封子艷南蓓蓓楊志剛崔銘偉曹學文

（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））

不同尺寸雙腐蝕缺陷管道剩余強度研究＊

封子艷1南蓓蓓1楊志剛1崔銘偉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））

利用非線性有限元分析方法，對含有不同尺寸的雙腐蝕缺陷管道剩余強度進行分析，與實驗結果進行對比，驗證了非線性有限元法的可靠性。在此基礎上，分別研究了軸向間距對不同長度、不同深度雙腐蝕缺陷管道剩余強度的影響，計算結果表明：當雙腐蝕缺陷軸向間距很小時，不同長度雙腐蝕缺陷之間存在完全相互作用，而不同深度雙腐蝕缺陷之間不存在完全相互作用；隨著雙腐蝕缺陷軸向間距系數的增加，不同長度和深度雙腐蝕缺陷管道失效壓力均呈現明顯的對數函數變化形式；當雙腐蝕軸向間距系數大于2.5ls后，不同長度和深度雙腐蝕相互作用現象均消失。

雙腐蝕缺陷；軸向間距；交互影響；剩余強度；非線性有限元法

0 引 言

由于腐蝕缺陷造成油氣管道強度失效將引起油氣泄漏，泄漏的油氣揮發(fā)擴散、燃燒將引發(fā)一系列環(huán)境污染問題，其污染范圍廣、危害程度大，是油氣田環(huán)境保護工作中迫切需要解決的問題，一直受到高度重視。

油氣管道泄漏會嚴重破壞陸地生態(tài)環(huán)境系統或海洋生態(tài)環(huán)境系統。陸上油氣泄漏會影響土壤中微生物的生存，破壞土壤結構，改變地表生態(tài)，導致農作物減產或死亡，受污染地區(qū)甚至可能在幾十年甚至上百年的時間內寸草不生。海底油氣管道泄漏會影響海洋底棲生態(tài)系統，導致海洋中大量藻類和微生物死亡，厭氧生物大量繁衍，進而導致海洋生態(tài)系統的失衡；更嚴重的是泄漏油氣形成油膜，影響了海洋對大氣中二氧化碳等溫室氣體的吸收，使溫室氣體增多，嚴重影響陸上生態(tài)環(huán)境。因此，研究評價腐蝕缺陷管道剩余強度的方法，不僅有助于掌控油氣管道安全運行，更有助于油氣管道周圍環(huán)境的保護。

1 腐蝕缺陷管道研究進展

油氣管道中的腐蝕缺陷大都由多個腐蝕缺陷組成，多個獨立腐蝕缺陷構成群腐蝕缺陷，群腐蝕缺陷中各個腐蝕缺陷之間、群腐蝕缺陷與群腐蝕缺陷之間，均會發(fā)生相互作用，從而影響腐蝕缺陷管道的破壞模式和極限內壓荷載。當前主要腐蝕缺陷評價規(guī)范ASME-B31G（修訂版）［1］、BS7910［2］、DNVRPF101［3］和PCORRC［4］方法等，大都以單腐蝕缺陷管道為研究對象，僅DNVRP-F101評價方法考慮了相鄰腐蝕缺陷之間的相互作用，但得出的結果也非常保守。O’Grady等［5-6］于1992年提出了多點腐蝕缺陷管道相互作用準則。2001年，Bjsrney等［7-8］首次研究了雙點腐蝕缺陷之間的相互作用機理，并提出相互作用準則。從20世紀90年代中期開始，隨著計算機技術的發(fā)展和有限元理論的不斷成熟，以Benjamin和Andrade［9-12］、Silva［13］、Fu［14］、Batte［15］、Klever［16］以及西方的一些科研單位［17-21］為代表的科研人員紛紛開展了以有限元模擬為主試驗為輔的腐蝕缺陷管道研究，證明了有限元理論的可靠性。研究采用三維非線性有限元方法，建立不同尺寸交互影響雙腐蝕缺陷管道失效的數值模型，研究軸向間距對不同長度、不同深度雙腐蝕缺陷管道剩余強度的影響，為進一步提出雙腐蝕缺陷管道交互影響準則建立基礎。2006年和2007年，Benjamin和Andrade等［9-11］對多點群腐蝕缺陷管道開展一系列的爆破實驗和非線性有限元分析表明：如果根據現有規(guī)范ASME-B31G和改進的B31G等不考慮腐蝕缺陷損傷之間的相互作評估，會導致計算結果過于保守。2007年，Silva等［12-13］結合人工神經網絡，采用非線性有限元方法研究了腐蝕缺陷之間的相互作用規(guī)律，結果表明該方法可以很好預測多點腐蝕缺陷管道的極限內壓荷載。董事爾等［22］于2005年采用非線性有限元法，發(fā)現管道剩余壁厚對點蝕之間的相互作用也有較大的影響。研究人員提出了一些雙腐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，因此，繼續(xù)開展相鄰腐蝕缺陷管道剩余強度評價工作顯得十分必要。

2 非線性有限元分析方法

2.1 失效準則

失效準則是評判失效的依據，目前應用較廣泛的有兩種準則［23-26］：①基于彈性失效的準則，即腐蝕區(qū)的等效應力達到管材的屈服強度時，管道發(fā)生失效。②基于塑性失效的準則，即腐蝕區(qū)最小等效應力（采用VonMises等效應力）達到管材的抗拉強度時，管道發(fā)生失效。

油氣管道管材有較好的韌性，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，VonMises條件表示為：式中，σv為VonMises等效應力，MPa；［σ］為許用應力，MPa。

2.2 模型結構及邊界條件

圖1表示網格密度對模型失效壓力的影響，從圖1中可看出，采用1層模型對管道失效壓力的計算會產生影響，當網格層數達到4層以后，網格層數不對模擬結果產生影響，因此，采用4層網格研究雙腐蝕缺陷（雙腐蝕缺陷指管道中存在兩個腐蝕缺陷，且這兩個腐蝕缺陷是軸向均勻腐蝕）管道的剩余強度。

圖1 網格密度對模型失效壓力的影響

圖2顯示了一組非軸對稱模型管道外層節(jié)點等效應力隨軸向位置的變化。從圖2可看出，管道外層節(jié)點等效應力隨軸向位置距離腐蝕越來越遠而趨于穩(wěn)定，說明當模型長度達到1600mm之后，模型軸向長度已不會對非線性有限元的仿真結果產生影響，因此選擇1600mm軸向長度模型進行仿真研究。

圖2 長度對模型失效壓力的影響

2.3 實驗驗證

針對文獻［27］中群腐蝕缺陷實驗數據，用非線性有限元法預測失效壓力，計算結果與誤差如表1所示。從表1可看出，計算誤差均在4%以內，絕大部分誤差保持在1%以內，說明應用非線性有限元法研究群腐蝕缺陷管道失效壓力的計算方法是可行的。

表1 群腐蝕缺陷實驗數據與模擬數據對比

3 管道基礎數據

研究以X65管線鋼管道為研究對象，其性能參數如表2所示。

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：式中，ε0=σs／E；ε為不同內壓荷載下的管道應變；ε0為初始應變；σ為不同內壓荷載下的管道應力，MPa；σs為屈服強度，MPa；E為彈性模量，MPa；α為硬化系數；n為冪硬化指數。

表2 X65管線鋼性能參數

式中，D為管道外徑，mm；t為管壁厚度，mm。

4 計算結果分析

4.1 不同長度雙腐蝕缺陷管道剩余強度分析

圖3和圖4表示腐蝕缺陷長度分別為35.56mm和106.68mm的雙腐蝕缺陷管道等效應力隨軸向位置和內壓荷載的變化，研究分別選擇具有代表性的短腐蝕缺陷（腐蝕缺陷長度和寬度一致）35.56mm和長腐蝕缺陷106.68mm（DNV規(guī)范中超過1.5lS，即106.68mm，腐蝕缺陷長度對腐蝕管道失效壓力的影響已經較?。┳鳛殡p腐蝕缺陷。l表示兩個不同長度腐蝕缺陷之間的軸向間距。從圖3可看出，短腐蝕缺陷附近管道外層節(jié)點等效應力的變化完全落后于長腐蝕缺陷附近管道外層節(jié)點等效應力的變化，這樣雙腐蝕缺陷相互作用會因為短腐蝕缺陷沒有完全發(fā)展，而導致相互作用減弱。從圖4可看出，腐蝕缺陷長度分別為35.56mm和106.68mm的雙腐蝕缺陷相互作用臨界點為2lS，即雙腐蝕缺陷軸向間距大于2lS之后，腐蝕缺陷長度分別為35.56mm和106.68mm的雙腐蝕管道失效壓力與腐蝕缺陷長度為106.68mm的單腐蝕管道失效壓力一樣，相當于腐蝕缺陷長度分別為35.56mm和106.68mm的腐蝕缺陷之間不發(fā)生相互作用。

圖3 管道等效應力隨軸向位置的變化

圖4 管道等效應力隨內壓荷載的變化

當雙腐蝕軸向間距小于0.1lS時，雙腐蝕管道等效應力變化曲線幾乎與長度為142.24mm的單腐蝕管道（即長度為兩個單腐蝕缺陷35.56mm與106.68mm之和）等效應力變化曲線重合，本文稱這種雙腐蝕相互作用為完全相互作用，即雙腐蝕相互作用所能達到的最大值，完全相互作用導致的管道失效壓力不會超過、最多只能等于腐蝕長度為雙腐蝕長度之和的單腐蝕管道失效壓力。DNV和其他研究人員的研究結果的保守性可能源于此，即相互作用腐蝕長度不應包括雙腐蝕之間的未腐蝕區(qū)域；當雙腐蝕軸向間距大于完全相互作用臨界點、小于2lS時，雙腐蝕管道等效應力變化曲線位于長腐蝕長度管道和長度為兩個單腐蝕缺陷之和的單腐蝕管道等效應力變化曲線之間。

不同長度雙腐蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距系數的變化如圖5所示。軸向間距系數表示ld（軸向間距）與lS的比值，人為定義“-1”為雙腐蝕缺陷完全相互作用位置，從圖5可看出，當不同長度雙腐蝕缺陷軸向間距很小時（圖5所示為0.0075），不同長度雙腐蝕缺陷之間存在完全相互作用，隨著不同長度雙腐蝕缺陷軸向間距系數的增加，腐蝕管道失效壓力呈對數函數變化形式。

4.2 不同深度雙腐蝕缺陷管道剩余強度分析

圖6和圖7表示腐蝕缺陷深度系數分別為0.35，0.65的雙腐蝕缺陷管道等效應力隨軸向位置和內壓荷載的變化。研究分別選擇具有代表性的淺腐蝕缺陷和深腐蝕缺陷（DNV規(guī)范中規(guī)定，缺陷深度超過0.8倍的壁厚，管道需要檢修）作為雙腐蝕缺陷。l表示兩個不同深度腐蝕缺陷之間的軸向間距。從圖6可看出，淺腐蝕缺陷附近管道外層節(jié)點等效應力的變化完全落后于深腐蝕缺陷附近管道外層節(jié)點等效應力的變化，這樣雙腐蝕缺陷相互作用會因為短腐蝕缺陷沒有完全發(fā)展，而導致相互作用減弱，另外當腐蝕缺陷間距達到2.5lS后，雙腐蝕缺陷之間出現明顯的低等效應力區(qū)，說明當腐蝕缺陷間距達到2.5lS后，雙腐蝕相互作用已經不明顯。從圖7也可看出，腐蝕缺陷深度系數分別為0.35，0.65的雙腐蝕缺陷相互作用臨界點為2.5lS。

圖5 不同長度雙腐蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距系數的變化

圖6 管道等效應力隨軸向位置的變化

圖7 管道等效應力隨內壓荷載的變化

不同深度雙腐蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距的變化如圖8所示。從圖8可看出，不同深度雙腐蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距系數的變化曲線與不同長度雙腐蝕缺陷管道失效壓力變化曲線有一定區(qū)別，主要表現在軸向間距系數較小時，其失效壓力與雙腐蝕缺陷完全相互作用失效壓力相差較大，說明不同深度雙腐蝕缺陷之間不存在完全相互作用，但是隨著軸向間距系數的增加，雙腐蝕管道失效壓力仍然呈現明顯的對數函數變化形式。

圖8 不同深度雙腐蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距系數的變化

5 結 論

采用基于塑性失效的準則的三維非線性有限元法研究雙腐蝕缺陷管道剩余強度，可以得到可靠準確的研究結果。

當雙腐蝕軸向間距很小時，不同長度雙腐蝕缺陷之間存在完全相互作用；隨著不同長度雙腐蝕缺陷軸向間距系數的增加，雙腐蝕管道失效壓力呈現明顯的對數函數變化形式；當不同長度雙腐蝕軸向間距系數大于2lS后，雙腐蝕相互作用現象消失。

不同深度雙腐蝕缺陷相互作用規(guī)律與不同長度雙腐蝕缺陷有所不同，主要表現在：①不同深度雙腐蝕缺陷之間不存在完全相互作用；②不同深度雙腐蝕相互作用現象消失時的軸向間距系數要稍大一些，達到2.5lS。但隨著雙腐蝕缺陷軸向間距系數的增加，不同深度雙腐蝕管道失效壓力仍然呈現明顯的對數函數變化形式。

［1］ 美國機械工程師協會.ASME B31G—1991 Manual for Determining the Remaining Strength of Corroded Pipeline[S].

［2］ 英國國家標準協會.BS 7910—2005 Guide to Methods for Assessing the Accept-ability of Flaws in MetallicStructures[S].

［3］ 挪威船級社.DNV RP—F101 Corroded Pipelines[S].

［4］ Stephens D R,Leis B N,Kurre M D,et al.Development of Alternative Criterion for Residual Strength of Corrosion Defects in Moderate to High Toughness Pipe[R]. Catalog No.L51794e,1999.

［5］ O'Grady T J,Hisey D T,Kiefner J F.A Systematic Method for the Evaluation of Corroded Pipelines[J]. Pipeline Engineering,ASME,1992(46):27-35.

［6］ O'Grady T J,Hisey D T,Kiefner J F.Method for Evaluation Corroded Pipe Addresses Variety of Patterns[J].Oil and Gas Journal,1990,90(41):77-82.

［7］ Bjsrney O H,Marley M J.Assessment of Corroded Pipelines:Past,Present and Future[C]//International Offshore and Polar Engineering Conference,ISOPE,Stavanger:2001:93-100.

［8］ Bjsrney O H,Sigurdsson G,Marley M J.Background and Development of DNV-RP-F101“Corroded Pipeline”[C]//International Offshore and Polar Engineering Conference,ISOPE,Stavanger:2001:102-109.

［9］ Benjamin A C,Cunha D J S.New Method for Prediction of the Failure Pressure of Interacting Corrosion Defect [C]//International Offshore and Polar Engineering Conference,ISOPE,Lisbon:2007(2):3456-3465.

［10］Benjamin A C,Andrade E Q,Jacob B P,et al.Failure Behavior of Colonies of Corrosion Defects Composed of Symmetrically Arranged Defects[C]//International Pipeline Conference,ASME,Calgary:2006:793-799.

［11］Benjamin A C,Freire J L F,Vieira R D.Burst Test on Pipeline Containing Closely Spaced Corrosion Defects [C]//International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering,OMAE,Hamburg:2006:103-116.

［12］Benjamin A C,Freire J L F,Vieira R D.Part 6:Analysis of Pipeline Containing Interacting Corrosion Defects[J]. Experimental Techniques,2007,31(3):74-82.

［13］Silva R C C,Guerreiro J N C,Loula A F D.A Study of Pipe Interacting Corrosion Defects Using the FEM and Neutral Networks[J].Advanced in Engineering Material,2007(38):868-875.

［14］Fu B,Kirkwood M G.Prediction Failure Pressure of Internally Corroded Line Pipe Using the Finite Element Method[C]//International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering,Copenhagen:1995.

［15］Batte A D,Fu B,Kirkwood M G,et al.New Methods for Determining the Remaining Strength of Corroded Pipeline[C]//International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering,Yokohama:1997.

［16］Klever F J,Palmer A C,Kyriakides S.Limit State Design of High Temperature Pipeline[C]//International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, Houston:1994.

［17］Chouchaoui B A.Evaluation the Remaining Strength of Corroded Pipelines[D].Waterloo:University of Waterloo,1993.

［18］Cronin D S.Assessment of corrosion damage in pipelines [D].Warterloo:University of Warterloo,2000.

［19］Cronin D S,Roy J,Pick R J.Prediction of the Failure Pressure for Complex Corrosion Defects[J].International Journal of Pressure Vessels and Piping,2002(79): 279-287.

［20］Chouchaoui B A,Pick R J.A Three Level Assessment of the Residual Strength of Corroded Line Pipe[C]//International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering,Houston:1994.

［21］Stephens D R,Leis B N.Development of an Alternative Criterion for Residual Strength of Corrosion Defects in Moderate-to-high-toughness Pipe[C]//Proceedings of International Pipeline Conference,Calgary:2000.

［22］董事爾,何東升,張鵬,等.雙點腐蝕缺陷管道的彈塑性有限元分析[J].機械,2005,32(9):20-22.

［23］李增亮,陳猛.外腐蝕缺陷管道剩余強度及剩余壽命的有限元分析[J].潤滑與密封,2010,35(10):86-89.

［24］Cronin D S,Andrew R K,Pick R J.Assessm ent of Long Corrosion Grooves in Line Pipe[C]//Proceedings of the 1st International Pipeline Conference,Calgary:1996.

［25］帥健,張春娥,陳福來.非線性有限元法用于腐蝕缺陷管道失效壓力預測[J].石油學報,2008,29(6):933-937.

［26］趙新偉,羅金恒,鄭茂盛,等.彌散型腐蝕缺陷損傷管道剩余壽命預測方法[J].石油學報,2006,27(1):119-123.

［27］Freire J L F,Vieira R D,Benjamin A C,et al.Part 6:A-nalysis of Pipeline Containing Interacting Corrosion Defects[J].Experimental Techniques,2007(31):74-82.

10.3969／j.issn.1005-3158.2015.03.002

：1005-3158（2015）03-0004-05

2014-08-19）

（編輯 石津銘）

國家自然科學基金項目（No.51006123）“音速噴嘴中氣液兩相流臨界分配特性及相分離控制理論”。

封子艷，2013年畢業(yè)于中國石油大學（華東）化學工程與工藝專業(yè)，博士，現在陜西延長石油（集團）有限責任公司研究院從事油氣田化學研究工作。

通信地址：陜西省西安市科技二路75號陜西延長石油（集團）有限責任公司研究院，710075