雙點蝕缺陷管道剩余強度分析*

崔銘偉 封子艷 由 洋 曹學文

(1. 陜西延長石油(集團)有限責任公司研究院；2. 中國石油大學(華東))

雙點蝕缺陷管道剩余強度分析*

崔銘偉**1封子艷1由 洋1曹學文2

(1. 陜西延長石油(集團)有限責任公司研究院；2. 中國石油大學(華東))

現(xiàn)有雙腐蝕缺陷管道剩余強度評價規(guī)范大多以軸向均勻腐蝕為研究對象，評價雙點蝕缺陷管道時結(jié)果偏保守，導致管材嚴重浪費。利用非線性有限元分析方法對含有交互影響雙點蝕缺陷管道的剩余強度進行分析，驗證了分析方法的可靠性。在此基礎上，研究了軸向間距對帶有相同尺寸雙點蝕缺陷管道失效壓力的影響，分析表明：當雙點蝕缺陷軸向間距很近時，雙點蝕缺陷管道失效壓力會明顯小于半徑為兩個點蝕缺陷半徑之和的單點蝕缺陷管道的失效壓力；0

管道 雙點蝕缺陷 剩余強度 非線性有限元法

國內(nèi)油氣集輸管線的腐蝕問題非常突出，局部腐蝕所占比例往往比全面腐蝕要大得多，油氣集輸管線外部長期受到土壤介質(zhì)、雜散電流的腐蝕，內(nèi)部受到含有H2S、CO2及Cl-等腐蝕性介質(zhì)的油、氣、水的侵蝕，極易發(fā)生以點蝕缺陷為代表的局部腐蝕，而且油氣集輸管線中的腐蝕大都由多個點蝕缺陷群組成，多個獨立點蝕缺陷構成點蝕群，點蝕群中各個點蝕缺陷之間，點蝕群與點蝕群之間均會發(fā)生相互作用，從而影響腐蝕管道的破壞模式和極限內(nèi)壓荷載。

針對點蝕群的相互作用機理，Bjsrney O H等首次得出腐蝕缺陷之間的相互作用與點蝕的半徑、點蝕深度及點蝕間距等參數(shù)密切相關，并提出相互作用準則[1,2]；Benjamin A C等對雙點蝕缺陷和多點群腐蝕管道開展一系列的爆破實驗和非線性有限元分析，結(jié)果表明將多點腐蝕簡化考慮成單點腐蝕進行評估，會導致計算結(jié)果過于保守[3～5]。Benjamin A C等采用非線性有限元方法研究了腐蝕之間的相互作用規(guī)律，結(jié)果表明該方法可以很好地預測多點腐蝕管道的極限內(nèi)壓荷載[6，7]。董事爾等采用非線性有限元法對不同剩余壁厚、不同內(nèi)壓和不同點蝕間距的管道剩余強度進行分析，發(fā)現(xiàn)管道剩余壁厚對點蝕之間的相互作用也有較大的影響[8]。研究人員提出了一些雙點蝕缺陷相互作用準則，但這些準則各不相同，大多為定性分析，甚至相互矛盾，其可靠性有待進一步研究，還無法上升為規(guī)范指導雙點蝕缺陷或點蝕群管道失效壓力的計算。

文獻[9]列舉了目前通用的管道缺陷評價方法，如：腐蝕缺陷評價規(guī)范DNV-RP-F101[10,11]、修正的B31G規(guī)范[12～14]和RSTRENG規(guī)范；溝槽缺陷評價方法NG-18方程[15]、BS7910[16]、API 579；裂紋評價方法BS 7910(或API 579)等大都是以均勻的具有規(guī)則長寬深的單腐蝕為研究對象，只有DNV RP-F101評價方法考慮了相鄰均勻腐蝕之間的相互作用，但得出的結(jié)果仍然非常保守，目前世界上還沒有一套適用點蝕缺陷油氣管道失效壓力的評價方法，更沒有適應雙點蝕缺陷或者點蝕群的油氣管道失效壓力計算方法。因此，繼續(xù)開展相鄰點蝕管道剩余強度評價工作顯得十分必要。

1 非線性有限元分析可靠性驗證

1.1失效準則

失效準則是評判失效的依據(jù)，它依失效模式而定，目前應用比較廣泛的有兩種：基于彈性失效的準則[17～19]，即腐蝕區(qū)的等效應力達到管材的屈服強度時，認為管道失效；基于塑性失效的準則[18，20]，即腐蝕區(qū)最小等效應力(筆者采用Von Mises等效應力)達到材料的抗拉強度σb時，管道發(fā)生失效。

油氣管道材料有較好的韌性，采用基于彈性失效的準則過于保守，因此采用基于塑性失效的準則。在三維主應力空間，Von Mises條件表示為：

(1)

式中σν——Von Mises等效應力，MPa；

[σ]——許用應力，MPa。

1.2非線性有限元分析實驗驗證

針對文獻[21]中群腐蝕實驗數(shù)據(jù)，用非線性有限元法預測失效壓力，計算結(jié)果與誤差見表1，從表1可以看出，計算誤差均較小，保持在4%以內(nèi)，絕大部分誤差保持在1%以內(nèi)，說明應用非線性有限元法研究群腐蝕管道失效壓力的計算方法是可行的。

表1 群腐蝕實驗數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)對比

2 研究管道基礎數(shù)據(jù)

X65鋼性能參數(shù)如下：

屈服強度σs450MPa

抗拉強度σb695MPa

彈性模量E206GPa

泊松比ν0.3

管道外直徑D355.6mm

管道壁厚t15.9mm

假設X65管線鋼的應力-應變關系符合冪硬化應力-應變法則，其表達式為：

(2)

ε0=σs/E

(3)

式中n——冪硬化指數(shù)；

α——硬化系數(shù)；

ε——不同內(nèi)壓荷載下的管道應變；

ε0——初始應變；

σ——不同內(nèi)壓荷載下的管道應力，MPa。

表2 管材X65的雙點蝕缺陷相互作用分析案例

(續(xù)表2)

3 計算結(jié)果分析

3.1相同半徑雙點蝕缺陷管道剩余強度分析

圖2～4表示點蝕半徑R1=R2=6.77mm，深度系數(shù)d1、d2分別為0.3、0.5、0.7時的雙點蝕缺陷管道等效應力云圖，圖中的數(shù)據(jù)源自表2中的21～30、51～90號數(shù)據(jù)。從圖中可以看出，隨著雙點蝕缺陷軸向間距的增加，雙點蝕缺陷之間的相互作用越來越弱，當軸向腐蝕間距l(xiāng)d>ls后，軸向腐蝕的相互影響已經(jīng)非常微弱，可以認為沒有影響；隨著點蝕深度系數(shù)的增加，雙點蝕缺陷相互作用，并且沒有在管道等效應力云圖上有明顯的體現(xiàn)。

圖2 d1=d2=0.3時雙點蝕缺陷管道等效應力云圖

圖3 d1=d2=0.5時雙點蝕缺陷管道等效應力云圖

圖4 d1=d2=0.7時雙點蝕缺陷管道等效應力云圖

圖5表示點蝕半徑R1=R2=6.77mm，深度系數(shù)d1、d2分別為0.3、0.5、0.7的雙點蝕缺陷管道等效應力隨軸向位置的變化，圖中的數(shù)據(jù)源自表2中的21～30、51～90號數(shù)據(jù)。從圖可以看出，隨著雙點蝕缺陷軸向間距的增加，管道失效時距點蝕遠端管壁外層節(jié)點等效應力明顯增加，但軸向間距增加到一定數(shù)值后，遠端管壁外層節(jié)點等效應力變化已經(jīng)不大，說明，隨著雙點蝕缺陷軸向間距的增加雙點蝕缺陷相互作用減弱；隨著點蝕深度系數(shù)的增加，遠端管壁外層節(jié)點等效應力不發(fā)生變化的點蝕間距越來越大，點蝕深度系數(shù)分別為0.3、0.5、0.7的管道管壁外層節(jié)點等效應力不發(fā)生變化的軸向間距分別為0.3ls、0.7ls、1.0ls。由文獻[22]可知，隨著點蝕軸向間距的增加，雙點蝕缺陷管道失效壓力增大，雙點蝕缺陷管道失效壓力不會大于相同尺寸的單點蝕管道失效壓力；當雙點蝕缺陷間距較小時，其失效壓力明顯小于點蝕半徑R=13.54mm(所研究雙點蝕缺陷半徑R1、R2的和)的單點蝕管道失效壓力，這主要是因為，半徑為6.77mm的雙點蝕缺陷軸向腐蝕坑剖面面積比kp和腐蝕坑形狀系數(shù)均大于點蝕半徑為13.54mm的單點蝕的[22]。

圖5 不同深度系數(shù)的雙點蝕缺陷管道等效應力隨軸向位置的變化

由上述分析可以看出，點蝕缺陷深度對雙點蝕缺陷相互作用區(qū)間有明顯的影響，隨著點蝕缺陷深度的增加，雙點蝕缺陷相互作用區(qū)間也增加。但當ld>ls后，雙點蝕缺陷之間的相互作用已經(jīng)不明顯，可以忽略。當雙點蝕缺陷軸向間距很近(一般是ld<0.1ls)時，雙點蝕缺陷管道失效壓力會明顯小于半徑為兩個點蝕缺陷半徑之和的單點蝕缺陷管道的失效壓力，因此為確保腐蝕管道評價的安全性，一般不將兩個或多個點蝕缺陷簡化成單點蝕缺陷管道進行評價。

圖6表示雙點蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距變化的曲線，圖8中的數(shù)據(jù)源自表2中的21～30、51～90號數(shù)據(jù)。從圖可以看出，當雙點蝕缺陷軸向間距較小時，雙點蝕缺陷相互作用明顯；當ld≥0.5ls后，雙點蝕缺陷相互作用已經(jīng)不明顯，但為了評價的安全性，可將0

圖6 相同半徑的雙點蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距系數(shù)的變化

3.2相同深度雙點蝕缺陷軸向間距管道剩余強度分析

圖7～9表示點蝕深度系數(shù)d1=d2=0.5，點蝕半徑R1、R2分別為2.82、6.77、18.05mm時的雙點蝕缺陷管道等效應力云圖，圖中的數(shù)據(jù)源自表2中的1～50號數(shù)據(jù)。從圖中可以看出，隨著雙點蝕缺陷軸向間距的增加，雙點蝕缺陷之間的相互作用越來越弱，當軸向腐蝕間距l(xiāng)d>ls后，軸向腐蝕相互影響已經(jīng)非常微弱，可認為沒有影響；隨著點蝕半徑的增加，雙點蝕缺陷相互作用的軸向臨界間距逐漸增大，但均沒有超過ls，因此為了評價結(jié)果的安全性可將ls看作雙點蝕缺陷相互作用的臨界間距。

圖7 R1=R2=2.82mm時雙點蝕缺陷管道等效應力云圖

圖8 R1=R2=6.77mm時雙點蝕缺陷管道等效應力云圖

圖9 R1=R2=18.05mm時雙點蝕缺陷管道等效應力云圖

圖10表示點蝕深度系數(shù)d1=d2=0.5，點蝕半徑R1、R2分別為2.82、6.77、18.05mm時的雙點蝕缺陷管道等效應力隨軸向位置和內(nèi)壓荷載的變化，圖中的數(shù)據(jù)源自表2中的1～50號數(shù)據(jù)。與相同半徑雙點蝕缺陷管道剩余強度分析一樣，從圖12a～14a可以看出，隨著雙點蝕缺陷軸向間距的增加雙點蝕缺陷相互作用減弱；隨著點蝕半徑的增加，遠端管壁外層節(jié)點等效應力不發(fā)生變化的點蝕間距越來越小，點蝕半徑分別為2.82、6.77、18.05mm的管道管壁外層節(jié)點等效應力不發(fā)生變化的軸向間距分別為1.0ls、0.7ls、0.5ls。

圖10 不同點蝕半徑的雙點蝕缺陷管道等效應力隨軸向位置的變化

圖11中的數(shù)據(jù)源自表2中的1～50號數(shù)據(jù)。圖中所示相同深度的雙點蝕缺陷失效壓力隨軸向間距系數(shù)的變化曲線趨勢與圖6中的曲線趨勢相同。因此，0

圖11 相同深度的雙點蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距系數(shù)的變化

4 結(jié)論

4.1采用基于塑性失效的準則的三維非線性有限元法研究雙點蝕缺陷管道剩余強度，可以得到可靠、準確的研究結(jié)果。

4.2當雙點蝕缺陷軸向間距很近時，雙點蝕缺陷管道失效壓力會明顯小于半徑為兩個點蝕缺陷半徑之和的單點蝕缺陷管道的失效壓力，因此為確保腐蝕管道評價的安全性，一般不將兩個或多個點蝕缺陷簡化成單點蝕缺陷管道進行評價；0

4.3點蝕半徑對雙點蝕缺陷相互作用區(qū)間的影響要大于點蝕深度，隨著點蝕半徑的增加，雙點蝕缺陷相互作用區(qū)間增加的更快，但當ld>ls后，雙點蝕缺陷之間的相互作用仍可以忽略。

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ResidualStrengthAnalysisofCorrodedPipelinewithDoublePittingCorrosionDefect

CUI Ming-wei1, FENG Zi-yan1,YOU Yang1, CAO Xue-wen2

(1.ResearchInstituteofShaanxiYanchangPetroleum(Group)CompanyLimited,Xi’an710075,China;2.CollegeofPipelineandCivilEngineering,ChinaUniversityofPetroleum,Qingdao266580,China)

The evaluation specifications for pipelines with double corrosion defect take axial uniform corrosion as the research object, and its evaluation results are partially conservative which resulting in waste of pipes. The nonlinear finite element analysis method was adopted to analyze residual strength of the reciprocally-influenced pipeline with double pitting defect and then the reliability of this analysis method was verified. Analyzing the axial space’s impact on the failure pressure of the pipeline with defects of the same size shows that, when the double axial space of the pitting corrosion defect becomes very close, the failure pressure of the pipeline with defect becomes significantly less than that of the pipeline with single pitting corrosion defect whose radius is the sum of radius of the double pitting corrosion defect; and 0

pipeline,double pitting corrosion defect, residual strength, nonlinear finite element method

*國家自然科學基金項目(51006123)。

**崔銘偉，男，1983年8月生，工程師。陜西省西安市，710075。

TQ055.8+1

A

0254-6094(2016)03-0365-08

2014-09-17，

2016-05-20)