鄧 凱，任國琪，李曉紅

（1.西安石油大學(xué) 機械工程學(xué)院，西安 710065；2.中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院，西安710065）

近年來管道環(huán)焊縫失效時有發(fā)生，主要是環(huán)焊縫缺陷而導(dǎo)致的管道失效，對經(jīng)濟和公共安全造成了極大威脅。 自20 世紀70 年代開始，國內(nèi)外學(xué)者對管道缺陷的評估進行了大量研究[1-12]。 馬克等[13]通過全自動焊試驗分析了未熔合缺陷產(chǎn)生的影響因素； 帥健等[14]提出了一種基于失效評定圖的可靠性分析方法，從而確定油氣管道彈塑性斷裂失效概率； 王旭等[15]建立了考慮裂紋尖端奇異性的含環(huán)焊縫缺陷的有限元模型，研究了基于J積分理論的含缺陷管道的極限載荷影響因素； 朱永靖[16]通過試驗?zāi)M，指出缺陷點的半徑、深度以及數(shù)量的變化對套管力學(xué)性能的影響程度不同； 王曉春等[17]在Ⅰ-Ⅱ復(fù)合型裂紋韌性斷裂研究的基礎(chǔ)上，初步嘗試傾斜裂紋的失效評定圖。

目前對輸氣管道承載能力的研究主要是針對半自動焊和手工焊，對全自動焊焊接工藝研究較少，尚無相關(guān)的試驗數(shù)據(jù)。 筆者通過輸送管段靜水壓爆破試驗、SY/T 6477—2017 《含缺陷油氣管道剩余強度評價方法》、GB/T 19624—2004《在用含缺陷壓力容器安全評定》，研究全自動焊焊接工藝下環(huán)焊縫缺陷對管段極限承載能力的影響。

1 全自動焊工藝下環(huán)焊縫主要缺陷

全自動焊是指焊接熱源的移動和送絲均由相應(yīng)的機械裝置完成，焊接過程中需要根據(jù)觀察來調(diào)整設(shè)備控制的焊接方式。 全自動焊焊接工藝較半自動焊和手工焊對焊工操作技能要求較低，焊接缺陷的產(chǎn)生原因中設(shè)備因素較大，人為因素影響較少，有利于焊接質(zhì)量的控制與管理[18-20]。

對真實服役的全自動焊焊接接頭按照SY/T 4109—2013 《石油天然氣鋼質(zhì)管道無損檢測》 分別進行射線檢測、磁粉檢測和超聲波檢測，由無損檢測結(jié)果得知，全自動焊接工藝下的環(huán)焊縫缺陷主要是焊接過程中產(chǎn)生的未熔合缺陷，分為根部未熔合、層間未熔合、坡口未熔合3 種類型 （如圖1 所示），3 種未熔合缺陷檢測狀況見表1。

圖1 全自動焊焊接接頭3 種未熔合缺陷示意圖

表1 全自動焊焊接接頭3 種未熔合缺陷檢測狀況

未熔合缺陷主要是由于焊接時輸入熱量過低、焊接面未清理干凈、有油污或鐵銹、坡口形狀不合理等造成的。 未熔合缺陷大都是以面狀形式存在于環(huán)焊縫中，是除裂紋外最嚴重的一種缺陷。 未熔合缺陷的存在會減少焊縫有效截面積，使焊縫強度降低，塑性韌性下降，產(chǎn)生應(yīng)力集中，并沿其邊緣處向外擴展形成裂紋，最終導(dǎo)致焊縫整體開裂。

2 水壓爆破試驗

2.1 試驗過程

水壓爆破試驗按照SY/T 5992—2012 《輸送管段靜水壓爆破方法》 對3 根分別含有根部未熔合、層間未熔合、坡口未熔合焊接缺陷的同規(guī)格某輸氣管線在役全自動焊焊接管段進行水壓爆破試驗，管段編號分別為 1#、2#、3#，管段試驗參數(shù)見表2。 試驗在油氣輸送爆破試驗系統(tǒng)上進行，壓力介質(zhì)為水。 在試驗樣管兩端焊上堵頭，在堵頭兩端各焊上進水口、排氣孔1 個。 試驗管段長度為管段外徑的10 倍，減少端部約束對試驗結(jié)果的影響。

表2 管段試驗參數(shù)

按照表3 試驗方案進行升壓、穩(wěn)壓及測試操作。 除此之外，在1#～3#管段的環(huán)焊縫焊接缺陷位置和母材位置粘貼應(yīng)變片，母材上每隔1 m 安置一處應(yīng)變片 （如圖 2 所示），環(huán)焊縫處應(yīng)變片安置在鋼管的焊接缺陷處 （如圖3 所示），檢測缺陷、母材在水壓爆破試驗中的應(yīng)變情況，并記錄下試驗管段各階段對應(yīng)的水壓壓力值。

表3 水壓爆破試驗方案

圖2 管體應(yīng)變片貼片位置

圖3 環(huán)焊縫缺陷處應(yīng)變片貼片位置

2.2 試驗結(jié)果

試驗用管段照片如圖4 所示。 通過水壓爆破試驗對含有不同類型未熔合缺陷在役管段進行了應(yīng)變測試，結(jié)果表明： 母材中心位置的應(yīng)變最大，隨著管內(nèi)壓力的增大，不斷有應(yīng)變片發(fā)生應(yīng)變溢出，這與失效最終發(fā)生在母材的結(jié)果吻合。3 個管段爆破后照片如圖5 所示。

圖4 試驗用管段照片

圖5 3 個管段爆破后照片

圖6 3 個管段時間－壓力曲線

3 個管段時間－壓力曲線如圖6 所示。 由圖6可見，3 個管段爆破壓力分別為 20.79 MPa、21.11 MPa 和20.9 MPa，管段并沒有從缺陷處起裂。 從承受載荷角度分析，管段主要承受內(nèi)壓，因為兩端焊上了堵頭，整個結(jié)構(gòu)可以簡化為薄壁圓筒進行分析。 從彈性力學(xué)原理角度分析可知，薄壁圓筒所承受的環(huán)向應(yīng)力是軸向應(yīng)力的2 倍，因此管段軸向承受的載荷遠遠小于環(huán)向承受的載荷，且由于全自動焊環(huán)焊縫上的未熔合缺陷過小，未熔合缺陷在環(huán)焊縫處主要受到的是軸向應(yīng)力，因此并沒有對管段整體承載性能產(chǎn)生明顯影響。

3 結(jié)果分析

3.1 爆破壓力的計算

未熔合缺陷是平面型環(huán)向裂紋缺陷，GB/T 19624—2004 《在用含缺陷壓力容器安全評定》中對平面缺陷的分析評定方法在于確定裂紋起裂后，在裂紋發(fā)生延性穩(wěn)定擴展至失穩(wěn)臨界尺寸過程中，構(gòu)件所能承受的極限載荷 （爆破壓力），其適用于環(huán)焊縫含未熔合缺陷的管段。 其管段的爆破壓力由含缺陷壓力容器安全評定可得，爆破壓力 Pb可由公式 （1） 計算得到，即

（2）臨床診斷冠狀動脈旁路移植術(shù)中的應(yīng)用進展。臨床結(jié)合冠狀動脈旁路移植術(shù)患者的疾病特點，運用冠狀動脈CTA成像技術(shù)可以較好掌握機體胸部心臟大血管的具體解剖關(guān)系，從而準確判斷是否適宜進行冠狀動脈旁路移植術(shù)或者經(jīng)皮冠狀動脈介入術(shù)。若檢查顯示，患者合并經(jīng)皮冠狀動脈介入術(shù)的相關(guān)禁忌癥，則可實施旁路移植術(shù)治療方案，從而有效降低不必要的冠狀動脈造影檢查。

R0——外徑，mm；

Ri——內(nèi)徑，mm；

a——缺陷深度，mm；

σa——抗拉強度，MPa；

σs——屈服強度，MPa。

根據(jù)上述含缺陷管段爆破壓力計算方法，對在役全自動焊焊接管段的爆破壓力進行了計算，并將計算結(jié)果與試驗結(jié)果進行了對比。 3個含缺陷管段爆破壓力計算值與試驗結(jié)果對比見表4。

表4 3 個含缺陷管段爆破壓力計算值與試驗結(jié)果對比

3.2 服役適用性評價

為了更加精確地對含缺陷油氣管道進行分析，對其進行了剩余強度評價，國內(nèi)主要采用SY/T 6477—2017 《含缺陷油氣管道剩余強度評價方法》進行評價。 對未熔合缺陷進行評價時，根部未熔合和坡口未熔合缺陷看作表面型斜裂紋缺陷，規(guī)則化為半橢圓表面裂紋； 層間未熔合看作埋藏型斜裂紋缺陷，規(guī)則化為橢圓埋藏型裂紋缺陷； 未熔合缺陷規(guī)則化后可以看出缺陷主要受軸向應(yīng)力影響。 3 種未熔合缺陷沿環(huán)向和徑向投影分別為裂紋長度 2c 和自身高度 a。 另外，根據(jù)公式 （3）、公式 （4）、公式 （5） 分別計算出載荷比Lr和韌性比Kr以及臨界韌性比Krmax，計算結(jié)果見表5。

式中： Kr——韌性比，無量綱；

Kmat——管段的斷裂韌性，MPa·m1/2；

Lr——載荷比，無量綱；

σref——參比應(yīng)力，MPa；

σy——材料的屈服強度，MPa；

Krmax——臨界韌性比，無量綱。

由表5 可以看出，3 種 未熔合缺陷處的韌性比Kr＜Krmax。 缺陷服役適用性評價曲線如圖7 所示。由圖7 可以看出，3 種類型缺陷評估點在評估曲線以內(nèi)，該缺陷可以接受。

表5 缺陷處韌性比計算與比較

圖7 缺陷服役適用性評價曲線

4 結(jié) 論

（1） 全自動焊含缺陷環(huán)焊縫管段真實爆破壓力均大于爆破壓力的理論計算值。

（2） 含缺陷環(huán)焊縫的存在并沒有對在役管段的整體承載能力造成影響。

（3） 3 種含缺陷環(huán)焊縫管段承壓能力均在20 MPa 以上，滿足現(xiàn)場運行壓力9.6 MPa 以及設(shè)計壓力12 MPa 的需求。

（4） 從受力分析、爆破壓力計算和管段適應(yīng)性評價方面分析，由于3 種未熔合缺陷過小且設(shè)計壓力僅有12 MPa，缺陷并未對試驗管段的爆破起推動作用，3 種缺陷均可以接受。

（5） 運用全自動焊焊接的在役管線擁有良好的承載能力，為確定新型焊接方法下含缺陷環(huán)焊縫對管道安全性所造成的影響提供了現(xiàn)實依據(jù)。