陳嚴(yán)飛 ，董紹華 ，敖 川 ，婁方宇 ，張 宏 ，李 昕 ，周 晶

（1.中國石油大學(xué)（北京）油氣管道輸送安全國家工程實驗室/城市油氣輸配技術(shù)北京市重點實驗室，北京 102249；2.大連理工大學(xué) 海岸和近海工程國家重點實驗室，遼寧 大連116024）

0 引 言

近年來高強(qiáng)鋼在國內(nèi)外油氣管道建設(shè)中得到了大量應(yīng)用，部分高強(qiáng)鋼油氣管道已逐漸進(jìn)入中后期使用階段，其損壞率會逐年增大，管道出現(xiàn)泄漏事故的概率也會逐漸增多。腐蝕是引起油氣管道破壞的主要原因之一[1]，油氣管道發(fā)生腐蝕后，引起管壁局部變薄，使管道強(qiáng)度降低并產(chǎn)生應(yīng)力集中，嚴(yán)重時造成管壁穿孔或破壞等泄漏事故，導(dǎo)致高強(qiáng)鋼油氣管道不能正常輸送，更嚴(yán)重的還會導(dǎo)致環(huán)境的污染。管道腐蝕過程是復(fù)雜的隨機(jī)過程，腐蝕缺陷在管道上的位置分布具有一定的隨機(jī)性，往往表現(xiàn)為由多個腐蝕缺陷組成的腐蝕群，如圖1 所示[2]。

圖1 群腐蝕管道示意圖Fig.1 Schemetic of pipeline with corrosion clusters

近年來，國內(nèi)外針對腐蝕管道的剩余強(qiáng)度分析開展了大量的研究工作[3-9]，其中部分研究專門針對含有腐蝕缺陷高強(qiáng)鋼油氣管道[10-11]，但大多研究建立在單腐蝕缺陷形式假設(shè)的基礎(chǔ)上。目前工程中使用較多的ASME-B31G[12]規(guī)范沒有給出群腐蝕管道失效壓力的計算方法，其忽略腐蝕缺陷之間的未腐蝕區(qū)域，直接使用單腐蝕缺陷管道極限荷載方法進(jìn)行計算，該方法結(jié)果往往偏于保守。DNV-RP-F101[13]規(guī)范給出了群腐蝕管道失效壓力的計算方法，該方法對群腐蝕區(qū)域進(jìn)行軸向投影，考慮區(qū)域中軸向未腐蝕部分的影響，但是由于其只在軸向投影，未考慮群腐蝕區(qū)域中環(huán)向未腐蝕部分的貢獻(xiàn)，計算結(jié)果往往也偏于保守。而且ASME-B31G和DNV-RP-F101都是基于中低強(qiáng)度鋼的試驗和數(shù)據(jù)仿真得到的，對高強(qiáng)鋼管道的適用性有待驗證。

本文采用非線性有限元，對單腐蝕管道進(jìn)行了極限荷載分析，回歸了單腐蝕高強(qiáng)鋼管道極限荷載計算公式?？紤]腐蝕軸向和環(huán)向未腐蝕區(qū)域的影響，給出了群腐蝕管道極限荷載計算方法，并與實驗結(jié)果進(jìn)行對比分析，計算結(jié)果表明本文給出的群腐蝕缺陷高強(qiáng)鋼管道失效壓力計算方法與實驗值吻合更好。

1 單腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力

以某油田的高強(qiáng)鋼油氣管道為研究背景，管材為X70和X80，管徑D為914 mm和1 219 mm，壁厚t為15.8 mm和18.4 mm。由于荷載和結(jié)構(gòu)的對稱性，建立1/4管道有限元模型，約束采用對稱約束，邊界面上的節(jié)點采用約束方程進(jìn)行位移約束，建立的單腐蝕高強(qiáng)鋼油氣管道有限元模型如圖2所示，有限元模型中采用無量綱腐蝕深度d/t為：0.2，0.4，0.6，0.8，其中 d 為腐蝕深度；無量綱腐蝕長度 L/為：1，2，3，4，5，6，7，8，9，10，其中 L 為腐蝕長度；無量綱腐蝕寬度 W/πR 為：0.2，0.3，0.4，0.5，0.6，0.7，0.8，1.0，其中 W為腐蝕寬度，R為管道半徑。

考慮腐蝕深度、長度、寬度和管材的影響，根據(jù)有限元計算結(jié)果回歸單腐蝕管道的失效壓力計算公式，其中pc為管道失效內(nèi)壓，σu為管材極限抗拉強(qiáng)度。

對于W/πR≤0.3，腐蝕寬度對管道失效壓力的影響較大，此時：

圖2 單腐蝕管道有限元模型Fig.2 Finite element model of pipeline with single corrosion defects

C3，C4，C5同上。

對于W/πR＞0.3，腐蝕寬度對管道失效壓力的影響較小，此時：

為了驗證回歸公式的合理性，采用巴西PETROBRAS研究所單腐蝕管道失效壓力實驗數(shù)據(jù)來驗證回歸公式的合理性，實驗管道相關(guān)參數(shù)和結(jié)果如表1所示[11]。

表1 單腐蝕管道參數(shù)和實驗結(jié)果Tab.1 Parameters of pipe specimens with single corrosion defects

續(xù)表1

本文中給出的單腐蝕管道失效壓力計算公式不但考慮了腐蝕深度和腐蝕長度的影響，還考慮了腐蝕寬度的影響。采用回歸公式計算單腐蝕管道失效壓力與PETROBRAS研究所實驗數(shù)據(jù)和規(guī)范結(jié)果進(jìn)行對比，對比結(jié)果如圖3所示，其中pc為回歸公式計算結(jié)果，pm為實驗結(jié)果。從圖3中可以看出，回歸公式中考慮了腐蝕寬度的影響，計算結(jié)果與實驗結(jié)果吻合更好，誤差要小于ASME-B31G和DNV-RP-F101。

圖3 單腐蝕管道失效壓力實驗結(jié)果與計算結(jié)果對比圖Fig.3 Comparison of measured and predicted failure pressure for pipeline with single corrosion defect

2 群腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計算方法

群腐蝕由多個單腐蝕組成，各單腐蝕之間會發(fā)生相互作用，計算群腐蝕管道失效壓力需要考慮各單腐蝕之間的未腐蝕區(qū)域?qū)艿朗毫Φ挠绊?，基于上文提出的單腐蝕管道失效壓力計算方法，考慮軸向和環(huán)向未腐蝕區(qū)域的影響，給出了群腐蝕管道失效壓力計算流程如下：

第一步：將腐蝕群中的每個腐蝕進(jìn)行編號k=1，2，…N，并確定每個腐蝕的深度dk、長度Lk和寬度Wk，并確定與相鄰腐蝕之間的軸向間距SLk和環(huán)向間距SCk，初始化使得n=0。

第二步：n=n+1，m=n采用單腐蝕管道失效壓力回歸計算公式計算第i個腐蝕對應(yīng)的管道失效壓力Pi。

第三步：m=m+1，對n到m的腐蝕缺陷進(jìn)行軸向和環(huán)向投影，考慮所有可能的腐蝕缺陷組合工況。

第四步：對有可能發(fā)生相互作用的腐蝕組合計算等效長度、等效寬度和等效深度，分別為：

①n到m腐蝕形成的等效長度為

②n到m腐蝕形成的等效寬度為

③n到m腐蝕形成的等效深度為

第五步：使用上面得到的等效長度、寬度和深度，采用單腐蝕管道失效壓力回歸公式計算n到m的腐蝕管道的失效壓力Pnm。

第六步：循環(huán)計算3～6步，直至m=N。

第七步：循環(huán)計算2～6步，直至n=N。

第八步：計算得到所有組合情況下，管道失效壓力的最小值PC=min（ p1，p2，…，pN，…，Pnm），（n＝1，2，…N；m=n，… N ），即為群腐蝕管道的失效壓力。

3 群腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計算方法實驗驗證

巴西石油公司下屬的研究機(jī)構(gòu)PETROBRAS近年來進(jìn)行了一系列的群腐蝕高強(qiáng)鋼管道爆破實驗研究，本論文采用爆破試驗的結(jié)果來進(jìn)行驗證[12]。PETROBRAS試驗中采用的群腐蝕工況和詳細(xì)參數(shù)見表2，其中IDTS-6和IDTS-7兩個工況的管徑為458.8 mm，壁厚為8.1 mm，管材為X80，屈服強(qiáng)度為601 MPa，管材的極限抗拉強(qiáng)度為684 MPa。IDTS-9、IDTS-10、IDTS-11和IDTS-12四個工況的管徑為459.4 mm，壁厚為8.0 mm，管材為X80，管材的屈服強(qiáng)度為589 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為731 MPa。

表2 PETROBRAS群腐蝕爆破實驗參數(shù)和結(jié)果Tab.2 Parameters for pipeline specimens with corrosion clusters of PETROBRAS

采用本文給出的群腐蝕管道失效壓力計算方法來對試驗結(jié)果進(jìn)行預(yù)測，并與ASME-B31G和DNV-RP-F101的計算結(jié)果進(jìn)行對比，如圖4所示。從圖中可以看出，本文給出的群腐蝕管道失效壓力計算方法計算值與實驗結(jié)果吻合最好，ASMEB31G規(guī)范和DNV-RP-F101規(guī)范結(jié)果都偏于保守，ASME-B31G規(guī)范計算結(jié)果最為保守，DNV-RP-F101規(guī)范計算結(jié)果好于ASME-B31G，但也偏于保守。針對以上6組工況，分別建立有限元模型，計算失效壓力，由圖4可以看出有限元計算結(jié)果與本文給出的群腐蝕管道失效壓力計算方法的計算值吻合很好，并且與實驗值吻合較好。

圖4 群管道失效壓力實驗結(jié)果與計算結(jié)果對比圖Fig.4 Comparison of measured and predicted failure pressure

表3 失效壓力誤差對比表（%）Tab.3 Error of predicted ultimate failure pressure(%)

表3列出了各計算方法得到的群腐蝕管道極限內(nèi)壓載荷與實驗值實測值的誤差。從表中可以得到，本文給出的計算方法得到的預(yù)測值和實測值吻合最好，最大誤差僅為6.21%。規(guī)范ASME-B31G給出的方法沒有考慮群腐蝕間未腐蝕區(qū)域?qū)κ毫Φ呢暙I(xiàn)，預(yù)測結(jié)果偏于保守，其中工況IDTS-12誤差達(dá)到了40%。規(guī)范DNV-RP-F101給出的方法雖然考慮了群腐蝕間軸向未腐蝕區(qū)域的影響，但沒有考慮環(huán)向未腐蝕區(qū)域?qū)κ毫Φ呢暙I(xiàn)，計算結(jié)果雖然好于ASME-B31G，但是仍然偏于保守。本文給出的方法考慮了群腐蝕間軸向和環(huán)向未腐蝕區(qū)域的影響，計算得值與實測值吻合最好。

4 結(jié) 論

本文基于非線性有限元分析，回歸出了單腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計算公式，給出了群腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計算方法，得出如下結(jié)論：

（1）單腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力回歸計算公式考慮了腐蝕寬度的影響，計算結(jié)果更為準(zhǔn)則。

（2）群腐蝕高強(qiáng)鋼管道中各腐蝕缺陷之間會發(fā)生相互作用，從而影響管道的失效壓力。

（3）群腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計算方法考慮了腐蝕缺陷間軸向未腐蝕區(qū)域和環(huán)向未腐蝕對管道失效壓力的貢獻(xiàn)。

（4）對比現(xiàn)有規(guī)范，本文給出的群腐蝕高強(qiáng)鋼管道失效壓力計算方法預(yù)測值與實驗結(jié)果吻合更好，計算結(jié)果更為準(zhǔn)則，為復(fù)雜腐蝕缺陷高強(qiáng)鋼管道剩余強(qiáng)度評估提供了參考。

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