潘興隆，張魯君，賀 國(guó)，張 攀

（1.海軍工程大學(xué)動(dòng)力工程學(xué)院，武漢430033；2.91878部隊(duì)，廣東湛江524300）

0 引 言

艦船海水管路內(nèi)壁與海水直接接觸，長(zhǎng)期經(jīng)受海水的侵蝕，管道內(nèi)壁會(huì)形成體積型腐蝕缺陷。腐蝕會(huì)導(dǎo)致海水管路強(qiáng)度的降低，使管路在管內(nèi)海水壓力作用下存在破裂的風(fēng)險(xiǎn)，威脅艦船航行安全。因此，為了保證艦船海水管路可靠工作及維修工作合理開(kāi)展，需要對(duì)內(nèi)腐蝕管路的剩余強(qiáng)度進(jìn)行預(yù)測(cè)[1]。

根據(jù)公開(kāi)文獻(xiàn)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)腐蝕管路剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法的研究都集中于工業(yè)油氣管道方面，對(duì)腐蝕后艦船海水管路的剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法鮮有研究。1969年Folias[2-3]在研究裂紋對(duì)球形壓力容器和平板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響中，討論了一種評(píng)估含復(fù)雜幾何缺陷殼體應(yīng)力強(qiáng)度因子的方法，提出了非穿透性裂紋缺陷的表面影響因子。20 世紀(jì)70 年代初，美國(guó)Battelle 研究所的Kiefner 和Maxey[4]等基于斷裂力學(xué)和管道靜水壓爆破試驗(yàn)，修正了非穿透性裂紋缺陷的表面影響因子并提出了含腐蝕缺陷管道極限內(nèi)壓載荷計(jì)算式NG-18，該式奠定了腐蝕管道剩余強(qiáng)度研究的基礎(chǔ)。目前，常用的腐蝕管道剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法，如ASME B31G 準(zhǔn)則[5]、DNV-RP-F101 準(zhǔn)則[6]、PCORRC 方法[7]等，都是基于NG-18 計(jì)算式得出的。

海水管路相比于油氣管路，管路材質(zhì)不同，工作環(huán)境更加惡劣：船艙內(nèi)高溫、高鹽、濕度大且存在沖擊振動(dòng)，管內(nèi)腐蝕更劇烈等等。開(kāi)展艦船海水管路剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)研究工作，可為海水管路腐蝕后的耐壓評(píng)價(jià)提供技術(shù)方法，使檢修人員及時(shí)、準(zhǔn)確地了解受腐蝕海水管路的工作狀態(tài)，視情采取針對(duì)性措施，避免管路在高壓下泄漏或破裂。為了解決這一問(wèn)題，本文采用理論分析與試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法，基于艦船海水管路塑性失效準(zhǔn)則和DNV-RP-F101標(biāo)準(zhǔn)建立了艦船受腐蝕薄壁海水管路剩余強(qiáng)度預(yù)測(cè)模型，并進(jìn)行靜水壓爆破試驗(yàn)驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。

1 常用的管道失效判據(jù)及腐蝕油氣管道剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法

1.1 基于應(yīng)力的管道失效判據(jù)

管道的極限狀態(tài)由外載荷引起。在外力的作用下，管壁產(chǎn)生應(yīng)力和應(yīng)變，當(dāng)應(yīng)力或者應(yīng)變達(dá)到某一臨界值，管道發(fā)生失效。根據(jù)取應(yīng)力還是取應(yīng)變作為判斷指標(biāo)，有基于應(yīng)力的失效判據(jù)和基于應(yīng)變的失效判據(jù)[8]?；趹?yīng)力的失效判據(jù)一般采用等效應(yīng)力描述力的作用效果，等效應(yīng)力的常見(jiàn)表達(dá)包括Tresca 等效應(yīng)力和von Mises 等效應(yīng)力，von Mises 等效應(yīng)力比Tresca 等效應(yīng)力更貼近于薄圓管拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果[9]。在三維主應(yīng)力空間中，von Mises等效應(yīng)力表達(dá)為

根據(jù)腐蝕區(qū)域的von Mises 等效應(yīng)力是否超過(guò)設(shè)定的失效應(yīng)力值判斷缺陷管道是否失效，則腐蝕缺陷管路的失效形式可被劃分為三種情況[10-11]：

（1）彈性極限準(zhǔn)則：腐蝕壓力管道在受單調(diào)遞增載荷作用下，當(dāng)腐蝕區(qū)域的von Mises等效應(yīng)力達(dá)到管材的屈服強(qiáng)度時(shí)，管道發(fā)生彈性失效；否則，管道處于安全狀態(tài)。這一準(zhǔn)則將管道腐蝕區(qū)域應(yīng)力限制在彈性范圍以?xún)?nèi)，評(píng)價(jià)結(jié)果趨于保守。

（2）基于塑性極限狀態(tài)的失效準(zhǔn)則：當(dāng)管道腐蝕區(qū)域存在von Mises 等效應(yīng)力達(dá)到管材的抗拉極限時(shí)，管道發(fā)生失效；否則，管道處于安全狀態(tài)。此準(zhǔn)則未充分考慮管道材料后屈服強(qiáng)化的影響，評(píng)價(jià)結(jié)果仍較為保守。

（3）基于塑性失效的準(zhǔn)則：腐蝕區(qū)域發(fā)生塑性變形后，將出現(xiàn)部分區(qū)域已屈服發(fā)生塑性流動(dòng)，其余區(qū)域仍處于彈性狀態(tài)，彈性部位將約束已屈服材料的塑性流動(dòng)。當(dāng)管道內(nèi)載荷繼續(xù)單調(diào)增大時(shí)，塑性區(qū)不斷向整個(gè)腐蝕區(qū)域擴(kuò)展，當(dāng)整個(gè)腐蝕區(qū)域中沿壁厚方向存在最小等效應(yīng)力達(dá)到管材極限強(qiáng)度時(shí)，即認(rèn)為腐蝕壓力管道發(fā)生塑性失效。否則，管道處于安全狀態(tài)。該準(zhǔn)則考慮了材料的應(yīng)變硬化效應(yīng)，直觀反應(yīng)了腐蝕區(qū)域在極限內(nèi)壓載荷作用下的爆破失效。在該極限狀態(tài)下，腐蝕區(qū)域內(nèi)承擔(dān)內(nèi)壓載荷的能力完全喪失，此時(shí)所對(duì)應(yīng)的管道內(nèi)壓力即為爆破壓力。因此，選擇基于塑性失效的準(zhǔn)則作為腐蝕管道剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)準(zhǔn)則是最合理也是最符合實(shí)際情況的。

1.2 ASME B31G標(biāo)準(zhǔn)

Original B31G方法[5，12]給出的腐蝕管道剩余強(qiáng)度計(jì)算式為

式中，z=L2/Dt，M= 1 + 0.627 5z- 0.003 375z2，Sflow= 1.1SMYS。

Modified B31G標(biāo)準(zhǔn)給出的腐蝕管道剩余強(qiáng)度計(jì)算式為

1.3 DNV RP-F101許用應(yīng)力法[6]

DNV RP-F101許用應(yīng)力法用腐蝕長(zhǎng)度修正系數(shù)代替了鼓脹系數(shù)，腐蝕管道剩余強(qiáng)度計(jì)算式為

式中，σu為管材的抗拉強(qiáng)度，Q為腐蝕缺陷長(zhǎng)度修正系數(shù)。

1.4 PCORRC方法[7]

PCORRC方法的剩余強(qiáng)度計(jì)算公式為

式中，R0為管道半徑。

1.5 四種腐蝕管道剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法的對(duì)比分析

本文從文獻(xiàn)[8]和[13]中整理出77 組含腐蝕缺陷的鋼質(zhì)管道的水壓爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)Original B31G、Modified B31G、DNV RP-F101 和PCORRC 四種常用的腐蝕油氣管道剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法的評(píng)價(jià)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析[14]，如圖1所示。

圖1 描述了Original B31G、Modified B31G、DNV RP-F101 和PCORRC 四種評(píng)價(jià)方法計(jì)算的試驗(yàn)管道剩余強(qiáng)度值偏離試驗(yàn)值的程度。管道的剩余強(qiáng)度計(jì)算值偏離水壓爆破試驗(yàn)值的程度越大，說(shuō)明該方法預(yù)測(cè)準(zhǔn)確度越低。偏離折線(xiàn)上方說(shuō)明腐蝕管道剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法的評(píng)價(jià)結(jié)果有風(fēng)險(xiǎn)，高估了含腐蝕缺陷管道的剩余強(qiáng)度，存在引發(fā)安全事故的風(fēng)險(xiǎn)；偏離折線(xiàn)下方說(shuō)明評(píng)價(jià)結(jié)果較為保守，低估了含腐蝕缺陷管道的剩余強(qiáng)度，將導(dǎo)致過(guò)度維修。

序號(hào)1、11、12、34、35、36、39、40、41、71、72、73 的計(jì)算值大幅偏離實(shí)際值，將其作為夸大誤差處理，在進(jìn)行誤差統(tǒng)計(jì)時(shí)不予以考慮。統(tǒng)計(jì)四種評(píng)價(jià)方法計(jì)算管道剩余強(qiáng)度結(jié)果相對(duì)誤差的最大誤差、最小誤差和標(biāo)準(zhǔn)差，結(jié)果如表1 所示。結(jié)果顯示，Original B31G 方法計(jì)算結(jié)果的平均誤差最大，DNV RP-F101準(zhǔn)則計(jì)算結(jié)果的平均誤差最小。

圖1 不同評(píng)價(jià)方法預(yù)測(cè)腐蝕管道剩余強(qiáng)度的結(jié)果Fig.1 Results of residual strength for corrosion pipelines predicted with different evaluation methods

表1 不同方法計(jì)算誤差比較Tab.1 Comparison of calculation errors with different methods

綜上可知，Original B31G 適用于評(píng)價(jià)低強(qiáng)度等級(jí)油氣管道的剩余強(qiáng)度，對(duì)于中高強(qiáng)度等級(jí)管道腐蝕后剩余強(qiáng)度的評(píng)價(jià)結(jié)果保守性較大。Modified B31G 方法相比于Original B31G 方法，評(píng)價(jià)結(jié)果的保守性有了明顯改善，但仍然只適用于中低強(qiáng)度等級(jí)管線(xiàn)鋼。DNV RP-F101 許用應(yīng)力法和PCORRC 方法對(duì)中高強(qiáng)度等級(jí)試驗(yàn)管道爆破壓力的預(yù)測(cè)結(jié)果較為準(zhǔn)確，對(duì)低強(qiáng)度等級(jí)試驗(yàn)管道爆破壓力的預(yù)測(cè)結(jié)果偏差較大。PCORRC 評(píng)價(jià)方法計(jì)算結(jié)果的平均誤差為0.113 4，而DNV RP-F101評(píng)價(jià)方法計(jì)算結(jié)果的平均誤差為0.079 74。由此可知，DNV RP-F101 許用應(yīng)力法對(duì)腐蝕管道剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)的準(zhǔn)確性高于PCORRC方法。

目前油氣管道大多使用中高強(qiáng)度等級(jí)的管線(xiàn)鋼，管材的塑性和強(qiáng)度有了較大提高。因此，目前針對(duì)腐蝕油氣管道的剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)，一般應(yīng)用DNV RP-F101許用應(yīng)力法或PCORRC方法。

2 艦船內(nèi)腐蝕薄壁海水管路和剩余強(qiáng)度預(yù)測(cè)模型

2.1 模型建立理論基礎(chǔ)

本文建立腐蝕管道剩余強(qiáng)度計(jì)算式的方法和思路源于DNV RP-F101-2015標(biāo)準(zhǔn)。其表達(dá)式為

該標(biāo)準(zhǔn)含腐蝕缺陷管道爆破壓力的計(jì)算式是基于NG-18 和Original B31G 公式建立的，主要由試驗(yàn)?zāi)Ｐ托Ｕ禂?shù)與有限元分析模型校正系數(shù)乘積項(xiàng)YlabYFEA、無(wú)損管道的爆破壓力表達(dá)式項(xiàng)P0和減速比項(xiàng)R組成。

2.2 艦船內(nèi)腐蝕薄壁海水管路剩余強(qiáng)度預(yù)測(cè)模型

薄壁海水管路腐蝕后的剩余強(qiáng)度預(yù)測(cè)模型可以表達(dá)為

3 腐蝕的艦船海水管路靜水壓爆破試驗(yàn)

靜水壓爆破試驗(yàn)是衡量各類(lèi)損傷對(duì)管路極限承壓能力影響程度最有效的方法之一。本章為驗(yàn)證內(nèi)腐蝕艦船海水管路剩余強(qiáng)度預(yù)測(cè)模型的準(zhǔn)確性，選取船用薄壁海水管路進(jìn)行靜水壓爆破試驗(yàn)，獲得試件在爆破時(shí)對(duì)應(yīng)管路內(nèi)壓，驗(yàn)證理論分析所得的剩余強(qiáng)度模型正確性。

3.1 試件加工

試件由20 號(hào)鋼管和TP2 紫銅管對(duì)局部腐蝕缺陷進(jìn)行加工后在其兩側(cè)安裝端蓋而制成，形狀和尺寸等參數(shù)見(jiàn)圖2。試件的密封依靠管路兩側(cè)端面與端蓋內(nèi)側(cè)面的壓緊：管路兩端外表面加工外螺紋，端蓋內(nèi)側(cè)加工內(nèi)螺紋，實(shí)現(xiàn)兩者緊密連接同時(shí)解決試件的密封問(wèn)題。兩者連接后，在圖中標(biāo)注處堆焊封堵縫隙、加固試驗(yàn)管路。端蓋一側(cè)封堵，一側(cè)開(kāi)螺紋孔，用來(lái)連接壓力表并通過(guò)高壓軟管與電動(dòng)試壓泵連接。

圖2 試驗(yàn)海水管路加工缺陷設(shè)計(jì)圖Fig.2 Design of defect in tested seawater pipeline

艦船海水管路內(nèi)壁腐蝕缺陷的模擬方法一般有化學(xué)腐蝕、電腐蝕和機(jī)械加工外壁缺陷、機(jī)械加工內(nèi)壁缺陷四種，通常情況下化學(xué)腐蝕和電腐蝕能夠較好模擬艦船海水管路的內(nèi)腐蝕缺陷，但腐蝕周期長(zhǎng)，工藝要求高，較難操作。相比于化學(xué)腐蝕和電腐蝕方法，人為加工缺陷的方法模擬艦船海水管路腐蝕缺陷的效果差，但容易實(shí)現(xiàn)。

綜上，本文采用在管路內(nèi)壁加工特定的金屬損失形狀來(lái)模擬腐蝕缺陷[18-20]，缺陷設(shè)計(jì)圖如圖2 所示。設(shè)計(jì)時(shí)加工了兩個(gè)同樣的柱面形缺陷，主要有兩點(diǎn)考慮；一是為避免試驗(yàn)管路難以爆破的情況；二是破損位置管壁將發(fā)生形變，影響缺陷部位壁厚的測(cè)量，加工兩個(gè)同樣的柱面形缺陷，也有利于在試驗(yàn)后對(duì)內(nèi)壁缺陷的尺寸進(jìn)行測(cè)量。

3.2 試驗(yàn)方法及結(jié)果

圖3 為腐蝕艦船海水管路靜水壓爆破試驗(yàn)裝置示意圖，主要包括電動(dòng)試壓泵、壓力傳感器、應(yīng)變片、壓力表、信號(hào)測(cè)試分析系統(tǒng)、上位機(jī)和試件。其中電動(dòng)試壓泵最大工作壓力60 MPa，帶有手持式控制開(kāi)關(guān)。壓力表量程為0-60 MPa，精度為1級(jí)。

圖3 試驗(yàn)設(shè)備連接示意圖Fig.3 Diagram of test equipment connection

應(yīng)變片貼于缺陷部位，測(cè)量在管內(nèi)水壓下爆破時(shí)缺陷部位的形變數(shù)據(jù)，并通過(guò)采集線(xiàn)實(shí)時(shí)傳輸至信號(hào)測(cè)試分析系統(tǒng)。粘貼應(yīng)變片前，首先用砂紙沿與軸向呈45°方向打磨粘貼位置，然后用酒精擦拭干凈，保證應(yīng)變片與管壁貼合良好。粘貼應(yīng)變片時(shí)，1、3、5號(hào)應(yīng)變片環(huán)向粘貼，檢測(cè)管壁的環(huán)向應(yīng)變；2、4、6號(hào)應(yīng)變片軸向粘貼，檢測(cè)管壁的軸向應(yīng)變，如圖4所示。

在連接各部分設(shè)備之前，提前在試件內(nèi)注滿(mǎn)水，排空管內(nèi)氣體，避免管內(nèi)氣體對(duì)測(cè)量爆破壓力產(chǎn)生影響。實(shí)驗(yàn)中，利用電動(dòng)式水壓泵逐步向試件內(nèi)注水加壓直至試驗(yàn)管路破裂，相關(guān)試驗(yàn)管路的爆破情況如圖5所示。

圖4 應(yīng)變片的粘貼位置Fig.4 Positions of strain gauges

圖5 1#、2#、3#試驗(yàn)海水管路破裂前一刻和破裂瞬間及缺陷形貌圖Fig.5 Moment of the rupture and defect topography of tested pipelines marked 1#、2#、3#

將爆破后的試件解剖，觀察試件的裂口形貌并精確測(cè)量缺陷的尺寸，缺陷形貌如圖5 所示。1#、2#試件缺陷部位開(kāi)裂較大；3#試件缺陷部位開(kāi)裂較小。原因?yàn)樽香~材質(zhì)的塑性比鋼的塑性好，抵抗變形的能力強(qiáng)，因此破口開(kāi)裂較小。

測(cè)量1#、2#、3#試驗(yàn)海水管路的缺陷尺寸，實(shí)際測(cè)得的缺陷尺寸大小與設(shè)計(jì)的缺陷尺寸大小接近，誤差為0.05-0.10 mm，可以忽略加工誤差，故采用缺陷的設(shè)計(jì)尺寸計(jì)算試驗(yàn)管路的理論爆破壓力。用式（8）計(jì)算試驗(yàn)海水管路的理論爆破壓力，三個(gè)試驗(yàn)海水管路爆破壓力的理論計(jì)算值與實(shí)際值的誤差如表3所示。由于沒(méi)有獲得1、2號(hào)試驗(yàn)管路的實(shí)際拉伸強(qiáng)度，故采用最低拉伸強(qiáng)度和最高拉伸強(qiáng)度分別進(jìn)行計(jì)算，相應(yīng)得到最小誤差和最大誤差。由表2可知，用受腐蝕海水管路失效壓力預(yù)測(cè)模型計(jì)算試驗(yàn)管路爆破壓力的理論值與實(shí)驗(yàn)爆破壓力值的最大相對(duì)誤差為19.77%，最大絕對(duì)誤差為4.186 MPa。這些試驗(yàn)表明，本文提出的受腐蝕薄壁海水管路失效壓力預(yù)測(cè)模型可初步評(píng)價(jià)不同材質(zhì)薄壁海水管路腐蝕后的剩余強(qiáng)度。

表2 模型預(yù)測(cè)爆破壓力與實(shí)際爆破壓力的誤差Tab.2 Error between predicted burst pressure and actual burst pressure

4 結(jié) 論

（1）DNV RP-F101 許用應(yīng)力法相比于ASME B31G 標(biāo)準(zhǔn)和PCORRC 方法，對(duì)評(píng)價(jià)不同強(qiáng)度等級(jí)腐蝕管道剩余強(qiáng)度的適應(yīng)性較好，評(píng)價(jià)結(jié)果準(zhǔn)確性較高。可基于DNV RP-F101 許用應(yīng)力法，建立受腐蝕艦船海水管路的剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)計(jì)算模型。

（2）本文設(shè)計(jì)并搭建了靜水壓爆破試驗(yàn)臺(tái)，對(duì)兩組船用海水管路進(jìn)行靜水壓爆破試驗(yàn)，驗(yàn)證了內(nèi)腐蝕艦船海水管路剩余強(qiáng)度預(yù)測(cè)模型的準(zhǔn)確性。

（3）實(shí)驗(yàn)表明，本文研究提出的受腐蝕艦船薄壁海水管路失效壓力預(yù)測(cè)模型用于含缺陷海水管路理論爆破壓力的預(yù)測(cè)，其最大相對(duì)誤差為19.77%，最小誤差為3.69%，計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性可以接受。因此，本文提出的內(nèi)腐蝕薄壁海水管路剩余強(qiáng)度預(yù)測(cè)模型可初步用于評(píng)價(jià)不同材質(zhì)的薄壁海水管路腐蝕后的剩余強(qiáng)度。