張保龍， 王彬彬， 成志強

(1. 西南交通大學 力學與工程學院， 四川 成都 610031；2.中國石油西南管道公司， 四川 成都 610041)

0 引 言

在實際工程應(yīng)用中，隨著高等級鋼的應(yīng)用，管道環(huán)焊縫裂紋明顯增多，而在運營管道無法停輸?shù)那闆r下，選擇適當?shù)男迯?fù)補強方法尤為重要[1].目前，由于復(fù)合材料修復(fù)補強技術(shù)對施工條件要求低，環(huán)境適應(yīng)能力強，能夠在不影響管道運營的情況下開展不動火補強，具有安全，快捷等工藝特點[2-4].對此，科研人員開展了大量的復(fù)合材料修復(fù)管道的研究，取得了大量的實際應(yīng)用成果[5-10].此外，對于管道體積性缺陷，國內(nèi)外常引用ASME和ISO國際組織分別推出的專業(yè)的管道修復(fù)標準，即ASME PCC-2-2011《Repair of pressure equipment and piping》和ISO/TS 24817-2006《Composite repairs for pipework》，但對于環(huán)向焊接裂紋修復(fù)技術(shù)，鮮有可參考的標準和規(guī)范.對此，本研究提出了基于等效剛度的鋪層厚度計算方法，設(shè)計了含環(huán)向裂紋的全尺寸管道和補強管道的對比試驗，驗證了修復(fù)效果.

1 試驗前期準備

本試驗采用2根材質(zhì)為L245N的管段，其長度均為6 000 mm，直徑均為219 mm，厚度均為6 mm.管道兩端焊接橢圓管帽，一端為進水口，另一端為出水口.L245N鋼材的屈服強度為395MPa，拉伸強度為530 MPa，彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3.在管段中部外表面機加工一條環(huán)向為120°、深厚比為50%、寬度為0.2 mm的裂紋類缺陷，以模擬嚴重的環(huán)焊縫缺陷.

在研究中，把含環(huán)向裂紋的管道簡稱為未補強管道；復(fù)合材料補強后的含環(huán)向裂紋管道，簡稱為補強管道.為對比裂紋嘴與完好管道應(yīng)變演化的差異，選取環(huán)向裂紋中間布置應(yīng)變片，標記為測點①，稱之為未補強管道裂紋處測點.同時，在該位置布置LVDT位移傳感器,測試裂紋嘴的張口位移(CMOD)的演化情況，以便驗證裂紋處的CMOD與軸向應(yīng)變是否存在內(nèi)在關(guān)系.為方便對比，在復(fù)合材料補強管道裂紋處的同一個位置布置應(yīng)變片，標記為測點③，稱為補強管道裂紋處測點，選取遠離環(huán)向裂紋的管體表面布置應(yīng)變片，稱為參考測點②.具體測點位置布置如圖1所示.

圖1未補強/補強管道應(yīng)變測點布置

修復(fù)作業(yè)過程參考Q/SY 1592-2013《油氣管道管體修復(fù)技術(shù)規(guī)范》相關(guān)規(guī)定.

2 復(fù)合材料鋪層厚度和長度計算

2.1 相關(guān)計算

研究表明，復(fù)合材料纏繞層能夠分擔管道內(nèi)壓、軸力和彎矩，而彎矩是影響環(huán)向焊接裂紋管道承載能力的主要因素，所以補償管道裂紋位置的抗彎剛度是提高管道承載能力的關(guān)鍵[10].根據(jù)材料力學理論，復(fù)合材料補強層的抗彎剛度可用于補償因管道裂紋而損失的抗彎剛度，而復(fù)合材料補強層與管鋼界面的剪切力可用于補償因管道裂紋而損失的軸向承載力.復(fù)合材料補強層厚度的計算方法為，

ESIS=ECIC

(1)

式中，ESIS為管道因裂紋存在而損失的抗彎剛度，ES為管鋼的彈性模量，IS為管鋼裂紋的慣性矩.ECIC為復(fù)合材料纏繞層的抗彎剛度，EC為復(fù)合材料的彈性模量，IC為復(fù)合材料纏繞層的慣性矩.

考慮管道軸向載荷的作用，補強寬度采用等效軸向力的計算方法.故管道因裂紋損失的軸向承載力為，

F=π·D·t·σb

(2)

式中，D為管道外徑，t為裂紋深度，σb為管材極限強度.

復(fù)合材料通過界面剪切補償?shù)牡刃лS向力為，

F=π·D·L·τ

(3)

式中，τ為復(fù)合材料與管道界面的剪切強度，L為復(fù)合材料補強段長度.

據(jù)此，復(fù)合材料的補強長度為，

L=F/(τ·π·D)

(4)

2.2 試驗方案

試驗采用單向玻璃纖維布作為補強材料，該纖維布纖維方向彈性模量為40.1 GPa，抗拉強度為1 287 MPa.玻璃纖維布浸潤環(huán)氧樹脂膠后的單層厚度為0.7 mm.試驗采用0 °和90 °(即環(huán)向和軸向)交錯纏繞的修復(fù)方式.同時，計算取整得到0 °和90 °方向上的復(fù)合材料纏繞層各10層，復(fù)合材料補強段長度為350 mm.

3 修復(fù)前后管樣的內(nèi)壓加四點彎曲試驗

試驗中，試驗管樣采用數(shù)控壓力控制系統(tǒng)加壓，采用如圖2所示的四點彎曲結(jié)構(gòu)加載彎矩.為了獲取足夠多的試驗數(shù)據(jù)，試驗分階段進行加載.根據(jù)管樣材料性能和幾何尺寸可計算出管道的設(shè)計壓力為13 MPa，即確定為最大試驗壓力為13 MPa.試驗之前，首先對管樣進行幾次升降壓循環(huán)，以保證管道中不存在殘余空氣，同時觀測應(yīng)變測量數(shù)據(jù)并與理論值進行對比，以保證應(yīng)變片的貼片質(zhì)量與測量結(jié)果的有效性.

圖2內(nèi)壓與四點彎曲加載試驗

3.1 未修復(fù)的環(huán)向裂紋管道加載試驗

因內(nèi)壓作用于管帽的軸向力，有必要研究管道環(huán)向裂紋兩側(cè)的軸向應(yīng)變隨內(nèi)壓的演化特征.

未補強管道軸向應(yīng)變與內(nèi)壓關(guān)系曲線圖如圖3所示.

圖3未補強管道軸向應(yīng)變與內(nèi)壓關(guān)系曲線

由圖3可知，在升壓過程中，管道參考點軸向應(yīng)變與管道裂紋處軸向應(yīng)變呈現(xiàn)不同的變化趨勢.管道參考點軸向應(yīng)變隨內(nèi)壓變化趨勢與軸向應(yīng)變理論解(εa=PD/4Et)一致，且數(shù)值相近.在管道裂紋兩側(cè)，隨著內(nèi)壓的增大，軸向應(yīng)變呈線性負增長變化趨勢.試驗結(jié)果表明：在內(nèi)壓作用下，遠離裂紋的參考點區(qū)域處于受拉狀態(tài)，裂紋區(qū)域在軸向處于受壓狀態(tài).

未補強管道軸向應(yīng)變與彎矩的關(guān)系曲線如圖4所示.

由圖4可知，隨著彎矩的增加，未補強管道裂紋處軸向應(yīng)變?yōu)樨撛鲩L趨勢.當彎矩加載到51 kN·m時，裂紋處軸向應(yīng)變值為-2 542 με，裂紋管道發(fā)生破壞，而參考點還未進入屈服階段.

在運營壓力范圍內(nèi)，比較圖3和圖4中軸向應(yīng)變數(shù)據(jù)可知，彎矩對裂紋處軸向應(yīng)變的影響程度遠遠大于內(nèi)壓的影響.管道裂紋CMOD與內(nèi)壓/彎矩關(guān)系曲線圖如圖5所示.

圖4未補強管道軸向應(yīng)變與彎矩關(guān)系曲線

圖5管道裂紋CMOD與內(nèi)壓/彎矩關(guān)系曲線

由圖5(a)可知，疊加堵頭效應(yīng)，環(huán)向焊接裂紋開口位移(CMOD)隨著內(nèi)壓的增加而增加，當內(nèi)壓為13 MPa時，CMOD值約為0.05 mm.由圖5(b)可知，環(huán)向裂紋的CMOD隨著彎矩的增加而增大，當彎矩為47 kN·m時，CMOD開始加速增大，當彎矩加載到51 kN·m時，CMOD值達到1.429 mm，管道破壞.由此可知，在管道運營壓力范圍內(nèi)，彎矩對CMOD的作用遠遠大于內(nèi)壓的作用.由圖4和圖5(b)可知，裂紋處CMOD和軸向應(yīng)變值(絕對值)均隨彎矩增加而增大.

裂紋處CMOD與軸向應(yīng)變曲線如圖6所示.

由圖6可知，隨著CMOD的增大(裂紋張角增大)，裂紋處軸向應(yīng)變也逐漸增大.此表明，裂紋處軸向應(yīng)變可反映裂紋口的張開程度，可以作為CMOD的表征參數(shù).

3.2 復(fù)合材料修復(fù)管道加載試驗

試驗中，復(fù)合材料管道修復(fù)后環(huán)向裂紋處軸向應(yīng)變的演化特征如圖7所示.

圖6裂紋處CMOD與軸向應(yīng)變曲線

圖7補強管道軸向應(yīng)變與內(nèi)壓關(guān)系曲線

由圖7可知，隨著內(nèi)壓的增加，補強管道裂紋處軸向應(yīng)變演化趨勢與管道參考點相同，呈現(xiàn)線性增長，當內(nèi)壓值為13 MPa時，管道參考點軸向應(yīng)變值為257 με，補強裂紋處的軸向應(yīng)變值為83 με，為參考點的32%.

補強管道軸向應(yīng)變與彎矩關(guān)系如圖8所示.

圖8補強管道軸向應(yīng)變與彎矩關(guān)系曲線

由圖8可知，隨著彎矩的增加，完好管壁由彈性進入塑性階段.補強管道裂紋處的軸向應(yīng)變隨著彎矩的增加，先增后減，由正值變?yōu)樨撝?，由受拉狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭軌籂顟B(tài).當管道承載為65 kN·m時，管樣整體開始進入塑性狀態(tài)，軸向應(yīng)變值為3 282 με，補強管道裂紋處的軸向應(yīng)變值僅為177 με.

3.3 修復(fù)效果分析

通過加載試驗可知，對于未補強管道，當內(nèi)壓為12 MPa、彎矩為51.62 kN·m時，管道發(fā)生破壞；對于復(fù)合材料補強管道，當內(nèi)壓為12.5 MPa、彎矩為92.28 kN·m時，管道尚未發(fā)生破壞(由于設(shè)備加載接近極限，故停止加載).由此可知，依據(jù)等效剛度計算方法進行鋪層厚度設(shè)計，能明顯提高含裂紋管道的極限承受彎矩的能力，從而提高管道的安全裕度.

同時，根據(jù)管道裂紋CMOD與軸向應(yīng)變關(guān)系可知，裂紋兩側(cè)軸向應(yīng)變可以作為CMOD的表征參數(shù).由于補強后管道裂紋處的CMOD無法測得，因此本研究通過比較補強與未補強管道裂紋處的軸向應(yīng)變值，以對補強效果進行評估.

管道的軸向應(yīng)變與內(nèi)壓關(guān)系曲線如圖9所示.

圖9軸向應(yīng)變與內(nèi)壓關(guān)系曲線(未加載彎矩)

由圖9可知，僅在內(nèi)壓作用下，補強管道裂紋處的軸向應(yīng)變隨內(nèi)壓的增加而增大，這與未補強管道裂紋處軸向應(yīng)變變化趨勢完全相反，與管道參考點軸向應(yīng)變的變化趨勢一致.在運營壓力范圍內(nèi)，補強管道裂紋處的軸向應(yīng)變始終為正值.根據(jù)管道裂紋處CMOD與軸向應(yīng)變關(guān)系可知，補強管道裂紋唇口始終未張開.當內(nèi)壓為12 MPa時，管道軸向應(yīng)變值為235 με，補強管道裂紋處軸向應(yīng)變值為77.5 με，說明復(fù)合材料補強能提高管道裂紋部位的承壓能力.

此外，在12 Mpa內(nèi)壓下，管道軸向應(yīng)變與彎矩關(guān)系如圖10所示.

圖10 12MPa內(nèi)壓下軸向應(yīng)變與彎矩關(guān)系曲線

由圖10可知，在12 MPa運營壓力下，管道和未補強管道的極限彎矩承載能力差別較大.當對未補強管道加載到51 kN·m時，管道發(fā)生破壞，裂紋處軸向應(yīng)變?yōu)?2 542 με，此時補強管道裂紋處軸向應(yīng)變?yōu)?29 με.當對補強管道彎矩加載到90 kN·m時，管道裂紋處軸向應(yīng)變?yōu)?398 με，管道未發(fā)生破壞，裂紋僅略微張開.參照圖6可知，補強管道的CMOD值近似為0.2 mm，遠小于未補強管道破壞時的CMOD值1.429 mm.此表明，通過復(fù)合材料補強，復(fù)合材料纏繞層能夠連接環(huán)向裂紋兩邊的管體，形成管體—復(fù)合材料纏繞層一體的新型復(fù)合結(jié)構(gòu)，改善了裂紋的邊界約束條件，分擔了管壁承受的彎矩，進而改變了管道裂紋處的應(yīng)力狀態(tài).

試驗還發(fā)現(xiàn)，補強管道裂紋處的軸向應(yīng)變呈現(xiàn)先增后減的趨勢，由受拉狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭軌籂顟B(tài)，裂紋嘴由未張開逐漸張開.這是因為復(fù)合材料補強技術(shù)雖然形成了管體—復(fù)合材料纏繞層一體的新型復(fù)合結(jié)構(gòu)，但隨著彎矩的增加，當管道出現(xiàn)大撓度變形時，削弱了復(fù)合材料纏繞層對裂紋兩端管體的連接作用，進而降低了補強效果.

4 結(jié) 論

本研究依據(jù)等效剛度鋪層厚度計算方法表明，復(fù)合材料修復(fù)能明顯提高含環(huán)向裂紋管道的承壓能力和承彎能力，從而提高管道的安全裕度.試驗結(jié)果表明：根據(jù)未補強管道裂紋處CMOD與軸向應(yīng)變關(guān)系，可以將裂紋處的軸向應(yīng)變作為CMOD的表征參數(shù)，以此進行補強管道的復(fù)合材料修復(fù)效果評估；復(fù)合材料纏繞層能夠連接環(huán)向裂紋兩邊的管體，形成管體—復(fù)合材料纏繞層一體的新型復(fù)合結(jié)構(gòu)，改善裂紋的邊界約束條件，進而改變管道裂紋處的應(yīng)力狀態(tài)；由內(nèi)壓、彎矩與CMOD的關(guān)系曲線可知，在管道運營壓力范圍內(nèi)，彎矩對CMOD的影響程度遠大于內(nèi)壓.此外，隨著彎矩的增加，管道的大撓度變形削弱了復(fù)合材料纏繞層對裂紋兩端管體的連接作用，進而降低了補強效果.