管道剩余強度評價與修復

李友成

（海洋石油工程股份有限公司，天津 300451）

0 引言

BZ 34-1油田至友誼號FPSO的原油管道在2007年12月中旬投產，于2011年10月進行內檢測。檢測發現管道存在多處腐蝕深度超過管道壁厚50%的缺陷，其中最大腐蝕深度達到了管道壁厚的85%，需要進行剩余強度評價和剩余壽命評價，以便確定需要修復的缺陷點和修復計劃。本文基于BZ 34-1油田管道修復項目，通過評價管道的剩余強度，解決了海底管道是否需要修復、何時修復、如何修復以及修復后如何評價等關鍵問題。

1 管道剩余強度評價的研究現狀

1984年美國機械工程師協會 （ASME）頒布了ASME B31G-1984《腐蝕管道剩余強度評價指南》，其前身是基于斷裂力學的NG-18表面缺陷計算公式，它是后來許多相關評價標準的基礎，至今仍是使用范圍最為廣泛的評價管道剩余強度的標準之一。DNV于1999年頒布了DNV RP F101《腐蝕管線》，成為當前海底管道剩余強度評估的主要參考規范。

隨著各規范剩余強度評價方法的不斷改進，保守程度也越來越低，但是仍然會導致不必要的修復與補強。而且由于缺陷的類型、形狀、分布等實際情況復雜，實際應用時常常受限于評價公式的局限性或保守性。在ASME B31G-2009和API 579中，將有限元分析作為最高級的評價方法，采用有限元分析可以考慮復雜的荷載形式、邊界條件、應力—應變曲線等因素，進行精確的分析。

2 管道剩余強度評價的方法

ASME B31G、DNV RP F101、API 576等規范在腐蝕管道的剩余強度評價方面獲得了業界的廣泛認可。新版的ASME B31G-2009采用分級評價方法，形成了相對完整的管道剩余強度評價體系，而且大大降低了原先版本的保守性[1-2]。API 579準則也是采用分級評價的方法，按照壁厚平均法，可評價一般形式的金屬損失。考慮到管道本身設計準則的不同，評價方法可能會與設計安全準則產生沖突[3]（如在安全系數的選取上）。

DNV RP F101提供了兩種對腐蝕管道剩余強度的評價方法，分項安全系數法與許用應力法。其中的許用應力法相較于分項安全系數法更為保守，且更適用于陸地管道，所以本文以介紹分項安全系數法為主。

分項安全系數法，即基于荷載和抗力系數進行設計的方法 （LRFD），給出了確定管道許用操作壓力的概率校準方程。其最大特點是，考慮了檢測的精度和材料性質的不確定性影響，通過分項安全系數降低了保守性。該方法采用的安全系數由檢測方法、檢測精度與置信水平、安全等級決定。

例如：在僅受內壓作用下，腐蝕缺陷的管道許用壓力Pcorr為：

若 γd（d/t）*≥1 則 pcorr=0

式中Pcorr——在內壓荷載作用下的腐蝕管道單個縱向腐蝕缺陷的許用壓力/MPa；

γm——預測模型的分項安全系數；

t——管道公稱壁厚/mm；

SMTS——規定的最小拉伸強度/MPa；

γd——腐蝕深度的分項安全系數；

d——腐蝕深度/mm；

D——管道外徑/mm；

Q——長度校正系數；

εd——定義腐蝕深度分數值的系數；

[d/t]——隨機變量d/t的標準偏差。

關于腐蝕缺陷的尺寸定義見圖1。

圖1 缺陷的尺寸定義示意

該公式僅適用于縱向腐蝕 （即缺陷長度l大于寬度c的情形），并且腐蝕深度的測量值不超過管道壁厚的85%。對于環向腐蝕 （缺陷長度小于寬度），有大量文獻說明它對管道內壓承載能力的影響是不顯著的，僅在某些特定情形下需要考慮[4]。DNV RP F101對于環向腐蝕給出了受到縱向壓力與內壓組合情形下的計算公式。

3 BZ 34-1管道的最終評價

最終內檢報告中最大腐蝕深度達管道壁厚的85%，而且修復節點處均含有多處腐蝕。依據最終的檢測報告，用四種規范 （ABS、API、B31G、DNV）對這6處進行了剩余強度評價。結果見表1。

上述計算均取缺陷長度與寬度的最大值，這將得到非常保守的結果，因為環向的缺陷對管道的內壓承載力的影響遠沒有縱向缺陷顯著。

表1 BZ34-1腐蝕原油管道剩余強度計算結果

對比計算結果與計算方法，在管道剩余壁厚相對較薄時，分項系數法的計算結果對檢測精度十分敏感。這是因為隨著管壁越來越薄，其剩余強度的下降趨勢越快。在檢測精度非常高 （因為其他的方法不考慮檢測精度的影響）以及腐蝕深度較淺時，分項系數法計算結果的保守程度相對偏低，這對于海底管道來說是有利的，可以減少許多不必要的維修。

4 基于有限元的剩余強度分析

運用上述方法估計管道的剩余強度時，在處理某些環向腐蝕、多點腐蝕、復雜形狀腐蝕時，往往采用了很多近似簡化，并采取保守的安全系數，導致結果與真實情況差距較大。因此，采用有限元方法對關鍵缺陷點進行更詳細的分析在某些時候是有必要的。

在進行有限元分析之前，需要先明確管道的失效準則。如果管道的設計強度為極限抗拉強度，則應該考慮管道的彈塑性。本文采用了線性強化的彈塑性模型，見圖2，即假設管道達到屈服強度之后，會產生塑性變形并強化，塑性變形與應力仍呈線性關系。所以這里引入了切線模量，并近似假設為彈性模量的1/10（2.06×1010Pa）。管道應力在達到極限抗拉強度 （531 MPa）之后失效。

圖2 彈塑性模型假設

下面以3#修復點為例，進行有限元分析。3#修復點有兩處缺陷，詳細情況列于表2。

表2 3#點缺陷的基本參數

依據表2中數據，在ANSYS軟件中采用實體單元Solid 95建立3D管道模型，并建立上述兩個缺陷，模型如圖3所示，其中管徑219.1 mm，壁厚9.5 mm，長1 m，泊松比μ=0.3，楊氏模量Ee=2.06×1011Pa，切線楊氏模量Et=2.06×1010Pa。

對上述模型劃分網格，并分步施加內壓荷載。從應力云圖上可以看到，管道應力最大處發生在球形凹坑最深處，見圖4。另外，從這個云圖還可以獲得更多信息：如果兩個缺陷是相互獨立的，應力無相互影響；缺陷的環向尺度對管道的承壓能力影響不大。

圖3 管道及缺陷模型

依據每個載荷步的計算結果，可知缺陷最大應力與管道內壓的關系如圖5所示：這條曲線的趨勢取決于我們預先設定的彈塑性模型，所以考慮管道的彈塑性，對切線模量的選取會對最終結果造成影響。

圖4 管道及缺陷應力云圖

圖5 缺陷最大應力與管道內壓的關系

計算結果顯示，當管道內壓達到13.38 MPa時，最大應力達到531 MPa。因此可以確定該缺陷處管道的剩余強度為13.38 MPa。對比3#缺陷的評價結果，是吻合的。

5 腐蝕管道的修復及后評價

基于腐蝕缺陷的分布情況，考慮管道的剩余強度與剩余壽命，我們確定了這6處腐蝕點的修復方案，即在缺陷點安裝卡具修復。下面分別介紹修復方案，并對其進行評價。

5.1 機械管卡修復方案

在BZ 34-1油田管道修復項目中，使用直徑203 mm的機械管卡，材質為16Mn（JB 4726-2000）。如圖6所示。

圖6 補強卡具

卡具修復方案如下：

（1）管道結構如圖7所示。在定位并開挖缺陷后，清理管道護層直至裸露出管體，清理的范圍應超出卡具長度，如兩端各超過100 mm。

圖7 管道結構

（2）潛水員水下探摸、確認缺陷位置。

（3）掛扣卡具，由潛水員引導將卡具放至管道上，確認缺陷包含在卡具內腔以內。

（4）合上卡具，穿螺栓，并對螺栓加力緊固。為達到最好的密封效果，由中間向兩端均勻對稱地對螺栓加力。

（5）管道試壓。采用試壓泵打壓至3.6 MPa，并保壓達30 min，則卡具安裝合格。

（6）對卡具兩側管道裸露部分做水下防腐處理。

BZ 34-1管道上的卡具經試壓檢驗，均達到了保壓3.6 MPa以上，且無壓降。因此，修復后的管道強度能滿足運行要求。

5.2 機械管卡修復效果評價

5.2.1 管卡主體的強度分析

管卡主體材質是16Mn（JB 4726-2000），屈服強度約為345MPa。在內壓3.6MPa作用下，管卡主體的有限元分析結果見圖8，應力遠小于345 MPa，因此管卡主體的強度是滿足要求的。

圖8 管卡主體的應力云圖

5.2.2 密封能力的評價

決定機械管卡性能的關鍵在于密封的設計。其中密封材料的選擇或設計以及密封性能的分析都是設計的難點所在。密封材料多種多樣，但是大多不具有耐油性，因此原油管道的修復卡具一般選擇氟橡膠。氟橡膠具有較好的拉伸強度和硬度，對有機液體、不同燃料油和潤滑油的穩定性優異，具有極好的耐腐蝕性，但是常態下的彈性較差[6]。

由于橡膠材料在外力作用下發生的變形為幾何和物理雙重非線性，在用于密封件時，還涉及接觸這類狀態非線性問題，因此這類密封性能的力學計算十分困難。但由于有限元分析法的廣泛應用，橡膠材料的密封性能分析才得以簡化。本文應用ANSYS軟件進行非線性分析，對于橡膠材料的力學性能采用了通用的Mooney-Rivlin模型進行分析。不可壓縮橡膠材料的Mooney-Rivlin模型為：

式中W——應變能函數；

I1、I2——應變不變量；

C1、C2——材料參數，與橡膠的硬度有關，通常通過實驗確定，這兩個參數的取值也是模型的關鍵所在[7]。

基于上式，應力σ—應變ε關系為：

在進行有限元分析時，由于實際模型的非線性與接觸關系復雜，所以必須要對模型進行簡化。在實際施工當中，往往是由于軸向密封處的接觸應力不足，導致難以達到保壓效果。所以這里將模型簡化為平面應變問題，在ANSYS中建模如下，見圖9。

圖9 管卡及密封整體模型

橡膠單元采用超彈性單元HYPER56，接觸單元CONTA172與目標單元TARGE169配對組成。參考文獻 [6]、 [7]、 [8]， 設 C1=0.7、C2=0.035，并假設橡膠為不可壓縮。

由于分析此類接觸問題復雜，變形量較大，導致收斂困難，本文采用分步加載方法，獲得了作用于軸向橡膠上壓力為0～64 kN的計算結果。密封件受壓時，會對接觸面產生接觸應力σ，圖10給出了在64 kN壓力作用下的接觸應力，圖11為橡膠所受壓力與最大接觸應力的關系。

圖10 接觸應力分布

圖11 所受壓力與接觸應力的關系

當接觸應力σ與設計壓力Pd滿足下式時，則認為密封性能良好[8]:

式中m——取用系數。

設m為3[7]，并以保壓達到3.6 MPa為目標，那么接觸應力應至少達到10.8 MPa。依據圖11擬合曲線，可以得到在橡膠所受壓力為77.84 kN/m時接觸應力為10.8 MPa。即要求在安裝卡具時，每側螺栓的緊固力至少達到77.84 kN/m，這樣則可以通過查詢螺栓預緊力與扭矩表獲得所需要的扭矩，為實際施工時提供指導。

6 結束語

DNVRPF101采用了基于爆破強度的安全準則，因此更適應海底管道的缺陷評定。有限元法相對成熟、經濟、方便，通過兩種技術的結合，可以有效完成腐蝕管道剩余強度評價，為制訂海底管道修復計劃提供可靠依據。機械管卡修復后的管道承載能力，取決于管卡的密封性能，與管卡的制造工藝、橡膠的性能、安裝操作、螺栓緊固力等均有關。在現場施工時，應特別注意給螺栓加力的順序。

[1]馬彬,帥建,李曉魁,等.新版ASME B31G-2009管道剩余強度評價標準先進性分析[J].天然氣工業，2011,（8）:112-115.

[2]ASME B31G-2009，Manual for Determining the Remaining Strength of Corroded Pipelines[S].

[3]DNV RP F101，Corroded Pipelines[S].

[4]Zahiraniza Mustaffa,Pieter van Gelder.A Review and Probabilistic Analysis of Limit State Functions of Corroded Pipelines[A].Proceedings of 20th International Offshore and Polar Engineering Conference[C].Beijing：ISOPE，2010.

[5]API 579，Fitness-For-Service[S].

[6]劉偉.氟橡膠加工性能的改善及壓電復合材料初探[D].青島：青島科技大學,2006.

[7]王杰,謝禹鈞.關于橡膠O形密封圈的ANSYS分析[J].遼寧石油化工大學學報，2008,12（28）:48-57.

[8]伍振志，楊林德，季倩倩，等.越江盾構隧道防水密封墊應力松弛試驗研究[J].建筑材料學報，2009，12（5）：539-543.