含單腐蝕和群腐蝕缺陷高強(qiáng)鋼管道失效壓力

陳嚴(yán)飛 ，董紹華 ，敖 川 ，婁方宇 ，張 宏 ，李 昕 ，周 晶

（1.中國(guó)石油大學(xué)（北京）油氣管道輸送安全國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室/城市油氣輸配技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249；2.大連理工大學(xué) 海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連116024）

0 引 言

近年來高強(qiáng)鋼在國(guó)內(nèi)外油氣管道建設(shè)中得到了大量應(yīng)用，部分高強(qiáng)鋼油氣管道已逐漸進(jìn)入中后期使用階段，其損壞率會(huì)逐年增大，管道出現(xiàn)泄漏事故的概率也會(huì)逐漸增多。腐蝕是引起油氣管道破壞的主要原因之一[1]，油氣管道發(fā)生腐蝕后，引起管壁局部變薄，使管道強(qiáng)度降低并產(chǎn)生應(yīng)力集中，嚴(yán)重時(shí)造成管壁穿孔或破壞等泄漏事故，導(dǎo)致高強(qiáng)鋼油氣管道不能正常輸送，更嚴(yán)重的還會(huì)導(dǎo)致環(huán)境的污染。管道腐蝕過程是復(fù)雜的隨機(jī)過程，腐蝕缺陷在管道上的位置分布具有一定的隨機(jī)性，往往表現(xiàn)為由多個(gè)腐蝕缺陷組成的腐蝕群，如圖1 所示[2]。

圖1 群腐蝕管道示意圖Fig.1 Schemetic of pipeline with corrosion clusters

近年來，國(guó)內(nèi)外針對(duì)腐蝕管道的剩余強(qiáng)度分析開展了大量的研究工作[3-9]，其中部分研究專門針對(duì)含有腐蝕缺陷高強(qiáng)鋼油氣管道[10-11]，但大多研究建立在單腐蝕缺陷形式假設(shè)的基礎(chǔ)上。目前工程中使用較多的ASME-B31G[12]規(guī)范沒有給出群腐蝕管道失效壓力的計(jì)算方法，其忽略腐蝕缺陷之間的未腐蝕區(qū)域，直接使用單腐蝕缺陷管道極限荷載方法進(jìn)行計(jì)算，該方法結(jié)果往往偏于保守。DNV-RP-F101[13]規(guī)范給出了群腐蝕管道失效壓力的計(jì)算方法，該方法對(duì)群腐蝕區(qū)域進(jìn)行軸向投影，考慮區(qū)域中軸向未腐蝕部分的影響，但是由于其只在軸向投影，未考慮群腐蝕區(qū)域中環(huán)向未腐蝕部分的貢獻(xiàn)，計(jì)算結(jié)果往往也偏于保守。而且ASME-B31G和DNV-RP-F101都是基于中低強(qiáng)度鋼的試驗(yàn)和數(shù)據(jù)仿真得到的，對(duì)高強(qiáng)鋼管道的適用性有待驗(yàn)證。

本文采用非線性有限元，對(duì)單腐蝕管道進(jìn)行了極限荷載分析，回歸了單腐蝕高強(qiáng)鋼管道極限荷載計(jì)算公式?？紤]腐蝕軸向和環(huán)向未腐蝕區(qū)域的影響，給出了群腐蝕管道極限荷載計(jì)算方法，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，計(jì)算結(jié)果表明本文給出的群腐蝕缺陷高強(qiáng)鋼管道失效壓力計(jì)算方法與實(shí)驗(yàn)值吻合更好。

1 單腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力

以某油田的高強(qiáng)鋼油氣管道為研究背景，管材為X70和X80，管徑D為914 mm和1 219 mm，壁厚t為15.8 mm和18.4 mm。由于荷載和結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，建立1/4管道有限元模型，約束采用對(duì)稱約束，邊界面上的節(jié)點(diǎn)采用約束方程進(jìn)行位移約束，建立的單腐蝕高強(qiáng)鋼油氣管道有限元模型如圖2所示，有限元模型中采用無量綱腐蝕深度d/t為：0.2，0.4，0.6，0.8，其中 d 為腐蝕深度；無量綱腐蝕長(zhǎng)度 L/為：1，2，3，4，5，6，7，8，9，10，其中 L 為腐蝕長(zhǎng)度；無量綱腐蝕寬度 W/πR 為：0.2，0.3，0.4，0.5，0.6，0.7，0.8，1.0，其中 W為腐蝕寬度，R為管道半徑。

考慮腐蝕深度、長(zhǎng)度、寬度和管材的影響，根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果回歸單腐蝕管道的失效壓力計(jì)算公式，其中pc為管道失效內(nèi)壓，σu為管材極限抗拉強(qiáng)度。

對(duì)于W/πR≤0.3，腐蝕寬度對(duì)管道失效壓力的影響較大，此時(shí)：

圖2 單腐蝕管道有限元模型Fig.2 Finite element model of pipeline with single corrosion defects

C3，C4，C5同上。

對(duì)于W/πR＞0.3，腐蝕寬度對(duì)管道失效壓力的影響較小，此時(shí)：

為了驗(yàn)證回歸公式的合理性，采用巴西PETROBRAS研究所單腐蝕管道失效壓力實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)來驗(yàn)證回歸公式的合理性，實(shí)驗(yàn)管道相關(guān)參數(shù)和結(jié)果如表1所示[11]。

表1 單腐蝕管道參數(shù)和實(shí)驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Parameters of pipe specimens with single corrosion defects

續(xù)表1

本文中給出的單腐蝕管道失效壓力計(jì)算公式不但考慮了腐蝕深度和腐蝕長(zhǎng)度的影響，還考慮了腐蝕寬度的影響。采用回歸公式計(jì)算單腐蝕管道失效壓力與PETROBRAS研究所實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和規(guī)范結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比結(jié)果如圖3所示，其中pc為回歸公式計(jì)算結(jié)果，pm為實(shí)驗(yàn)結(jié)果。從圖3中可以看出，回歸公式中考慮了腐蝕寬度的影響，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合更好，誤差要小于ASME-B31G和DNV-RP-F101。

圖3 單腐蝕管道失效壓力實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對(duì)比圖Fig.3 Comparison of measured and predicted failure pressure for pipeline with single corrosion defect

2 群腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計(jì)算方法

群腐蝕由多個(gè)單腐蝕組成，各單腐蝕之間會(huì)發(fā)生相互作用，計(jì)算群腐蝕管道失效壓力需要考慮各單腐蝕之間的未腐蝕區(qū)域?qū)艿朗毫Φ挠绊?，基于上文提出的單腐蝕管道失效壓力計(jì)算方法，考慮軸向和環(huán)向未腐蝕區(qū)域的影響，給出了群腐蝕管道失效壓力計(jì)算流程如下：

第一步：將腐蝕群中的每個(gè)腐蝕進(jìn)行編號(hào)k=1，2，…N，并確定每個(gè)腐蝕的深度dk、長(zhǎng)度Lk和寬度Wk，并確定與相鄰腐蝕之間的軸向間距SLk和環(huán)向間距SCk，初始化使得n=0。

第二步：n=n+1，m=n采用單腐蝕管道失效壓力回歸計(jì)算公式計(jì)算第i個(gè)腐蝕對(duì)應(yīng)的管道失效壓力Pi。

第三步：m=m+1，對(duì)n到m的腐蝕缺陷進(jìn)行軸向和環(huán)向投影，考慮所有可能的腐蝕缺陷組合工況。

第四步：對(duì)有可能發(fā)生相互作用的腐蝕組合計(jì)算等效長(zhǎng)度、等效寬度和等效深度，分別為：

①n到m腐蝕形成的等效長(zhǎng)度為

②n到m腐蝕形成的等效寬度為

③n到m腐蝕形成的等效深度為

第五步：使用上面得到的等效長(zhǎng)度、寬度和深度，采用單腐蝕管道失效壓力回歸公式計(jì)算n到m的腐蝕管道的失效壓力Pnm。

第六步：循環(huán)計(jì)算3～6步，直至m=N。

第七步：循環(huán)計(jì)算2～6步，直至n=N。

第八步：計(jì)算得到所有組合情況下，管道失效壓力的最小值PC=min（ p1，p2，…，pN，…，Pnm），（n＝1，2，…N；m=n，… N ），即為群腐蝕管道的失效壓力。

3 群腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計(jì)算方法實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

巴西石油公司下屬的研究機(jī)構(gòu)PETROBRAS近年來進(jìn)行了一系列的群腐蝕高強(qiáng)鋼管道爆破實(shí)驗(yàn)研究，本論文采用爆破試驗(yàn)的結(jié)果來進(jìn)行驗(yàn)證[12]。PETROBRAS試驗(yàn)中采用的群腐蝕工況和詳細(xì)參數(shù)見表2，其中IDTS-6和IDTS-7兩個(gè)工況的管徑為458.8 mm，壁厚為8.1 mm，管材為X80，屈服強(qiáng)度為601 MPa，管材的極限抗拉強(qiáng)度為684 MPa。IDTS-9、IDTS-10、IDTS-11和IDTS-12四個(gè)工況的管徑為459.4 mm，壁厚為8.0 mm，管材為X80，管材的屈服強(qiáng)度為589 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為731 MPa。

表2 PETROBRAS群腐蝕爆破實(shí)驗(yàn)參數(shù)和結(jié)果Tab.2 Parameters for pipeline specimens with corrosion clusters of PETROBRAS

采用本文給出的群腐蝕管道失效壓力計(jì)算方法來對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行預(yù)測(cè)，并與ASME-B31G和DNV-RP-F101的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖4所示。從圖中可以看出，本文給出的群腐蝕管道失效壓力計(jì)算方法計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合最好，ASMEB31G規(guī)范和DNV-RP-F101規(guī)范結(jié)果都偏于保守，ASME-B31G規(guī)范計(jì)算結(jié)果最為保守，DNV-RP-F101規(guī)范計(jì)算結(jié)果好于ASME-B31G，但也偏于保守。針對(duì)以上6組工況，分別建立有限元模型，計(jì)算失效壓力，由圖4可以看出有限元計(jì)算結(jié)果與本文給出的群腐蝕管道失效壓力計(jì)算方法的計(jì)算值吻合很好，并且與實(shí)驗(yàn)值吻合較好。

圖4 群管道失效壓力實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對(duì)比圖Fig.4 Comparison of measured and predicted failure pressure

表3 失效壓力誤差對(duì)比表（%）Tab.3 Error of predicted ultimate failure pressure(%)

表3列出了各計(jì)算方法得到的群腐蝕管道極限內(nèi)壓載荷與實(shí)驗(yàn)值實(shí)測(cè)值的誤差。從表中可以得到，本文給出的計(jì)算方法得到的預(yù)測(cè)值和實(shí)測(cè)值吻合最好，最大誤差僅為6.21%。規(guī)范ASME-B31G給出的方法沒有考慮群腐蝕間未腐蝕區(qū)域?qū)κ毫Φ呢暙I(xiàn)，預(yù)測(cè)結(jié)果偏于保守，其中工況IDTS-12誤差達(dá)到了40%。規(guī)范DNV-RP-F101給出的方法雖然考慮了群腐蝕間軸向未腐蝕區(qū)域的影響，但沒有考慮環(huán)向未腐蝕區(qū)域?qū)κ毫Φ呢暙I(xiàn)，計(jì)算結(jié)果雖然好于ASME-B31G，但是仍然偏于保守。本文給出的方法考慮了群腐蝕間軸向和環(huán)向未腐蝕區(qū)域的影響，計(jì)算得值與實(shí)測(cè)值吻合最好。

4 結(jié) 論

本文基于非線性有限元分析，回歸出了單腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計(jì)算公式，給出了群腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計(jì)算方法，得出如下結(jié)論：

（1）單腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力回歸計(jì)算公式考慮了腐蝕寬度的影響，計(jì)算結(jié)果更為準(zhǔn)則。

（2）群腐蝕高強(qiáng)鋼管道中各腐蝕缺陷之間會(huì)發(fā)生相互作用，從而影響管道的失效壓力。

（3）群腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計(jì)算方法考慮了腐蝕缺陷間軸向未腐蝕區(qū)域和環(huán)向未腐蝕對(duì)管道失效壓力的貢獻(xiàn)。

（4）對(duì)比現(xiàn)有規(guī)范，本文給出的群腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計(jì)算方法預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合更好，計(jì)算結(jié)果更為準(zhǔn)則，為復(fù)雜腐蝕缺陷高強(qiáng)鋼管道剩余強(qiáng)度評(píng)估提供了參考。

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