高溫油砂輸送雙層管屈曲失效動(dòng)態(tài)模擬方法

周曉紅 賈魯生 李鵬程 黃 俊

中海油研究總院有限責(zé)任公司, 北京 100028

0 前言

高溫載荷作用下,埋地管道將受到較大的軸向壓縮力作用,在沼澤地等土壤抵抗力較低的區(qū)域,若管道存在由溝底不平整、凍脹等引起的初始不直度,則高溫管道極易發(fā)生總體屈曲失穩(wěn)。

巴西石油公司一條鋪設(shè)于沼澤地帶和Guanabara海灣的高溫稠油管道(外徑0.406 m)投入使用后不久,因上覆土被沖刷,管道出現(xiàn)側(cè)向屈曲并破裂;北海某單層保溫海底埋設(shè)管道(外徑0.219 m),由于此前修復(fù)過(guò)程遺留下垂向的初始變形,在后續(xù)高溫作業(yè)條件下,管道出現(xiàn)幅度約2.6 m的隆起屈曲[1]。

對(duì)于高溫埋地輸油管道,通過(guò)施加預(yù)張力可降低管道投產(chǎn)時(shí)因運(yùn)行期與安裝期溫差引起的熱應(yīng)力,減小管道正常運(yùn)行期間的軸向壓縮力,從而提高管道的總體穩(wěn)定性[2]。因此需對(duì)預(yù)應(yīng)力雙層埋地管道的受力特性和隆起屈曲失效分析方法進(jìn)行研究,以避免設(shè)計(jì)考慮不周,而造成管道實(shí)施時(shí)預(yù)張力不足,導(dǎo)致管道屈曲失穩(wěn)甚至泄漏[3]。

Hobbs R E[4]于1984年推導(dǎo)并給出了高溫單層管道隆起屈曲和側(cè)向屈曲的解析公式,用于計(jì)算管道的屈曲波長(zhǎng)、臨界軸向力以及屈曲位移幅值,其理論在工業(yè)界得到廣泛應(yīng)用。1990年P(guān)almer等人基于有限元方法開(kāi)展了不同初始缺陷情況下的管道隆起屈曲應(yīng)力應(yīng)變計(jì)算,并給出關(guān)于最大下壓載荷和初始缺陷長(zhǎng)度的無(wú)量綱半經(jīng)驗(yàn)公式。與單層海底管道相比,雙層海底管道存在環(huán)空且內(nèi)外管道設(shè)置間隔塊并通過(guò)錨固件連接,同時(shí)內(nèi)外管間存在摩擦作用,其隆起屈曲響應(yīng)的模擬更復(fù)雜[5]。2008年趙天奉提出了新的剛性連接雙層管道系統(tǒng)溫度應(yīng)力計(jì)算解析模型,該模型考慮了沿管道系統(tǒng)軸向的溫度梯度和壓力梯度[1]。2011年Goplen等人給出了雙層管整體屈曲的結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析和若干分析準(zhǔn)則[6]。由于雙層管內(nèi)外管相互作用、管道與土壤相互作用的復(fù)雜性,理論分析方法難以準(zhǔn)確評(píng)估雙層管道隆起屈曲響應(yīng)特性。本文對(duì)高溫油砂埋地雙層預(yù)應(yīng)力管道泄漏時(shí)管內(nèi)流體瞬態(tài)變化過(guò)程、管道受力特性和隆起屈曲失效的動(dòng)態(tài)模擬方法進(jìn)行研究,并應(yīng)用OLGA軟件及ABAQUS軟件開(kāi)展流體泄漏模擬、管道-土壤耦合分析以及屈曲失效過(guò)程的動(dòng)態(tài)模擬,相關(guān)方法將有助于準(zhǔn)確模擬埋地雙層管道隆起屈曲,提升管道運(yùn)行期的安全性,并可用于管道泄漏事故原因評(píng)估。

1 雙層管埋地管道預(yù)熱及受力分析

雙層管一般由內(nèi)層輸運(yùn)管和外層保護(hù)管構(gòu)成,兩層管的環(huán)形空間中填充保溫層以降低熱量損失,內(nèi)外管在端部通過(guò)錨固件連接,形成封閉空間[7]。高溫輸送過(guò)程中,內(nèi)管將承受高溫介質(zhì)帶來(lái)的溫度載荷,而外管溫度則接近或略高于埋管處環(huán)境溫度。過(guò)高的內(nèi)管溫度載荷,將可能造成內(nèi)管管體應(yīng)力超出許用標(biāo)準(zhǔn),同時(shí)端部錨固件也將承受較大的剪切力作用。此外,過(guò)高的溫度載荷也將帶來(lái)管道總體屈曲風(fēng)險(xiǎn)。通過(guò)在安裝期對(duì)管道進(jìn)行預(yù)熱來(lái)降低運(yùn)行期與安裝期的溫度差,可有效降低運(yùn)行期間由溫度差引起的管道軸向壓縮力[8-9]。

1.1 管中管預(yù)熱過(guò)程

管道預(yù)熱可采用電加熱或空氣加熱方式,兩種預(yù)熱方式均有成功應(yīng)用先例[10]。在選擇預(yù)熱溫度時(shí),應(yīng)綜合考慮管道設(shè)計(jì)壁厚、管道應(yīng)力接受準(zhǔn)則和引發(fā)管道總體屈曲的管道臨界有效張力等因素[11-13]。

預(yù)熱過(guò)程中管道受熱膨脹,待達(dá)到預(yù)定伸長(zhǎng)量后,焊接錨固件將內(nèi)層和外層管鎖定。若管道在預(yù)熱溫度下埋設(shè)并被土壤或錨固墩等完全限制,則該預(yù)熱溫度即可視為管道運(yùn)行前的初始溫度[14]。若施工方式不當(dāng),在管道預(yù)熱且焊接錨固件后,未在預(yù)熱溫度下將管道埋設(shè)固定,且未持續(xù)對(duì)管道進(jìn)行維溫,則內(nèi)管將降溫回縮,由于錨固件的作用,外管將隨內(nèi)管一同回縮[15]。

如圖1-a)所示,預(yù)熱后對(duì)管道位移進(jìn)行限制,在撤去預(yù)熱設(shè)備后,內(nèi)管將受拉力作用,在環(huán)境溫度不變的條件下,外管受力為零。在運(yùn)行階段,內(nèi)管和外管溫度升高,當(dāng)運(yùn)行溫度超過(guò)預(yù)熱溫度時(shí),內(nèi)管將受壓縮力作用。

a)預(yù)熱后限制管端位移

b)預(yù)熱后不限制管端位移

若預(yù)熱后發(fā)生管道回縮,則管道預(yù)應(yīng)力效果將降低,同時(shí)即便在環(huán)境溫度下,外管也將受到一定的壓縮力作用。在運(yùn)行階段,外管受壓將更加嚴(yán)重,見(jiàn)圖1-b)。與圖1-a)施工條件相比,此施工條件下管道整體軸向壓縮力將顯著增大,不利于管道應(yīng)力及總體穩(wěn)定性。

1.2 管中管埋地管道受力分析

在預(yù)熱階段,假定內(nèi)外管通過(guò)錨固件鎖定時(shí)的溫度分別為T(mén)Inner-pre和TOuter-pre,則管道伸長(zhǎng)量計(jì)算為[16-17]:

ΔLInner-pre=L×α×(TInner-pre-Tambient)

(1)

ΔLOuter-pre=L×α×(TOuter-pre-Tambient)

(2)

假定管道埋設(shè)固定時(shí),內(nèi)外管溫度分別為T(mén)Inner-bury和TOuter-bury,則管道回縮量為:

ΔLbury=

(3)

此時(shí),內(nèi)管和外管軸向力分別表述為:

FInner-pre=((ΔLInner-pre-ΔLbury)×E×AInner)/L

(4)

FOuter-pre=((ΔLOuter-pre-ΔLbury)×E×AOuter)/L

(5)

在正常操作階段,假定內(nèi)外管設(shè)計(jì)溫度分別為T(mén)Inner-op和TOuter-op,則內(nèi)外管軸向力為:

FInner-op=FInner-pre-((ΔLInner-op-ΔLbury)

×E×AInner)/L

(6)

FOuter-op=FOuter-pre-((ΔLOuter-op-ΔLbury)

×E×AOuter)/L

(7)

受內(nèi)壓作用,內(nèi)管有效張力表述為:

FInner-eff=FInner-op-P×Ai×(1-2ν)

(8)

式中:E為彈性模量,Pa;L為管長(zhǎng),m;α為熱膨脹系數(shù),1/℃;AInner和AOuter分別為內(nèi)外管管壁橫截面積,m2;Ai為內(nèi)管管腔截面面積,m2;P為內(nèi)管設(shè)計(jì)壓力,Pa;ν為泊松比。

1.3 埋地管道-土壤相互作用分析

埋地管道將受到土壤軸向、側(cè)向和垂向的約束作用,土壤抵抗力將影響埋地管道在溫度和壓力等操作載荷下的結(jié)構(gòu)響應(yīng),同時(shí)管道運(yùn)動(dòng)將對(duì)土壤的抵抗力特性產(chǎn)生影響。相對(duì)準(zhǔn)確地模擬管道與覆土之間的相互作用,是管道熱膨脹分析和總體屈曲分析中的關(guān)鍵因素。確定管土相互作用關(guān)系時(shí),可參考挪威船級(jí)社DNV-RP-F110規(guī)范及美國(guó)ALA或PCRI關(guān)于埋地管道的相關(guān)規(guī)范[16-19]。

以上規(guī)范所給出的管土相互作用關(guān)系對(duì)應(yīng)管道的單一加載階段,可應(yīng)用于模擬管道初始隆起屈曲過(guò)程。管道存在加載、卸載、重新加載等循環(huán)載荷時(shí),當(dāng)管道隆起后,雖然周圍土壤可能會(huì)填充管道下方空隙,但該填充土的抵抗力較弱,不足以完全抵抗管道冷卻后的向下運(yùn)動(dòng)[19-20]。因此,在管道隆起屈曲的動(dòng)態(tài)模擬過(guò)程中,可保守假定卸載階段土壤承載力為零。該循環(huán)載荷情況下,管土相互作用關(guān)系曲線見(jiàn)圖2。

圖2 循環(huán)載荷情況下管土相互作用模型圖

1.4 管道隆起屈曲失效模擬

開(kāi)展預(yù)應(yīng)力雙層管道隆起屈曲失效分析時(shí),需考慮管道實(shí)際預(yù)熱過(guò)程、管道初始缺陷形狀、環(huán)空間隙及環(huán)空間隔塊、錨固件以及材料硬化模型等。

1.4.1 管道初始缺陷模擬

管道初始缺陷形狀可采用以下公式計(jì)算:

ωf=ω0(x/Lo)3(4-3x/Lo)

(9)

其中:

(10)

式中:ω0為初始缺陷高度,m;Wsub為管道單位長(zhǎng)度重量,N/m;EI為雙層管道等效彎曲剛度,N·m2;x為沿軸方向水平距離，m；Lo為初始缺陷長(zhǎng)度,m。

1.4.2 雙層管道有限元結(jié)構(gòu)模型

應(yīng)用通用有限元軟件ABAQUS對(duì)雙層管道隆起屈曲失效過(guò)程開(kāi)展動(dòng)態(tài)模擬分析。

1.4.2.1 模型單元

管道建模采用PIPE 31 H單元;內(nèi)外管間的約束和相對(duì)滑動(dòng)以及環(huán)空間隔塊對(duì)內(nèi)外管的約束采用ITT31單元模擬;錨固件采用GAPSPHER單元模擬,管道和土壤的相互作用采用PSI單元模擬。建立的雙層管模型單元見(jiàn)圖3。

圖3 雙層管模型單元圖

1.4.2.2 邊界條件

對(duì)于運(yùn)行階段的長(zhǎng)輸管道,由于土壤摩擦力對(duì)管道的約束作用,虛擬錨固點(diǎn)以內(nèi)的管道被完全約束,對(duì)該區(qū)域管道開(kāi)展隆起屈曲分析時(shí),邊界條件視為兩端固定。

1.4.2.3 分析步驟及載荷施加過(guò)程

1)預(yù)熱分析步驟:由于預(yù)熱過(guò)程在溝邊進(jìn)行,且預(yù)熱過(guò)程管道下方放置輥輪,因此該分析步驟不考慮土壤對(duì)管道的摩擦力作用,采用Model Change命令刪除管土作用單元,并設(shè)置管道邊界條件為“一端固定,一端自由”。施加初始環(huán)境溫度和管道預(yù)熱溫度,管道達(dá)到預(yù)定伸長(zhǎng)量。

2)錨固分析步驟:管道預(yù)熱膨脹后,將管道自由端固定。

3)施加初始缺陷分析步驟:計(jì)算管道初始缺陷參數(shù),以位移邊界形式施加于管道模型;采用Model Change命令重新添加管土作用單元,模擬管道覆土。

4)運(yùn)行階段分析步驟:施加管道重力、壓力。

5)隆起屈曲分析步驟:施加管道設(shè)計(jì)溫度,模擬管道隆起屈曲過(guò)程,并得出管道屈曲的臨界溫度。

6)重啟動(dòng)分析步驟:應(yīng)用“重啟動(dòng)”命令,施加后續(xù)階段的溫度、壓力,模擬已隆起管道的卸載、重新加載過(guò)程,得出最終階段管道隆起形態(tài)。

2 管道高溫隆起屈曲過(guò)程動(dòng)態(tài)分析

以某高溫預(yù)應(yīng)力油砂輸送管道為例,對(duì)管道高溫隆起屈曲過(guò)程的動(dòng)態(tài)過(guò)程和失效原因進(jìn)行研究。

2.1 基礎(chǔ)數(shù)據(jù)

該油砂管道為雙層保溫管結(jié)構(gòu)形式,內(nèi)管內(nèi)徑406.4 mm,內(nèi)壁壁厚11.9 mm；外管外徑508 mm,外管壁厚8.74 mm。內(nèi)外管均采用APL 5 L X 56鋼材,管材屈服強(qiáng)度386 MPa。

內(nèi)管設(shè)計(jì)壓力9.02 MPa,設(shè)計(jì)溫度150 ℃;外管設(shè)計(jì)溫度35 ℃。外管外部設(shè)置光纖監(jiān)測(cè)系統(tǒng),可對(duì)外管溫度進(jìn)行監(jiān)控。

管道處于沼澤地區(qū)域,覆土主要為抵抗力較弱的腐殖土,在夏季管道將受到浮力影響。管道在冬季進(jìn)行施工安裝,施工期環(huán)境溫度-20 ℃。采用電加熱方式對(duì)內(nèi)管進(jìn)行預(yù)熱,預(yù)熱溫度70 ℃,內(nèi)管受熱伸長(zhǎng)后通過(guò)錨固件與外管鎖定。管道設(shè)計(jì)為在預(yù)熱溫度下埋設(shè)固定,但在實(shí)際施工階段,管道埋設(shè)時(shí)已降至環(huán)境溫度。

管道投產(chǎn)一段時(shí)間后出現(xiàn)泄漏現(xiàn)象,同時(shí)管道拱起并露出地表。泄漏發(fā)生前的幾次清管通球作業(yè),曾出現(xiàn)不同程度的清管球破損和卡球現(xiàn)象。此外,泄漏被發(fā)現(xiàn)前管道曾關(guān)停并重啟,不同運(yùn)行階段管道溫度變化和內(nèi)壓值見(jiàn)表1。

表1 不同運(yùn)行階段管道溫度和內(nèi)壓值表

不同運(yùn)行階段內(nèi)管溫度變化外管溫度變化管道內(nèi)壓/MPa投產(chǎn)至管道關(guān)停前135 ℃由外界土壤環(huán)境溫度0 ℃(冬季)升至35 ℃(夏季)1.5管道關(guān)停后由135 ℃降至60 ℃由35 ℃降至25 ℃0關(guān)停25 d后,管道重啟由60 ℃升至135 ℃由25 ℃升至135 ℃(高溫介質(zhì)進(jìn)入內(nèi)外管環(huán)空)1.5重啟15 d后,泄漏被發(fā)現(xiàn),再次關(guān)停管道由135 ℃降至60 ℃由135 ℃降至35 ℃0

2.2 管道有效張力計(jì)算

應(yīng)用式(1)～(8)，計(jì)算不同施工條件下預(yù)應(yīng)力雙層管在正常操作階段的有效張力,結(jié)果見(jiàn)表2。由表2可見(jiàn),如未在預(yù)熱溫度下對(duì)管道進(jìn)行埋設(shè)固定,管道預(yù)應(yīng)力效果將顯著下降,在正常操作階段,降溫后埋設(shè)固定的管道所受壓縮力將比預(yù)熱溫度下埋設(shè)固定的管道高3 185 kN,與不采用預(yù)應(yīng)力施工方式時(shí)的管道有效張力值相同。

表2 不同施工條件下管道有效張力對(duì)比表

施工狀況正常操作階段有效張力/kN內(nèi)管外管合力預(yù)熱溫度下埋設(shè)固定-3 269-1 481-4 750降溫后埋設(shè)固定-4 920-3 015-7 935若不采用預(yù)應(yīng)力方式-6 454-1 481-7 935

2.3 管道總體隆起屈曲模擬

對(duì)油砂管道正常操作、關(guān)停至重啟、重啟后直至泄漏被發(fā)現(xiàn)過(guò)程的隆起屈曲過(guò)程進(jìn)行動(dòng)態(tài)過(guò)程模擬。管道初始形態(tài)及最終隆起屈曲形態(tài)見(jiàn)圖4。

圖4 管道初始形態(tài)及隆起屈曲后形態(tài)圖

圖5給出了該雙層管不同運(yùn)行階段的管道隆起形態(tài)。由圖5可見(jiàn),經(jīng)對(duì)管道隆起過(guò)程進(jìn)行動(dòng)態(tài)化模擬,事故后測(cè)量階段的管道隆起模擬形態(tài)與實(shí)際測(cè)量數(shù)據(jù)基本吻合。

管道隆起將引起塑性應(yīng)變,同時(shí)管道的關(guān)停和重啟操作會(huì)引起管道有效張力和塑性應(yīng)變的反復(fù)變化,將助長(zhǎng)管道裂紋的形成和擴(kuò)大,管道最終出現(xiàn)破裂泄漏。不同運(yùn)行階段管道溫度、隆起高度以及內(nèi)外管有效張力變化曲線見(jiàn)圖6～8。

圖5 不同運(yùn)行階段的管道隆起形態(tài)圖

圖6 外管溫度及管道隆起高度變化歷程圖

圖7 內(nèi)管有效張力變化歷程圖

圖8 外管有效張力變化歷程圖

根據(jù)有限元分析結(jié)果可知,投產(chǎn)后外管溫度升至21 ℃時(shí),管道即出現(xiàn)“跳躍”屈曲。因此管道泄漏事故發(fā)生前出現(xiàn)的清管球破損以及卡球應(yīng)與此相關(guān)。

此外,分析得知管道發(fā)生隆起屈曲的臨界有效張力約-5 929 kN,此時(shí)內(nèi)管所受軸向壓縮力3 523 kN,外管所受軸向壓縮力2 406 kN。若管道在預(yù)熱溫度下埋設(shè)固定,正常運(yùn)行期間內(nèi)外管有效張力之和為 -4 750 kN(內(nèi)管所受軸向壓縮力 3 269 kN,外管所受軸向壓縮力 1 481 kN),處于臨界值之下,管道不會(huì)發(fā)生隆起屈曲。

3 管道隆起屈曲緩解措施

3.1 工藝設(shè)計(jì)及泄漏控制措施

高溫埋地管道在設(shè)計(jì)考慮足夠的預(yù)應(yīng)力等措施及施工符合設(shè)計(jì)要求時(shí),發(fā)生屈曲失效的最大風(fēng)險(xiǎn)是內(nèi)管發(fā)生泄漏時(shí)沒(méi)有及時(shí)關(guān)斷入口高溫源而終止管道運(yùn)行狀態(tài),因此工藝動(dòng)態(tài)模擬內(nèi)管泄漏時(shí)內(nèi)外管環(huán)空溫度、壓力隨時(shí)間變化以及關(guān)斷時(shí)管道內(nèi)管壓力響應(yīng)過(guò)程是泄漏控制可靠性的基礎(chǔ)。

以泄漏當(dāng)量孔徑100 mm為例研究動(dòng)態(tài)泄漏過(guò)程壓力、溫度變化。

壓力管道泄漏控制措施之一是工藝設(shè)計(jì)中的低低壓關(guān)斷保護(hù),即當(dāng)內(nèi)管發(fā)生泄漏時(shí)負(fù)壓力波以1 000 m/s以上的速度向管道入口方向傳遞,入口壓力會(huì)快速下降到設(shè)定的低低壓關(guān)斷壓力,終止管道運(yùn)行,切斷輸入源阻止泄漏。圖9～10為泄漏發(fā)生并在10 s內(nèi)關(guān)斷管道后泄漏點(diǎn)處內(nèi)外管壓力、外管溫度隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。圖11顯示,泄漏發(fā)生約5 s時(shí)(假設(shè)泄漏點(diǎn)位于管長(zhǎng)中部)管道入口壓力已下降到低于低低壓關(guān)斷壓力,中控DCS系統(tǒng)將發(fā)出停泵和關(guān)斷入口SDV閥的指令,管道運(yùn)行將被終止。

由圖9～11的動(dòng)態(tài)模擬結(jié)果顯示,管道及時(shí)關(guān)斷后,即使是大孔徑泄漏工況,環(huán)空壓力也只是從常壓上升到140 kPa的狀態(tài),環(huán)空溫度在泄漏點(diǎn)處會(huì)達(dá)到內(nèi)管輸送溫度140 ℃,但關(guān)斷后溫度會(huì)隨時(shí)間快速下降。根據(jù)泄漏過(guò)程動(dòng)態(tài)參數(shù)進(jìn)行泄漏管段屈曲失效模擬分析,泄漏發(fā)生后及時(shí)關(guān)斷管道可維持局部和整體穩(wěn)定性。

圖9 內(nèi)管100 mm孔泄漏時(shí)環(huán)空壓力變化圖

圖10 內(nèi)管100 mm孔泄漏時(shí)環(huán)空溫度變化圖

圖11 內(nèi)管100 mm孔泄漏時(shí)管道起點(diǎn)壓力下降趨勢(shì)圖

熱油管道除采取設(shè)計(jì)和施工安全措施外,泄漏監(jiān)測(cè)是避免屈曲失效的重要手段,設(shè)置進(jìn)出口質(zhì)量流量平衡系統(tǒng)、外管溫度光纖監(jiān)測(cè)系統(tǒng)等多層保護(hù)十分必要。

3.2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及施工措施

為避免高溫管道隆起屈曲,管道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和施工過(guò)程中可采取以下緩解措施:

1)采用高強(qiáng)度鋼材,降低管道壁厚,從而降低管道熱膨脹力。

2)施工期間對(duì)管道進(jìn)行預(yù)熱,并在合適的預(yù)熱溫度下對(duì)管道進(jìn)行埋設(shè)固定。

3)設(shè)置螺旋地錨,抵抗管道上拱力。

4)管溝回填時(shí),采用抵抗力較強(qiáng)的土壤。

此外,施工期應(yīng)注重管溝的平整度,盡量不產(chǎn)生管道的初始形狀缺陷。

4 結(jié)論

高溫埋地管道一旦發(fā)生隆起屈曲失效,將可能造成油氣泄漏和環(huán)境污染。本文對(duì)預(yù)應(yīng)力埋地管中管高溫管道泄漏動(dòng)態(tài)模擬、隆起屈曲失效過(guò)程進(jìn)行初步的探索研究,并以某高溫油砂管道為例,應(yīng)用有限元軟件ABAQUS和工藝分析軟件OLGA對(duì)事故過(guò)程進(jìn)行了模擬。施加管道預(yù)張力、低低壓關(guān)斷保護(hù)、進(jìn)出口質(zhì)量流量平衡系統(tǒng)、外管溫度光纖監(jiān)測(cè)系統(tǒng)是緩解和避免管道高溫屈曲的有效手段,施工時(shí)也需加強(qiáng)對(duì)預(yù)熱過(guò)程和埋設(shè)過(guò)程的質(zhì)量控制。