意空間各向異性，具有塑性、超彈性、蠕變、應力鋼化、大變形及大應變特性。在管道內表面施加內壓載荷，對無缺陷斜接鋼管模型，約束軸向對稱截面端點位移自由度，防止鋼管產生整體剛性位移；對含缺陷斜接鋼管模型，在軸向截面及除裂紋表面的橫截面均設置對稱邊界。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

3.1.2 材料本構關系

由于焊縫采用強匹配焊接，母材和焊縫均采用Ramberg-Osgood 模型描述應力應變關系，該模型為業內廣泛認可的材料非線性本構模型之一，被眾多標準引用，適用于管線鋼。

式中：ε為應變；σ為應力，MPa；E為彈性模量，取210 GPa；σY為屈服強度，MPa；σT為抗拉強度，MPa；n為硬化指數；α為屈服偏移量。

3.2 有限元分析結果

模擬得出在內壓載荷下的無缺陷斜接管道和含內裂紋斜接管道的等效應力分布如圖7 所示，提取5 組斜接內夾角內表面等效應力沿周向分布如圖8所示。如同壓力爆破試驗所揭示的規律，斜接內夾角（12∶00）區域產生應力集中，且隨著斜接角度增大，斜接環焊縫內夾角處應力集中程度增大；該區域疊加裂紋缺陷后應力集中程度進一步加劇，將進一步削弱管道的承載能力。

圖7 等效應力云圖Fig.7 Equivalent stress cloud map

圖8 斜接內夾角等效應力沿周向分布圖Fig.8 Equivalent stress circumferential distribution diagram of the mitred girth weld internal angel

4 數據綜合對比分析

5 組斜接管道模型的理論計算、壓力試驗及有限元模擬得到的失效壓力見表2。分別針對無缺陷斜接和含缺陷斜接的評估結果進行綜合對比分析，分析結果如圖9 和圖10 所示，其中管體抗拉強度為實測值。

圖10 含缺陷斜接評價結果對比Fig.10 Comparison of assessment results of mitred pipe with defects

表2 5 組斜接管道模型的極限壓力Tab.2 Ultimate pressure of 5 groups of mitred pipe models

圖9 無缺陷斜接評價結果對比Fig.9 Comparison of assessment results of mitred pipe without defects

對比5°、10°和14°無缺陷斜接，采用標準按一次應力評價結果最保守，而按二次應力評價對于小角度斜接，計算得到的失效壓力會略高于試驗爆破壓力和強度校核壓力，結果趨于冒進；有限元模擬結果處于居中水平，極限壓力隨著斜接角度增大而減小。另外，試驗爆破壓力與強度校核壓力相近且變化趨勢一致，再結合爆破口位置與形貌，可以看出：含斜接試驗鋼管的失效還是由內壓導致的環向應力主導，但隨著斜接角度的增加，應力集中效應逐漸突顯。

對比0°含缺陷和5°含缺陷斜接，進一步突出了斜接導致應力集中的影響。采用標準分別按一次應力和二次應力評價，5°含缺陷斜接極限壓力均遠小于試驗爆破壓力，說明標準裂紋型缺陷評價方法具有較大的保守性。有限元分析由于采用的是單一失效判據，而缺陷導致的應力集中相較于斜接更加突出，為失效主要因素。因此，2 個模型計算結果相差不大，與試驗爆破壓力趨勢一致。

對比5°無缺陷和5°含缺陷斜接，缺陷的存在使得試驗鋼管失效位置從管體轉移至缺陷處，且有限元分析及標準評估極限壓力均大幅減小，進一步驗證了在小角度斜接與一定尺寸的缺陷（尤其平面型缺陷）共同存在的情況下，缺陷可能會成為環焊縫失效的主要致因，應予以重點關注。

5 結論

（1）無缺陷斜接在純內壓作用下的失效由內壓導致的環向應力主導，但隨著斜接角度的增大，斜接環焊縫內夾角處應力集中程度明顯加劇，應力集中效應逐漸突顯。

（2）試驗內壓-應變曲線顯示，10°斜接環焊縫達到屈服時（5 000 微應變）的壓力與理論屈服壓力基本吻合，驗證了API 579 和SY/T 6477 標準中斜接評價方法適用范圍（斜接角度不超過10°）的合理性。

（3）對于無缺陷斜接，推薦采用SY/T 6477—2017 標準評價，并將斜接角度計算公式擴展至非對稱斜接。斜接導致的彎曲應力作為一次應力評價時結果偏保守，作為二次應力評價時對于小角度斜接結果偏于冒進。

（4）斜接和缺陷的存在導致鋼管抵抗均勻變形能力及承壓能力下降。對于含缺陷（尤其平面型缺陷）斜接，當斜接角度較小時，缺陷會成為環焊縫失效的主要致因。推薦采用BS 7910—2019 標準按裂紋評價，斜接導致的彎曲應力作為附加載荷考慮，無論作為一次應力還是二次應力，評價結果均偏于保守。