非粘結(jié)柔性軟管失效模式與控制措施研究進(jìn)展

陳嚴(yán)飛 何明暢 宗 優(yōu) 董紹華 閻宇峰 張 曄 劉 昊 曹 靜

1.“油氣管道輸送安全”國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室·中國(guó)石油大學(xué)（北京） 2.“工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析”國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·大連理工大學(xué)3. 中海油研究總院有限責(zé)任公司

1 研究背景

非粘結(jié)柔性軟管具有柔性良好、適應(yīng)性強(qiáng)、鋪設(shè)速度快、可回收等優(yōu)點(diǎn)，是目前海洋油氣田開(kāi)發(fā)中的關(guān)鍵設(shè)施。非粘結(jié)柔性軟管由金屬層與非金屬層復(fù)合而成。金屬層由金屬鋼帶互鎖或螺旋纏繞而成，非金屬層由復(fù)合材料組成，層與層之間并不通過(guò)化學(xué)工藝粘接，能夠進(jìn)行相對(duì)運(yùn)動(dòng)，使其具有良好的柔性。根據(jù)內(nèi)部是否有骨架層，可將其分為光滑型和粗糙型[1]。典型非粘結(jié)柔性軟管結(jié)構(gòu)如圖1所示，由內(nèi)至外依次為骨架層、內(nèi)襯層、抗壓鎧裝層、耐磨層、內(nèi)抗拉鎧裝層、耐磨層、外抗拉鎧裝層、外包覆層。其中骨架層通常由不銹鋼制成，主要用于承受徑向靜水壓力，并提供足夠的剛度支撐內(nèi)襯層；內(nèi)襯層由尼龍等聚合材料制成，用于形成管內(nèi)輸送介質(zhì)流通的密閉空間；抗壓鎧裝層由碳鋼制成，主要功能為承受徑向內(nèi)壓；耐磨層由聚合物材料制成，減少金屬層間磨損；抗拉鎧裝層的材料通常為碳鋼，用于承受管道的軸向載荷以及彎矩和扭矩；外包覆層同樣由聚合物材料制成，用于隔絕外部環(huán)境。此外，可根據(jù)實(shí)際需要增加其他功能層，如保溫層、抗鳥(niǎo)籠帶等[2]。

圖1 典型非粘結(jié)柔性軟管結(jié)構(gòu)示意圖

柔性軟管由多層金屬和非金屬?gòu)?fù)合而成，結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜，加上所處海洋環(huán)境惡劣，使柔性軟管的失效模式更加多樣。近10年國(guó)內(nèi)外非粘結(jié)柔性軟管失效事件統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖2所示。筆者綜述了柔性軟管的壓潰、爆破、過(guò)度拉伸、壓縮屈曲、過(guò)度彎曲、過(guò)度扭轉(zhuǎn)、疲勞和腐蝕這8種常見(jiàn)失效模式，總結(jié)了影響軟管失效的主要因素，并給出降低柔性軟管失效風(fēng)險(xiǎn)的預(yù)防和控制措施，可以為柔性軟管設(shè)計(jì)和運(yùn)行管理提供參考。

圖2 柔性軟管失效事件統(tǒng)計(jì)圖[3]

2 主要失效模式研究進(jìn)展

2.1 柔性軟管壓潰失效

柔性軟管壓潰失效是由于外壓載荷超過(guò)骨架層極限承載力而發(fā)生的徑向屈曲。柔性軟管制造商給出的管道壓潰壓力通常為“濕壓潰”壓力，即外包覆層破裂，靜水壓力直接作用于內(nèi)襯層上的情況，載荷完全由骨架層承受。而外包覆層完好、環(huán)空（內(nèi)襯層與外包覆層間的空間）中無(wú)積水情況下發(fā)生的壓潰為“干壓潰”。由于“濕壓潰”忽略了抗壓鎧裝層和抗拉鎧裝層對(duì)管道徑向剛度的增強(qiáng)作用，因此給出的柔性軟管理論壓潰壓力十分保守。這也導(dǎo)致骨架層重量更大，需要性能更好的抗拉鎧裝層來(lái)承受軸向載荷，增加了制造、安裝和運(yùn)行成本[4]。

Paumier等[5]2009年對(duì)不同結(jié)構(gòu)尺寸的柔性管道進(jìn)行了200多次試驗(yàn)，得到了較為全面的骨架層的壓潰壓力數(shù)據(jù)，并提出了骨架層的兩種壓潰形式：①當(dāng)抗壓鎧裝層較厚時(shí)，易發(fā)生“心”形壓潰；②當(dāng)抗壓鎧裝層較薄時(shí)，易發(fā)生“8”形壓潰（圖3）。

圖3 骨架層壓潰失效模式圖

柔性軟管在制造、安裝和運(yùn)行過(guò)程中存在諸多影響管道抗壓潰能力的因素，如橢圓度、侵蝕、腐蝕和彎曲等。由于制造工藝限制，以及管道鋪設(shè)過(guò)程中張緊器張力作用，柔性軟管的橫截面存在一定的橢圓度，這種截面不均勻性將削弱軟管的抗壓潰能力。API 17B中規(guī)定，未經(jīng)測(cè)量的骨架層初始橢圓度默認(rèn)為0.2%[7]。李偉民[8]采用解析和數(shù)值方法分別計(jì)算橢圓度為0、0.2%、1.0%、3.0%的骨架層的臨界壓潰值，結(jié)果表明臨界壓潰值隨橢圓度的增大而顯著減小，同時(shí)也證明了API規(guī)范中初始橢圓度默認(rèn)值的合理性。Li等[9]提出一種預(yù)測(cè)具有初始橢圓度的柔性立管臨界壓潰壓力的解析方法，并通過(guò)數(shù)值模擬驗(yàn)證了該方法的準(zhǔn)確性。骨架層壓潰性能研究中通常忽略鋼帶螺旋鋪設(shè)角度對(duì)管道的影響，這引起了一定的爭(zhēng)議[10]，后來(lái)Neto等[11]對(duì)該問(wèn)題進(jìn)行了研究，證明了鋪設(shè)角度對(duì)骨架層壓潰性能的影響可以忽略不計(jì)。

柔性立管彎曲時(shí)，骨架層受拉側(cè)鋼帶螺距增大，受壓側(cè)螺距減小，使得骨架層截面產(chǎn)生了不均勻性，進(jìn)而影響立管結(jié)構(gòu)的徑向剛度。柔性立管與海床接觸的區(qū)域通過(guò)彎曲變形實(shí)現(xiàn)與海底管段的銜接過(guò)渡，因而存在較大的曲率，而該區(qū)域位于海底，承受的靜水外壓最大，發(fā)生壓潰失效的風(fēng)險(xiǎn)較高。Clevelario等[12]進(jìn)行了柔性軟管彎曲壓潰試驗(yàn)，研究在外壓載荷下的彎曲壓潰行為。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，相比于直管，彎曲軟管的壓潰壓力降低超過(guò)10%，表明彎曲狀態(tài)對(duì)柔性軟管抗壓潰能力存在明顯的削弱作用。

侵蝕是管內(nèi)流體中攜帶的高速運(yùn)動(dòng)的砂礫與骨架層接觸使骨架層發(fā)生磨損，進(jìn)而導(dǎo)致骨架層厚度減薄，削弱其抗壓潰能力的現(xiàn)象。尤其是在軟管的彎曲處，砂礫與骨架層內(nèi)壁的撞擊和摩擦作用更劇烈，破壞更為嚴(yán)重。研究表明，管道的侵蝕程度取決于流體流速、含沙量、氣體成分（是否含有腐蝕介質(zhì)）、壓力以及溫度等因素[13]。DNVGL-RP-O501 2015[14]中給出了用于預(yù)測(cè)柔性管侵蝕程度的控制方程：

式中mp表示砂礫的質(zhì)量流量，kg/s；K和n表示與管道材料有關(guān)的參數(shù)；Up表示砂礫的沖擊速度，m/s；F(α)表示描述侵蝕對(duì)顆粒沖擊角依賴關(guān)系的函數(shù)。

2.2 柔性軟管爆破失效

爆破失效主要是由于管道內(nèi)壓過(guò)大導(dǎo)致的抗壓鎧裝層或外包覆層破裂。圖4、5分別為抗壓鎧裝層和外包覆層爆破失效圖。高溫高壓海洋油氣田開(kāi)發(fā)中，柔性軟管往往需承受較大內(nèi)壓荷載，軟管運(yùn)行內(nèi)壓可達(dá)20 MPa，加之管道腐蝕、磨損也會(huì)削弱軟管內(nèi)壓承載能力，國(guó)內(nèi)外已出現(xiàn)多起柔性軟管爆破失效的事故。

圖4 抗壓鎧裝層爆破失效圖[15]

圖5 外包覆層破裂圖[16]

2.2.1 抗壓鎧裝層爆破

早在1985年，Oliviera等[17]就提出了一種考慮軸向和環(huán)向形變的預(yù)測(cè)柔性軟管爆破強(qiáng)度的簡(jiǎn)化分析模型，這是關(guān)于柔性軟管爆破失效最早的研究之一。Chen等[18]通過(guò)兩步法分析了柔性軟管爆破失效機(jī)理：第一步是研究抗壓鎧裝層受內(nèi)壓時(shí)的力學(xué)行為；第二步研究了抗壓鎧裝層失效后的抗拉鎧裝層響應(yīng)過(guò)程，并利用環(huán)壓縮理論給出了簡(jiǎn)單的爆破壓力計(jì)算公式。Kebadze[19]推導(dǎo)并總結(jié)了柔性軟管各層的解析模型，并將其組合進(jìn)行不同模型的理論求解。Fernando等[20]考慮了工廠驗(yàn)收測(cè)試（FAT）中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，采用數(shù)值模擬，提出了一種抗壓鎧裝層應(yīng)力分析方法，結(jié)果表明抗壓鎧裝層在投產(chǎn)前可能存在一定的應(yīng)力集中，這會(huì)降低其爆破內(nèi)壓。Zhu等[21]提出了用于預(yù)測(cè)柔性軟管爆破壓力的平均剪切應(yīng)力屈服準(zhǔn)則，并將預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，發(fā)現(xiàn)兩者吻合度較高。Neto等[22]提出了一種線性解析公式，將抗壓鎧裝層等效為薄壁圓筒，并給出其截面形狀的等效厚度的計(jì)算方法。Fergestad[3]基于曲梁理論，考慮較為簡(jiǎn)單的徑向和軸向平衡關(guān)系來(lái)分析抗壓鎧裝層內(nèi)壓承載能力，并以極限強(qiáng)度作為破壞準(zhǔn)則。Shao等[23]基于虛功原理，建立了考慮材料塑性的柔性軟管應(yīng)力和形變理論模型，并利用Abaqus建立有限元模型驗(yàn)證了理論模型的準(zhǔn)確性。研究結(jié)果表明，該方法能夠較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)柔性軟管的爆破壓力，可以用于抗壓鎧裝層截面設(shè)計(jì)和安全評(píng)估。

2.2.2 外包覆層破裂

環(huán)空內(nèi)壓激增是導(dǎo)致外包覆破裂最常見(jiàn)的原因。環(huán)空內(nèi)壓力激增通常有兩種原因：①管內(nèi)流體由于內(nèi)襯層泄漏進(jìn)入到環(huán)空區(qū)域，引起環(huán)空壓力激增；②由于排氣系統(tǒng)堵塞使管內(nèi)流體中的揮發(fā)氣體滯留在環(huán)空中，造成環(huán)空區(qū)壓力超過(guò)外包覆層的極限承載能力[24]。因此，保證排氣系統(tǒng)正常運(yùn)行以及進(jìn)行環(huán)空氣體監(jiān)測(cè)是控制外包覆層破裂重要措施，也是柔性軟管完整性管理重要組成部分。

2.3 柔性軟管過(guò)度拉伸失效

2.3.1 抗拉鎧裝層拉伸斷裂失效

拉伸失效主要是由于軸向拉力過(guò)大導(dǎo)致的抗拉鎧裝層鋼帶斷裂（圖6）。由于在柔性軟管設(shè)計(jì)階段已經(jīng)在正常運(yùn)行載荷的基礎(chǔ)上留有充足裕量，因此該失效形式并不常見(jiàn)，只有當(dāng)過(guò)大的載荷與腐蝕、疲勞等因素共同作用時(shí)才有可能發(fā)生[24]。

圖6 抗壓鎧裝層拉伸斷裂圖[25]

Yoo等[26]建立三維八層有限元模型研究柔性軟管極限抗拉強(qiáng)度。該研究表明，當(dāng)模型承受漸增的軸向拉力時(shí)，管道的整體剛度降低，內(nèi)抗拉鎧裝層首先達(dá)到屈服狀態(tài)，外抗拉鎧裝層緊隨其后。當(dāng)內(nèi)抗拉鎧裝層的應(yīng)力達(dá)到其抗拉強(qiáng)度時(shí)，柔性軟管發(fā)生拉伸失效。Sousa D J R M等[27]在有限元模型中考慮摩擦系數(shù)，模擬了拉伸載荷下柔性軟管的失效行為。提出了一種預(yù)測(cè)含有斷裂抗拉鎧裝鋼帶的柔性軟管剩余疲勞壽命的方法。研究結(jié)果表明，部分鋼帶的損傷會(huì)引起嚴(yán)重的應(yīng)力集中，管道的剩余疲勞壽命隨斷裂鋼帶數(shù)的增加而顯著減少。姜豪等[28]建立了一種柔性立管簡(jiǎn)化模型，完善了各層接觸模擬細(xì)節(jié)，并利用此模型分析了組合載荷對(duì)柔性軟管抗拉能力的影響。結(jié)果表明，軸向拉力加扭矩的載荷工況使柔性軟管的拉伸剛度顯著減少，為柔性軟管抗拉鎧裝層結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和完整性評(píng)價(jià)提供了指導(dǎo)。

2.3.2 骨架層拉伸解鎖失效

骨架層互鎖鋼帶之間存在間隙，允許一定的拉伸或壓縮，但當(dāng)骨架層達(dá)到截面拉伸或壓縮極限后，將發(fā)生解鎖失效[28]（圖7）。這種失效模式常發(fā)生在抗拉鎧裝層發(fā)生斷裂后，此時(shí)抗拉鎧裝層無(wú)法提供足夠的拉伸承載能力。Farnes等[29]于2013年首次提出了骨架層軸向拉伸解鎖的失效模式，利用拉伸試驗(yàn)機(jī)測(cè)試了不同尺寸的骨架層的軸向承載能力，得到載荷—位移曲線，與數(shù)值方法得到的數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，為通過(guò)測(cè)量骨架層螺距評(píng)估軸向載荷值奠定了基礎(chǔ)，也為骨架層拉伸失效研究提供了依據(jù)。Skeie等[30]對(duì)回收的15.2 cm、20.3 cm和22.9 cm柔性管道骨架層進(jìn)行軸向拉伸試驗(yàn)，研究骨架層的極限軸向承載力以及裂紋等損傷對(duì)骨架層軸向剛度的影響，并建立相應(yīng)的有限元模型分析計(jì)算，兩者結(jié)果吻合較好。Kristensen等[31]結(jié)合中尺寸實(shí)驗(yàn)和數(shù)值方法提出了產(chǎn)生骨架層軸向載荷的4種來(lái)源：①骨架層和內(nèi)襯層的自重；②外壓載荷產(chǎn)生的軸向應(yīng)力；③內(nèi)襯層溫降引起的熱收縮；④內(nèi)襯層殘余應(yīng)力、因體積損失產(chǎn)生的軸向應(yīng)力和運(yùn)行期間累積的應(yīng)力。

圖7 骨架層拉伸解鎖失效圖

2.4 柔性軟管壓縮屈曲失效

由于抗拉鎧裝層鋼帶具有特殊螺旋結(jié)構(gòu)，其軸向壓縮剛度遠(yuǎn)低于拉伸剛度[32]，在受軸向壓縮載荷時(shí)，鋼帶存在徑向和側(cè)向位移，導(dǎo)致鋼帶產(chǎn)生巨大的彎曲應(yīng)力，這時(shí)可能會(huì)發(fā)生徑向屈曲失效，由于抗壓鎧裝層鋼帶凸起形似鳥(niǎo)籠，因此又稱“鳥(niǎo)籠屈曲”，如圖8所示。有研究指出，2010年全球5%的海洋柔性軟管事故與鳥(niǎo)籠屈曲有關(guān)[23]，且多發(fā)生于海底靜態(tài)管線。該失效模式近年來(lái)得到重視，新投產(chǎn)的柔性軟管通常在抗壓鎧裝層外側(cè)使用高強(qiáng)度芳綸纖維材料制成的“抗鳥(niǎo)籠帶”來(lái)進(jìn)行控制，因此此類失效事故已顯著減少。

圖8 柔性軟管壓縮鳥(niǎo)籠屈曲失效圖

Saevik等[33]針對(duì)壓縮屈曲建立了解析公式，并劃分了外包覆層達(dá)到極限強(qiáng)度而突然失效以及抗壓鎧裝層鋼帶自身達(dá)到屈曲載荷失效兩種情況。前者通過(guò)受力分析得出外包覆層臨界載荷；后者將鋼帶等效為歐拉直梁，利用彈性支撐的歐拉梁屈曲載荷推導(dǎo)出其屈曲載荷。Vaz等[34]提出了一種用于模擬非粘結(jié)柔性軟管抗拉鎧裝層鋼帶軸壓作用下不穩(wěn)定性的非線性有限元模型，該模型用簡(jiǎn)化方法考慮了其他層對(duì)抗壓鎧裝層的作用和影響。研究表明鋼帶之間的摩擦系數(shù)以及外壓載荷是影響鋼帶間摩擦力的重要因素。當(dāng)外包覆層破裂導(dǎo)致海水灌入環(huán)空時(shí)，摩擦系數(shù)會(huì)大幅降低；原本海水通過(guò)外包覆層對(duì)抗壓鎧裝層提供的徑向支撐也消失，兩種因素疊加導(dǎo)致抗拉鎧裝層發(fā)生鳥(niǎo)籠屈曲。Tang等[35]采用有限元方法建立了柔性軟管的簡(jiǎn)化數(shù)值模型，并對(duì)抗拉鎧裝層的破壞模式進(jìn)行模擬。研究了若干對(duì)柔性軟管剛度有重要影響的參數(shù)，研究結(jié)果表明，抗拉鎧裝層鋼帶纏繞角度增加、外包覆層的損傷均會(huì)顯著降低管道的軸向壓縮剛度?？箟烘z裝層與相鄰層間的摩擦作用會(huì)小幅度增加柔性軟管壓潰壓力。

2.5 柔性軟管過(guò)度彎曲失效

過(guò)度彎曲通過(guò)不同的方式對(duì)柔性管道產(chǎn)生影響，主要表現(xiàn)有兩種：①骨架層和內(nèi)襯層有可能由于過(guò)度彎曲產(chǎn)生的壓縮力而發(fā)生壓潰；②過(guò)度彎曲產(chǎn)生的張力可能會(huì)使外包覆層發(fā)生破裂、骨架層和抗壓鎧裝層發(fā)生解鎖。柔性軟管過(guò)度彎曲失效如圖9所示。柔性軟管的彎曲性能取決于抗拉鎧裝層鋼帶對(duì)彎曲的響應(yīng)，即鋼帶的軸向應(yīng)變受滑移機(jī)制的影響。Lu等[36]建立了柔性軟管的有限元模型，模擬了抗壓鎧裝層鋼帶在彎曲作用下的實(shí)際受力行為，研究了特定管道曲率下鋼帶的滑移路徑。Péronne等[37]對(duì)柔性軟管進(jìn)行簡(jiǎn)化整體分析，僅考慮相鄰聚合物層對(duì)彎曲剛度的影響，探究了柔性軟管的遲滯彎曲行為，并與Technip公司開(kāi)發(fā)的基于有限差分法的模型進(jìn)行比較，結(jié)果貼合度較高。由于柔性軟管由各層復(fù)合而成，其對(duì)自重、內(nèi)外壓、波浪和風(fēng)等載荷的結(jié)構(gòu)響應(yīng)預(yù)測(cè)十分復(fù)雜，Londono等[38]研究了柔性軟管在內(nèi)壓和彎矩組合載荷下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，并利用實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)模擬管道響應(yīng)的模型進(jìn)行修正，從而獲得管道剛度和應(yīng)力的準(zhǔn)確結(jié)果。Ostergaard等[39]研究了光滑圓柱表面的抗拉鎧裝層鋼帶受彎曲載荷的行為，將單個(gè)鋼帶視為曲梁，給出了鋼帶在光滑圓柱表面的平衡狀態(tài)預(yù)測(cè)方法。

圖9 柔性軟管過(guò)度彎曲失效圖

2.6 柔性軟管過(guò)度扭轉(zhuǎn)失效

由于抗拉鎧裝層螺旋纏繞結(jié)構(gòu)，當(dāng)立管發(fā)生扭轉(zhuǎn)時(shí)，鋼帶會(huì)被拉伸或壓縮，因此產(chǎn)生的巨大拉力載荷可能會(huì)導(dǎo)致抗拉鎧裝層鋼帶發(fā)生斷裂。當(dāng)扭矩方向與外抗壓鎧裝層鋼帶纏繞方向相同時(shí)（正向扭轉(zhuǎn)），軸向上內(nèi)鋼帶會(huì)發(fā)生壓縮，并在徑向上有向外擴(kuò)張的趨勢(shì)；外鋼帶承受軸向拉力，并有徑向急劇收縮的趨勢(shì)。此時(shí)內(nèi)外層鋼帶相互擠壓，對(duì)其他金屬層影響很小，只有可能發(fā)生抗拉鎧裝層的強(qiáng)度失效。當(dāng)扭矩方向與內(nèi)抗壓鎧裝層鋼帶纏繞方向相同時(shí)（反向扭轉(zhuǎn)），徑向上內(nèi)鋼帶收縮，外鋼帶膨脹。內(nèi)外抗拉鎧裝層發(fā)生分離，內(nèi)抗拉鎧裝層在內(nèi)部金屬層上產(chǎn)生外壓，外抗拉鎧裝層在外包覆層上產(chǎn)生內(nèi)壓，可能會(huì)導(dǎo)致骨架層和內(nèi)襯層發(fā)生壓潰[40-41]。扭轉(zhuǎn)可能會(huì)導(dǎo)致柔性軟管嚴(yán)重的失效事故，因此需要加以重視。該類失效易發(fā)生于惡劣外部環(huán)境（風(fēng)、浪和海流）下運(yùn)行的動(dòng)態(tài)柔性立管。抗拉鎧裝層鋼帶斷裂導(dǎo)致的管道扭轉(zhuǎn)如圖10所示。

圖10 抗拉鎧裝層鋼帶斷裂導(dǎo)致的管道扭轉(zhuǎn)圖[41]

Knapp[42]早在1975年就進(jìn)行了柔性軟管扭轉(zhuǎn)的相關(guān)研究，分析了對(duì)稱載荷下的典型雙層抗拉鎧裝層結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，給出了幾何非線性的載荷與位移關(guān)系，并導(dǎo)出近似線性方程?；谠撗芯窟M(jìn)一步提出了考慮內(nèi)部結(jié)構(gòu)可壓縮性剛度矩陣[43]。為建立實(shí)現(xiàn)扭轉(zhuǎn)平衡所需的條件，還引入了新的線性模型[44]。LeClair等[45]提出一種理論來(lái)預(yù)測(cè)考慮摩擦作用下抗拉鎧裝層單層鋼帶受到軸向、彎曲和扭轉(zhuǎn)載荷時(shí)的應(yīng)力。Bahtui等[46]對(duì)柔性軟管的扭轉(zhuǎn)響應(yīng)進(jìn)行了詳細(xì)的有限元分析，該有限元模型考慮了層間摩擦作用、幾何非線性以及滑移，允許管道各層發(fā)生分離。研究結(jié)果表明，隨反向扭矩的逐漸增大，柔性軟管發(fā)生徑向初始膨脹和軸向收縮。由于立管幾何形狀的螺旋效應(yīng)，也會(huì)發(fā)生抗拉鎧裝層的初始扭轉(zhuǎn)旋轉(zhuǎn)。Xiang等[47]研究了軸向拉力和扭矩作用下的抗拉鎧裝層的響應(yīng)行為，提出了一種用于評(píng)估鋼帶局部變形和應(yīng)力水平的方法，結(jié)論表明軸向拉伸載荷的存在能有效抑制軸向扭轉(zhuǎn)。Foti等[48]還提出一個(gè)模擬抗拉鎧裝層在扭矩作用下的彈塑性行為的新模型。

Wu等[41]建立了分析柔性軟管扭轉(zhuǎn)響應(yīng)的解析模型，給出了柔性軟管不同失效形式的預(yù)測(cè)方法。當(dāng)發(fā)生抗壓鎧裝層拉伸失效時(shí)，其失效判據(jù)為：

內(nèi)部結(jié)構(gòu)層發(fā)生屈曲失效的判據(jù)為：

式中E表示抗拉鎧裝層材料的楊氏模量，MPa；δ=(θR)2cos2α+2θRsinαcosα≈ 2θRsinαcosα；[σ]表示鋼帶屈服應(yīng)力，MPa；α表示螺旋鋼帶鋪設(shè)角度，（°）；A表示鋼帶截面積，mm2；n1表示內(nèi)抗壓鎧裝層鋼帶數(shù)；R表示鋼帶纏繞半徑，mm；[p]表示內(nèi)部結(jié)構(gòu)抗壓潰能力，MPa。

該研究為柔性軟管安裝和運(yùn)行過(guò)程中的極限扭轉(zhuǎn)角估算提供了有效手段，與數(shù)值結(jié)果的對(duì)比表明該方法較為保守。

2.7 柔性軟管疲勞失效

動(dòng)態(tài)柔性軟管常用作立管，處于風(fēng)浪流循環(huán)荷載作用下，疲勞失效是其主要失效模式之一。疲勞誘發(fā)的抗拉鎧裝層鋼帶斷裂如圖11所示。柔性立管有兩處最易發(fā)生疲勞失效：①頂部接頭處，該部位通常存在巨大的彎矩和軸向拉力；②水下觸底區(qū)域，該部位存在巨大的彎矩和高壓載荷。挪威相關(guān)機(jī)構(gòu)曾進(jìn)行了一項(xiàng)關(guān)于柔性軟管疲勞壽命的研究，據(jù)統(tǒng)計(jì)，柔性軟管的平均使用壽命僅為設(shè)計(jì)壽命的50%左右[49]。柔性軟管疲勞失效主要有6種類型：①與抗拉鎧裝層磨損相關(guān)的疲勞；②抗拉鎧裝層單純疲勞；③與抗壓鎧裝層磨損相關(guān)的疲勞；④腐蝕疲勞；⑤聚合物層疲勞；⑥端部接頭中的抗壓鎧裝層疲勞[50]。

圖11 疲勞誘發(fā)的抗拉鎧裝層鋼帶斷裂圖

柔性軟管的疲勞壽命評(píng)估較為復(fù)雜，主要由以下3步組成：①立管整體模型，包括所有配置的詳細(xì)信息以及物理、機(jī)械和流體動(dòng)力學(xué)特性；②進(jìn)行海況動(dòng)態(tài)分析，以評(píng)估柔性軟管的軸向拉力和曲率；③選擇合適的S—N曲線進(jìn)行疲勞壽命評(píng)估。國(guó)內(nèi)外對(duì)動(dòng)態(tài)柔性軟管的疲勞問(wèn)題開(kāi)展了一些有意義的研究。Kershaw等[51]認(rèn)為海水飛濺區(qū)與頂部之間的柔性立管外包覆層損壞風(fēng)險(xiǎn)最大，可能間接導(dǎo)致抗拉鎧裝層的腐蝕或腐蝕疲勞。Nielsen等[52]認(rèn)為船體運(yùn)動(dòng)和波浪載荷是最主要的疲勞失效因素。柔性立管的腐蝕疲勞性能與環(huán)空酸化情況密切相關(guān)。在環(huán)空含水的情況下，抗拉鎧裝層鋼帶可能會(huì)受到腐蝕環(huán)境的影響，且沿立管長(zhǎng)度方向隨靜水壓力的變化，這種影響也會(huì)發(fā)生變化。因此同一個(gè)立管可能需要不同的S—N曲線來(lái)反映其腐蝕疲勞性能。Borges等[53]提出一種模擬環(huán)空中含水立管的腐蝕疲勞過(guò)程的方法，以此獲得柔性立管S—N曲線的實(shí)驗(yàn)方法。可以更好地預(yù)測(cè)在海水淹沒(méi)環(huán)空的情況下柔性立管的剩余壽命，為腐蝕疲勞研究提供了一定依據(jù)。Sousa D F J M等[54]提出了一種解析和數(shù)值相結(jié)合，用于快速計(jì)算柔性立管疲勞壽命的方法。在立管頂部施加運(yùn)動(dòng)，并考慮立管各層的特性，對(duì)管道所受軸向拉力進(jìn)行評(píng)估。結(jié)合拉力和施加在立管頂部的扭矩來(lái)確定曲率，計(jì)算應(yīng)力。最終利用S—N曲線和Miner損傷累積法則估算疲勞壽命。該方法可以快速算出疲勞壽命，計(jì)算結(jié)果趨于保守。柔性軟管疲勞失效機(jī)理復(fù)雜，疲勞壽命預(yù)測(cè)涉及的因素繁多，數(shù)據(jù)采集分析難度大，研究的難點(diǎn)在于難以獲得全面、系統(tǒng)的數(shù)據(jù)庫(kù)。因此，目前在柔性軟管設(shè)計(jì)中一般通過(guò)提高安全系數(shù)來(lái)避免此類失效。

2.8 柔性軟管腐蝕失效

當(dāng)外包覆層完好情況下環(huán)空將保持干燥，柔性軟管的理論上應(yīng)該不會(huì)存在腐蝕問(wèn)題[55]，但是在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中發(fā)現(xiàn)管內(nèi)流體中的水蒸氣可以通過(guò)內(nèi)襯層滲透進(jìn)入環(huán)空并冷凝為液態(tài)水，采出液中的有機(jī)酸、CO2、H2S等也會(huì)滲透到環(huán)空中[40,56]，進(jìn)而導(dǎo)致抗拉鎧裝層腐蝕。同時(shí)，外包覆層可能的破損會(huì)導(dǎo)致含氧海水或空氣灌入環(huán)空中而誘發(fā)抗拉鎧裝層腐蝕。外包覆層的破損位置對(duì)柔性軟管的腐蝕產(chǎn)生影響，如果破損在海平面以下，環(huán)空將被海水淹沒(méi)，且溫度變化導(dǎo)致環(huán)空收縮或膨脹，形成對(duì)海水的泵送效應(yīng)，使海水在環(huán)空中循環(huán)流通，從而加劇腐蝕。同時(shí)對(duì)于動(dòng)態(tài)軟管，疲勞還會(huì)加劇腐蝕的發(fā)生，如圖12所示為柔性軟管抗拉鎧裝層鋼帶發(fā)生的腐蝕失效。

圖12 抗拉鎧裝層鋼帶腐蝕圖[57]

環(huán)空水體積與金屬表面積之比（V/S）也會(huì)影響腐蝕速率。Ropital等[58]的CO2腐蝕速率研究是該方面最早的研究之一。在該研究中，對(duì)V/S介于0.25～100 mL/cm3范圍內(nèi)的CO2腐蝕速率分別進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。結(jié)果表明，當(dāng)V/S值最低時(shí)，金屬的平均腐蝕速率約為5 μm/a，最終水的pH值為6.2，且腐蝕的速率隨V/S值的增大而增大。Clements[59]整理了以往的腐蝕數(shù)據(jù)，通過(guò)腐蝕速率對(duì)數(shù)與V/S對(duì)數(shù)進(jìn)行擬合，得到當(dāng)V/S=0.03 mL/cm2時(shí)，腐蝕速率為0.15μm/a，該值被指定為長(zhǎng)期腐蝕速率的典型值，腐蝕初期速率通常遠(yuǎn)高于該值。Underwood[60]利用小型測(cè)試裝置模擬了柔性軟管環(huán)空的腐蝕過(guò)程，并通過(guò)電化學(xué)和失重測(cè)量量化模擬環(huán)境中的腐蝕速率，研究結(jié)果表明，環(huán)空被海水淹沒(méi)或存在冷凝水的情況下更容易發(fā)生腐蝕，且水中CO2和O2會(huì)加速腐蝕的發(fā)生。Désamais等[57]對(duì)15.2 cm柔性軟管進(jìn)行CO2和H2S腐蝕全尺寸試驗(yàn)，該研究發(fā)現(xiàn)，腐蝕造成的表面不規(guī)則缺陷深度可達(dá)100 μm，腐蝕最嚴(yán)重的部位為耐磨帶間隙的位置（圖12）。而硫化物應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂和氫致開(kāi)裂卻并不容易發(fā)生。

3 失效控制措施

由于柔性軟管結(jié)構(gòu)復(fù)雜，所處海洋環(huán)境不可控因素較多，采用完整性管理將有效控制柔性軟管的失效。柔性軟管完整性管理需要通過(guò)大量檢測(cè)、監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)管道系統(tǒng)進(jìn)行風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估，根據(jù)評(píng)價(jià)結(jié)果執(zhí)行維修維護(hù)等應(yīng)對(duì)措施，并通過(guò)經(jīng)驗(yàn)教訓(xùn)進(jìn)一步提高管道完整性，確保管道系統(tǒng)安全高效運(yùn)行，其流程如圖13所示。

圖13 柔性軟管完整性管理流程圖[3]

3.1 柔性軟管檢測(cè)技術(shù)

柔性軟管檢測(cè)是完整性管理中最重要的環(huán)節(jié)，也是控制柔性軟管失效的主要措施。柔性軟管檢測(cè)方法有外觀檢測(cè)、內(nèi)觀檢測(cè)和聲吶檢測(cè)等。外觀檢測(cè)的目的是檢測(cè)柔性軟管以及附屬設(shè)施的明顯缺陷、管道部署情況等。該檢測(cè)通常需要定期進(jìn)行。水下管段作業(yè)通常由攜帶檢測(cè)攝像機(jī)的遙控水下機(jī)器人完成[61]。檢查管道外包覆層表面是否存在明顯的開(kāi)裂、溢出流體或氣泡，以確保及時(shí)發(fā)現(xiàn)泄漏問(wèn)題。然而該方法難以檢測(cè)到不明顯的缺陷，當(dāng)管道周圍存在海洋生長(zhǎng)物或管道動(dòng)態(tài)運(yùn)動(dòng)的情況下檢測(cè)則更為困難。只有當(dāng)柔性軟管內(nèi)部存在疑似或確定的缺陷時(shí)才會(huì)進(jìn)行內(nèi)觀檢測(cè)。該方法可檢測(cè)接頭中內(nèi)襯層的卷曲情況或初步判斷骨架層腐蝕、侵蝕情況。檢測(cè)前需要通過(guò)清管移除水合物、沉積蠟等堵塞物質(zhì)，再將檢測(cè)攝像機(jī)投放至管道內(nèi)部。該方法也可以與其他測(cè)量工具結(jié)合使用，檢測(cè)骨架層的橢圓度情況[3]。聲吶通常用于檢測(cè)長(zhǎng)距離靜態(tài)管線的部署偏差，如隆起屈曲、埋深、自由跨度等。除此之外聲吶還可以通過(guò)檢測(cè)海水密度變化來(lái)預(yù)警管道泄漏。

3.2 柔性軟管測(cè)試技術(shù)

柔性軟管測(cè)試方法有環(huán)空自由容積測(cè)試、環(huán)空排氣流量測(cè)試、環(huán)空氣體樣本收集等。環(huán)空自由體積測(cè)試的目的是為了評(píng)估外包覆層的完整性和監(jiān)測(cè)環(huán)空中液體含量，外包覆層破裂導(dǎo)致的海水灌入以及內(nèi)襯層破裂都有可能導(dǎo)致環(huán)空液體含量激增。該方法用體積已知的氮?dú)馄肯蛉嵝怨墉h(huán)空注入氮?dú)庵烈欢▔毫Γㄟ^(guò)測(cè)量氮?dú)馄績(jī)?nèi)的壓降和環(huán)空中的積壓可以算出環(huán)空自由體積，從而間接得出管道內(nèi)液體含量。為防止環(huán)空排氣系統(tǒng)堵塞造成外包覆層破裂，需要進(jìn)行環(huán)空排氣流量測(cè)試，該測(cè)試通常在環(huán)空自由體積測(cè)試后進(jìn)行，通過(guò)檢測(cè)高壓下柔性軟管排氣口流量來(lái)確認(rèn)排氣系統(tǒng)的堵塞情況。環(huán)空中存在腐蝕性氣體（H2S、CO2等）會(huì)對(duì)金屬層強(qiáng)度產(chǎn)生影響，因此需要定期采集環(huán)空氣體樣本確認(rèn)腐蝕氣體的成分與濃度。通過(guò)真空泵抽取環(huán)空氣體至測(cè)試提取袋中，并運(yùn)送至實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行氣體分析。重?zé)N組分的存在通常意味內(nèi)襯層存在輕微泄漏，H2和CO2的存在則表明金屬層可能正在發(fā)生腐蝕。

3.3 柔性軟管維修技術(shù)

當(dāng)檢測(cè)到柔性軟管各層存在損傷時(shí)需要采取相應(yīng)的維修措施。然而，目前柔性軟管各層中只有外包覆層能夠進(jìn)行有效的維修和補(bǔ)救，其他層發(fā)生明顯損壞則只能更換整段管道。當(dāng)外包覆層存在破損時(shí)，海水會(huì)通過(guò)破損位置進(jìn)入環(huán)空形成腐蝕環(huán)境，加速管道金屬層和非金屬層的腐蝕?？梢酝ㄟ^(guò)柔性管道頂部的接頭向環(huán)空中注入緩蝕劑來(lái)置換海水，避免海水在環(huán)空中循環(huán)流動(dòng)。在此基礎(chǔ)上可配合示蹤染料使用，以確定外包覆層的具體破損位置。

確定破損位置后，需要使用維修夾包裹破損部位。維修夾為聚酯等材料做成的套筒，筒內(nèi)設(shè)有橡膠墊圈。安裝作業(yè)使用水下作業(yè)機(jī)器人將夾具包裹于受損區(qū)域，并利用液壓裝置閉合維修夾，旋轉(zhuǎn)擰緊螺栓，使維修夾具有良好的密封效果，保證柔性軟管能夠繼續(xù)安全運(yùn)行。

4 結(jié)束語(yǔ)

隨著非粘結(jié)柔性軟管在我國(guó)海洋油氣田開(kāi)發(fā)中廣泛應(yīng)用，其安全和完整性的問(wèn)題日益突出，開(kāi)展柔性軟管失效機(jī)理和控制策略相關(guān)研究至關(guān)重要。在柔性管道制造、安裝和運(yùn)行的過(guò)程中，存在多種原因會(huì)引起各類失效，本文綜述了非粘結(jié)柔性軟管常見(jiàn)的八種失效模式，包括壓潰、爆破、過(guò)度拉伸、壓縮屈曲、過(guò)度彎曲、過(guò)度扭轉(zhuǎn)、疲勞和腐蝕。在此基礎(chǔ)上，闡述了影響柔性軟管失效的敏感因素，并給出了相應(yīng)的預(yù)防和控制措施。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要圍繞柔性軟管結(jié)構(gòu)的屈曲響應(yīng)規(guī)律和失效因素敏感性進(jìn)行研究，并取得大量成果。然而，由于柔性軟管結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，目前的研究成果多為定性或半定量結(jié)論，管道層間的相互作用影響尚未完全明確，缺乏對(duì)失效機(jī)理的深入研究。此外，由于柔性軟管投入使用時(shí)間較短，其完整性管理研究仍處于起步階段?；谏鲜鰡?wèn)題，筆者認(rèn)為未來(lái)的研究會(huì)進(jìn)一步考慮柔性軟管層間相互作用對(duì)失效特性的影響，同時(shí)深化對(duì)失效機(jī)理的認(rèn)識(shí)，形成指導(dǎo)工程實(shí)踐的定量方法，使得研究成果能夠更好地為非粘結(jié)柔性軟管的設(shè)計(jì)和運(yùn)維提供參考依據(jù)。