劉迎來， 許 彥， 張 超， 魏祥和， 強富平

（1. 中國石油集團工程材料研究院有限公司， 西安 710077；2. 國家管網西部管道公司， 烏魯木齊 830011）

利用B 型套筒對在役管道存在的缺陷進行非停輸修復， 不僅可使管道完全恢復到原設計強度， 而且可規(guī)避在傳統(tǒng)換管作業(yè)過程中因管內氣體直排造成的環(huán)境污染及空氣置換問題，進而避免造成一定的經濟損失。 因此， 近年來， B 型套筒在國內高強度大直徑管道缺陷修復治理作業(yè)中得到推廣應用[1-7]。 據PRCI 管線修復手冊[8]闡述， B 型套筒在運營管道上不停輸裝配有兩個高風險點， 即易發(fā)生鋼管壁燒穿和角焊縫延遲開裂事故， 當鋼管壁厚大于6.4 mm時， 通過選擇小直徑焊材、 控制焊接熱輸入等措施可有效解決管壁燒穿問題； 而通過檢測套筒修復后的角焊縫， 發(fā)現角焊縫延遲開裂仍然是影響管道修復質量的主要因素[9-10]。 此外， X70、X80 管線鋼是一種通過TMCP 工藝獲得的超低碳貝氏體鋼， 其熱穩(wěn)定性較差， 再熱失強問題近年來在一些工程案例中屢次被報道[11-12]， 選擇合適的焊縫預熱和焊后熱處理溫度對控制焊縫延遲開裂尤為重要。 基于此， 本研究針對高強度管線鋼再熱失強以及輸氣管道在不同流速條件下感應加熱、 焊縫預熱以及焊接施焊部位溫度場的分布進行了研究， 期望對高強度管道缺陷的現場修復作業(yè)提供參考。

1 再加熱對高強度管線鋼強度的影響

近年來隨著高強度管線鋼的廣泛應用， 工程技術人員對管線鋼再熱失強的研究也在不斷深入， 高惠臨等[13-14]分別選用Q345R 容器鋼和油氣輸送管道常用的X60、 X70 及X80 等不同強度級別的管線鋼材料， 利用箱式爐對其再加熱空冷后的力學性能變化進行了模擬研究， 結果顯示， Q345R 鋼的抗拉強度、 屈服強度在加熱前后穩(wěn)定性良好， 而長輸管道用超低碳微合金管線鋼 （X60、 X70 及X80） 的抗拉強度、屈服強度試驗檢測結果變化較為復雜； 在不高于500 ℃加熱空冷后， C-Mn 系添加Mo、 V 和Nb 等微合金元素的管線鋼強度呈上升趨勢，而不含Mo、 V 等微合金元素的管線鋼強度則呈下降趨勢； 且當加熱溫度高于600 ℃后， 所有成分的管線鋼強度指標全部呈快速下降趨勢， 當加熱溫度高于900 ℃后強度指標快速上升。 上述結果表明， 管線鋼的熱敏感性十分強烈， 材料穩(wěn)定性弱于傳統(tǒng)的容器鋼， 這與其化學成分、 再加熱后材料顯微組織中彌散強化和管線鋼形變強化作用喪失等因素有關。 國外在此方面也有公開的研究成果， PRCI 作業(yè)手冊中基于歐洲早期建造的一些管道工程用材料再熱研究成果發(fā)現， 加熱溫度高于315 ℃， 其屈服強度會明顯下降， 為了防止管道現場修復作業(yè)導致鋼管材料失強， 將此溫度作為管道再加熱推薦臨界溫度。

為了掌握再加熱溫度對高強度管線鋼強度的影響， 在25～600 ℃溫度區(qū)間內進行了高溫拉伸試驗和熱處理試驗， 試驗所用材料為西氣東輸用C-Mn-Nb 系添加Mo、 V 等微合金元素的管線鋼管， 直徑為1 219 mm， 鋼級為X80， 管材拉伸強度變化曲線如圖1 所示， 再次加熱后管材抗拉強度和屈服強度變化曲線如圖2 所示。 由圖1 可以看出， 在不高于400 ℃條件下， 管體抗拉強度、 屈服強度相對穩(wěn)定； 450 ℃時， 試樣屈服強度數值較為離散， 屈服強度降低了30～50 MPa。當加熱溫度高于450 ℃時， 隨加熱溫度的升高，屈服強度急劇下降。 在25～1 050 ℃溫度區(qū)間內再次加熱、 空冷后， 進行拉伸試驗， 當加熱溫度不高于700 ℃時， 經加熱、 空冷后， 試樣強度恢復到初始狀態(tài)； 在700 ℃下緩慢加熱并緩慢冷卻， 試樣性能在低位區(qū)間發(fā)生變化， 且原材料強度等級愈高， 下降數值愈大。 此外， 又選取庫存X70 鋼級Φ711 mm×18.4 mm 熱涂覆（180～250 ℃） 鋼管， 為C-Mn-Nb 系未添加微合金元素的管線鋼， 制取試樣并進行拉伸試驗， 結果發(fā)現， 該管道實測屈服強度較防腐前屈服強度下降40～70 MPa。

圖1 高溫情況下管材拉伸強度變化曲線

圖2 再次加熱后管材拉伸強度變化曲線

X70、 X80 鋼管再加熱后強度變化主要與其化學成分、 板材TMCP 工藝及制管工藝等因素有關。 在最高加熱溫度不超過400 ℃時， 管體強度不會明顯降低， 同時可安全進行B 型套筒不停輸施焊維修作業(yè)； 若溫度超過400 ℃， 則要進行降壓處理； 選用不同鋼級、 不同壁厚的板材再進行熱處理， 當加熱溫度高于700 ℃時， 管體性能下降， 需對已完成焊接的在役管道承載能力進行評估。

2 鋼管表面角焊縫堆焊處附近預熱溫度場的模擬

B 型套筒的壁厚通常遠大于補強鋼管的壁厚， 在B 型套筒焊接過程中， 角焊縫處會產生結構應力， 因此會使焊縫處壁厚發(fā)生變化。 同時， 管道內高速流動的氣體會從角焊縫熔池內以熱傳導的方式帶走大量的熱量， 加速焊縫、 熱影響區(qū)的冷卻， 使熔池金屬溫度快速降低到500 ℃或更低溫度。 這一方面使得靠近鋼管表面層堆焊焊縫、 熱影響區(qū)形成淬硬組織的可能性顯著增大， 進而增加氫損傷敏感性； 另一方面， 焊縫熔池內圈閉的殘余氫擴散進程受阻， 氫沒有足夠的時間充分逸出， 使得套筒角焊縫焊趾、 熱影響區(qū)等部位易發(fā)生延遲開裂。 基于此， 開展了輸送介質在靜態(tài)和流動態(tài)兩種工況下鋼管預熱溫度場的模擬試驗。

2.1 靜態(tài)下管體外表面預熱溫度場的測試

2.1.1 測試點的布置

選取X80 鋼級Φ1 016 mm×14.6 mm 規(guī)格帶環(huán)焊接頭的鋼管， 將加熱線圈沿環(huán)向纏繞在環(huán)焊接頭兩側鋼管外壁上， 以最靠近測試點一側的單根加熱線圈邊緣的某一點為參考點， 分別沿管體環(huán)向和軸向按照圖3 所示在鋼管外表面布置各溫度測試點 （圖中括號內數值對應探頭安裝位置距外表面的深度）， 其中1 號、 4 號、5 號、 8 號、 11 號 及12 號 平 行 于 管 體 軸 向 方向， 與加熱線圈和管體外表面距離不同， 2 號、3 號、 6 號、 7 號、 9 號 及10 號 垂 直 于 管 體 軸向， 距加熱線圈和管體外表面距離不同。

2.1.2 試驗結果與分析

首先選用鎳鉻-鎳硅熱電偶 （K 型熱電偶）、MESTL-WELD 熱電偶碰焊機、 HIOKI_LR8400型函數記錄儀， 按照上述方案連接好測試電路，然后在鋼管環(huán)焊接頭外表面纏繞耐高溫石棉毛毯， 再加裝感應線圈， 并在不高于400 ℃條件下加熱環(huán)焊部位， 升溫到預定溫度后， 保溫30 min，使焊接接頭受熱均勻， 最后關閉感應加熱電源，在無強電磁場影響下獲得各測試點的溫度分布特征值。

環(huán)焊縫處加熱溫度場分布如圖4 所示。 由管體表面溫度與距加熱帶距離關系 （圖4 （a））可知， 加熱帶一側管體表面的溫度沿鋼管軸向隨著距離的增加逐漸降低， 但在輸出功率為20 kW 時， 位于距加熱帶邊緣200～500 mm 帶寬內的管體外表面內， 表面溫度可基本控制在90～120 ℃的焊接預熱溫度區(qū)間； 此外， 不同位置處沿壁厚方向溫度變化如圖4 （b） 所示，可以看出， 管體沿鋼管環(huán)向、 距加熱帶等距離位置處， 沿壁厚方向、 不同位置處的管體溫度測量偏差很小， 這表明現場施焊溫度控制同一位置可不考慮壁厚方向溫度梯度對管壁加熱溫度的影響。

圖4 Φ1 016 mm×12.6 mm X80 鋼管短節(jié)環(huán)焊縫處加熱溫度場分布

上述分析結果表明， 通過控制管體的加熱溫度， 可有效控制套筒兩端角焊縫施焊處的預熱溫度場。

2.2 不同流速狀態(tài)下管體預熱溫度場的測試

2.2.1 服役管體溫度測試點選取及測量

在X70 鋼級Φ1 016 mm×14.6 mm 輸送管道上， 分別選擇氣體流速為4.6 mm/s、 8.68 mm/s及9.82 mm/s 的管道穿越段， 開挖出長度約3 m的管段進行管道外壁現場加熱模擬試驗。 在其中心沿環(huán)向緊密纏繞5～7 圈感應加熱帶， 分別距加熱帶束左右兩側邊緣約30 mm 處的某一點為熱電偶安裝位置參考點， 沿管體軸向， 在外表面等間隔10 mm 設置溫度測試點， 連接加熱電源， 每隔10 min， 等階梯增加20 kW 中頻加熱輸出功率，再恒溫30 min， 對選定的在役管段進行加熱， 并記錄加熱帶兩側溫度。

2.2.2 中頻熱輸入功率對管體溫度的影響

不同加熱功率下， 管體外壁溫度變化曲線如圖5 所示。 由圖5 可知， 在多個動平衡加熱狀態(tài)下， 隨著中頻加熱功率的增大， 加熱帶下管壁的測試溫度逐漸增大； 在同一加熱功率條件下， 氣體流速越大， 管體外壁溫度越小。 這是由于靠近管內壁流動氣體的單位輸送質量大， 快速流動的氣體持續(xù)與管壁進行熱交換， 進而存在熱損耗?，F場氣體流速快， 管壁被加熱的峰值溫度低， 當中頻加熱設備額定功率為200 kW、 輸出功率為180 kW 時， 三種流速條件下都將管壁的最高加熱溫度提升至275～355 ℃范圍內， 同時也可進行角焊縫消氫熱處理。

圖5 不同加熱功率下管體外壁溫度變化曲線

2.2.3 服役管體軸向溫度場分布特點

圖6 所示為沿鋼管軸向， 加熱帶兩側不同位置處， 管體外壁溫度隨加熱功率的變化曲線。 圖中橫坐標0 點對應加熱帶正下方測溫點， 其左側對應于輸送管道的上游， 右側對應于管道的下游， 管內氣體從上游向下游輸送。根據圖6 可知， 在同一加熱功率條件下， 加熱帶上游處管道的溫度低于下游位置， 且隨著加熱功率的增大， 上、 下游對稱位置的溫度偏差逐漸增大， 越靠近加熱線圈邊緣， 溫度偏差越大。 此外， 在非停輸工況下， 隨著管外壁中頻加熱功率的增大， 加熱帶下管體溫度也逐漸升高， 上、 下游對稱位置處管壁的溫度雖有所升高， 但增幅不大， 當加熱功率為160 kW 時，加熱帶下管壁溫度升高至355 ℃， 距加熱帶50 mm 處上游加熱溫度可達52.8～63 ℃， 下游管道加熱溫度可達59～82 ℃。 上述現象表明，加熱帶外部管體表面的溫度與管內氣體流動密切相關， 隨著與加熱帶距離的增大， 沿管體軸向的溫度迅速降低， 但在距加熱帶30～70 mm范圍內， 在160 kW 熱輸入功率下， 氣體流速不高于9.82 mm/s， 管壁測試溫度保持在49 ℃以上。

圖6 不同加熱功率下加熱帶附近管體測試溫度分布

套筒產品技術規(guī)格書規(guī)定， 需合理設計套筒內徑尺寸， 確保其可裝配在含缺陷的管道上， 套筒內壁與鋼管外壁間的裝配間隙控制在4～5 mm， 即兩者之間屬于非直接接觸。 針對這種特殊焊接工況， 在焊接過程中， 靠近鋼管側的角焊縫在焊前預熱時， 其溫度場與管道內氣體流動密切相關， 而角焊縫組對的套筒側，因套筒與鋼管間屬于非直接接觸， 套筒側預熱溫度場的分布與套筒暴露在空氣中的溫度場分布相同， 由于溫度場是非對稱溫度場， 角焊縫靠近套筒一側溫度場明顯偏高， 極易提高加熱溫度。 因此， 采用額定功率不小于200 kW 的中頻感應加熱設備， 僅能使鋼管角焊縫施焊部位上游的溫度達到52.8～63 ℃， 下游加熱溫度達到59～82 ℃。 但在現場焊接作業(yè)過程中， 同時對鋼管和套筒實施預熱， 后者在較低的功率下就可使相鄰的管體溫度提升至預定加熱溫度， 并可減少管體溫度的熱損耗， 從而確保套筒角焊縫兩側預熱溫度不低于50 ℃。

3 套筒安裝實踐

某X80 鋼級Φ1 016 mm 輸送管道， 管體內天然氣流速為5 m/s， 選定7 處有缺陷的18.4 mm 與22 mm 變壁厚對接環(huán)焊縫， 分別進行Q345 34 mm B 型套筒在役施焊安裝作業(yè)?，F場施工分兩組， 作業(yè)規(guī)程除是否進行焊前預熱和焊后熱處理外， 其余技術要求完全相同，其中第一組共3 處， 預熱溫度不低于50 ℃，焊后熱處理溫度不低于280～300 ℃； 第二組共4 處， 不進行預熱和焊后熱處理， 在裝配完成24 h、 48 h、 72 h 后分別進行探傷檢測。 結果發(fā)現， 相同作業(yè)條件下， 第一組3 處采取預熱和后熱處理措施的套筒角焊縫全部合格， 而第二組沒有采取預熱和后熱處理措施安裝的4 處套筒， 有2 處在24 h 后探傷發(fā)現角焊縫處存在延遲裂紋， 1 處在48 h 后探傷發(fā)現有延遲裂紋， 1 處在72 h 探傷發(fā)現存在延遲裂紋。 工程實踐說明， 對高強度管道進行B 型套筒在役施焊作業(yè)， 預熱和后熱處理可有效預防角焊縫延遲開裂。

4 結 論

（1） X80 鋼級管線鋼管在最高加熱溫度不超過400 ℃的條件下， 管體強度不會明顯降低， 在不高于此加熱溫度下可安全進行B 型套筒不停輸施焊作業(yè)； 在加熱溫度高于700 ℃下， 管材性能下降， 需對管道運行承載能力進行評估。

（2） 套筒在役焊接安裝時， 采用預熱和后熱處理方法可有效防止角焊縫延遲開裂。 不同流速條件下， 鋼管壁厚方向溫度梯度變化可以忽略， 鋼管表面溫度場分布與管內氣體流速密切相關， 感應加熱帶上游預熱溫度低于下游，在管道內氣體流速不大于10 m/s 的工況條件下， 采用額定功率不低于200 kW 的中頻感應加熱設備， 可確保角焊縫兩側預熱溫度不低于50 ℃。