崔銘偉，封子艷，韓建紅，曹學(xué)文

不同尺寸雙點蝕缺陷管道剩余強(qiáng)度分析

崔銘偉1，封子艷1，韓建紅1，曹學(xué)文2

（1．陜西延長石油（集團(tuán)）有限責(zé)任公司研究院，西安710075；2．中國石油大學(xué)（華東）儲運和建筑工程學(xué)院，山東青島266580）

現(xiàn)有的雙腐蝕缺陷管道剩余強(qiáng)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(dǎo)致管材浪費嚴(yán)重。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(qiáng)度進(jìn)行分析，驗證了分析方法的可靠性。在此基礎(chǔ)上，研究軸向間距對帶有不同尺寸雙點蝕缺陷管道失效壓力的影響。分析表明：不同尺寸雙點蝕缺陷，可將ls作為交互影響的臨界間距，超過此間距，雙點蝕缺陷相互作用可以忽略；由于腐蝕坑形狀系數(shù)n的不同，相比直徑差距，雙點蝕缺陷深度差距對缺陷管道失效壓力的影響明顯增加；在雙點蝕缺陷交互作用區(qū)間0＜ld＜ls，雙點蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距呈對數(shù)函數(shù)變化。

管道腐蝕；剩余強(qiáng)度；分析

國內(nèi)油氣集輸管線的腐蝕問題非常突出，局部腐蝕數(shù)量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、Cl－等腐蝕性介質(zhì)的油、氣、水的侵蝕，極易發(fā)生以點蝕為代表的局部腐蝕，而且油氣集輸管線中的腐蝕大都由多個點蝕群組成，多個獨立點蝕構(gòu)成點蝕群，點蝕群中各個點蝕之間，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)壓載荷。如圖1所示。

針對點蝕群的相互作用機(jī)理，2001年，Coulson［1，2］等首次得出腐蝕缺陷之間的相互作用與點蝕的直徑、點蝕深度和點蝕間距等參數(shù)密切相關(guān)，并提出相互作用準(zhǔn)則；2006—2007年，Benjamin和Andrade等人［3-5］對雙點蝕缺陷和多點群腐蝕管道開展一系列的爆破試驗和非線性有限元分析，結(jié)論是將多點腐蝕簡化考慮成單點腐蝕進(jìn)行評估，會導(dǎo)致計算結(jié)果過于保守。2007年，Silva［6，7］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預(yù)測多點腐蝕管道的極限內(nèi)壓荷載。董事爾［8］等于2005年采用非線性有限元法對不同剩余壁厚、不同內(nèi)壓和不同點蝕間距管道剩余強(qiáng)度進(jìn)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。研究人員提出了一些雙點蝕缺陷相互作用準(zhǔn)則，但這些準(zhǔn)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(jìn)一步研究，還無法上升為規(guī)范并指導(dǎo)雙點蝕缺陷或點蝕群管道失效壓力的計算。

文獻(xiàn)［9］列舉了目前通用的管道缺陷評價方法，例如：腐蝕缺陷評價規(guī)范DNV-RP-F101［10，11］、修正的B31G規(guī)范［12-15］以及RSTRENG規(guī)范［14］；溝槽缺陷評價方法NG-18方程［16］、BS7910［17］、API579［18］；裂紋評價方法BS 7910（or 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，得出的結(jié)果還非常保守。目前世界上還沒有一套適用點蝕油氣管道失效壓力的評價方法，更沒有適應(yīng)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(qiáng)度評價工作顯得十分必要［9］。

1　非線性有限元分析可靠性驗證

1．1 失效準(zhǔn)則

失效準(zhǔn)則是評判失效的依據(jù)，它依失效模式而定，目前應(yīng)用比較廣泛的有兩種準(zhǔn)則：

1） 基于彈性失效的準(zhǔn)則［20，22］。即腐蝕區(qū)的等效應(yīng)力達(dá)到管材的屈服強(qiáng)度時，認(rèn)為管道失效。

2） 基于塑性失效的準(zhǔn)則［21-22］。即腐蝕區(qū)最小等效應(yīng)力（筆者采用Von Mises等效應(yīng)力）達(dá)到材料的抗拉強(qiáng)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(zhǔn)則將出現(xiàn)過大的保守性，因此采用基于塑性失效的準(zhǔn)則。在三維主應(yīng)力空間，Von Mises條件表示為：

式中：σv為Von Mises等效應(yīng)力，MPa；［σ］為許用應(yīng)力，MPa。

1．2 非線性有限元分析試驗驗證

針對文獻(xiàn)［23］中群腐蝕試驗數(shù)據(jù)，用非線性有限元法預(yù)測失效壓力，計算結(jié)果與誤差如表1所示，表1“腐蝕類型”欄中黑白圖標(biāo)分別表示試驗中的兩個腐蝕缺陷。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(yīng)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　群腐蝕試驗數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)對比

2　研究管道基礎(chǔ)數(shù)據(jù)

X65管線鋼的性能數(shù)據(jù)如表2。

表2　X65管線鋼性能參數(shù)

假設(shè)X65管線鋼的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系符合冪硬化應(yīng)力-應(yīng)變法則，其表達(dá)式為：

其中

式中：ε為不同內(nèi)壓荷載下的管道應(yīng)變；ε0為初始應(yīng)變；σ為不同內(nèi)壓荷載下的管道應(yīng)力，MPa；σs為屈服強(qiáng)度，MPa；E為彈性模量，MPa；α為硬化系數(shù)；n為冪硬化指數(shù)。

如不做特殊說明，研究將采用DNV腐蝕評價規(guī)范中的腐蝕長度、腐蝕軸向間距的計量方式，即選定單位長度ls作為腐蝕軸向間距的計量值，l，式中：D為管道外徑，mm；t為管壁厚度，mm。表3列出了論文采用非線性有限元分析的部分?jǐn)?shù)據(jù)，包括管道雙點蝕缺陷的參數(shù)和數(shù)值仿真得到的失效壓力，表中管材為X65，表3中l(wèi)d表示軸向間距，mm。

表3　雙點蝕缺陷相互作用分析案例

3　計算結(jié)果分析

3．1 不同直徑雙點蝕缺陷管道剩余強(qiáng)度分析

圖2～4分別表示點蝕深度系數(shù)為0．5，點蝕半徑不同的雙點蝕缺陷管道失效應(yīng)力云圖，該數(shù)據(jù)源自表3中的1～30號數(shù)據(jù)。從圖2～4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(dāng)軸向腐蝕間距l(xiāng)d＞ls，軸向腐蝕相互影響已經(jīng)非常微弱；隨著小點蝕半徑的增加，雙點蝕缺陷相互作用的軸向臨界間距有逐漸增大的跡象，但雙點蝕缺陷交互作用范圍均未超過ls；點蝕深度系數(shù)為0．5，點蝕半徑不同的雙點蝕缺陷管道失效點更多的分布在小點蝕附近，這與通常認(rèn)為的雙點蝕缺陷管道失效應(yīng)力點出現(xiàn)在失效壓力較小的點蝕附近不同，原因主要與文獻(xiàn)［23-24］研究雙點蝕缺陷管道所采用的球底柱形點蝕形貌有關(guān)，應(yīng)力更容易在小半徑球底柱形點蝕附近集中。

圖2　R1＝11．28 mm，R2＝2．82 mm雙點蝕缺陷管道失效應(yīng)力云圖

圖3　R1＝11．28 mm，R2＝4．51 mm雙點蝕缺陷管道失效應(yīng)力云圖

圖4　R1＝11．28 mm，R2＝6．77 mm雙點蝕缺陷管道失效應(yīng)力云圖

圖5～7分別表示點蝕深度系數(shù)為0．5，點蝕半徑不同的雙點蝕缺陷管道等效應(yīng)力隨軸向位置和內(nèi)壓載荷的變化，該數(shù)據(jù)源自表3中的1～30號數(shù)據(jù)。從圖5a、圖6a、圖7a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；隨著小點蝕半徑的增加，遠(yuǎn)端管壁外層節(jié)點等效應(yīng)力不發(fā)生變化的點蝕間距越來越小，小點蝕半徑分別為2．82、4．51、6．77 mm的管道管壁外層節(jié)點等效應(yīng)力不發(fā)生變化的軸向間距分別為：0．7ls、0．5ls、0．5ls。

從圖5b、圖6b、圖7b可以看出，隨著雙點蝕缺陷間距的逐漸增加，缺陷管道失效壓力逐漸有規(guī)律的增加，直到雙點蝕缺陷交互影響消失；隨著雙點蝕直徑差距的變大，缺陷管道失效壓力變化不大。

圖5　R1＝11．28 mm，R2＝2．82 mm雙點蝕缺陷管道等效應(yīng)力隨軸向位置和內(nèi)壓力的變化

圖6　R1＝11．28 mm，R2＝4．51 mm雙點蝕缺陷管道等效應(yīng)力隨軸向位置和內(nèi)壓力的變化

圖7　R1＝11．28 mm，R2＝6．77 mm雙點蝕缺陷管道等效應(yīng)力隨軸向位置和內(nèi)壓荷載的變化

綜上所述，可以將ls作為雙點蝕缺陷交互影響的臨界間距，超過此間距，雙點蝕缺陷相互作用可以忽略；雙點蝕直徑差距對缺陷管道失效點等效應(yīng)力的影響較小，因此對其失效壓力的影響也就不明顯。

圖8所示不同直徑雙點蝕缺陷失效壓力變化曲線，數(shù)據(jù)源自表3中的1～30號數(shù)據(jù)。從圖8可以看出，當(dāng)雙點蝕缺陷軸向間距較小時，即ld＜0．1ls時，雙點蝕缺陷相互作用非常明顯；當(dāng)ld達(dá)到0．5ls后，雙點蝕缺陷相互作用已經(jīng)不明顯，但從對圖2～圖7的分析，以及評價的安全性，仍需將0＜ld＜ls作為不同直徑雙點蝕缺陷相互作用區(qū)間。從圖8可以看出，在此區(qū)間內(nèi)雙腐蝕管道失效壓力隨軸向間距呈對數(shù)函數(shù)關(guān)系。

圖8　不同直徑雙點蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距的變化

3．2 不同深度雙點蝕缺陷管道剩余強(qiáng)度分析

圖9～10分別表示點蝕半徑為6．77 mm，點蝕深度系數(shù)不同的雙點蝕缺陷管道失效應(yīng)力云圖，數(shù)據(jù)源自表3中的31～70號數(shù)據(jù)。從圖9～10可以看出，隨著淺點蝕深度的增加，雙點蝕缺陷相互作用的軸向臨界間距有逐漸增大的跡象；點蝕半徑為6．77 mm，點蝕深度系數(shù)不同的雙點蝕缺陷管道失效點分布在深點蝕附近，這與通常的認(rèn)識一致。

圖9　d1＝0．3 t，d2＝0．7 t雙點蝕缺陷管道失效應(yīng)力云圖

圖10　d1＝0．5 t，d2＝0．7 t雙點蝕缺陷管道失效應(yīng)力云圖

圖11～12分別表示點蝕半徑為6．77 mm，點蝕深度系數(shù)不同的雙點蝕缺陷管道等效應(yīng)力隨軸向位置和內(nèi)壓載荷的變化，數(shù)據(jù)源自表3中的31～70號數(shù)據(jù)。從圖11a、圖12a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；隨著淺點蝕深度系數(shù)的增加，遠(yuǎn)端管壁外層節(jié)點等效應(yīng)力不發(fā)生變化的點蝕間距越來越大，淺點蝕深度系數(shù)分別為0．3、0．5的管道管壁外層節(jié)點等效應(yīng)力不發(fā)生變化的軸向間距分別為：0．1ls、0．5ls。

從圖11 b、圖12b可以看出，缺陷管道失效壓力隨雙點蝕缺陷間距的變化與圖5b、圖6b、圖7b相似；隨著雙點蝕缺陷深度差距的變大，缺陷管道失效壓力逐漸變小。

綜上所述，可以知道，相比不同雙點蝕缺陷直徑，不同雙點蝕缺陷深度對缺陷管道失效壓力的影響更大，這主要與文獻(xiàn)［24］中所描述的腐蝕缺陷形貌有關(guān)，尤其與腐蝕坑形狀系數(shù)n有關(guān)，詳細(xì)分析可參考文獻(xiàn)［23］。

圖11　d1＝0．3 t，d2＝0．7 t雙點蝕缺陷管道等效應(yīng)力隨軸向位置和內(nèi)壓力的變化

圖12　d1＝0．5 t，d2＝0．7 t雙點蝕缺陷管道等效應(yīng)力隨軸向位置和內(nèi)壓力的變化

圖13中的數(shù)據(jù)源自表3中的31～70號數(shù)據(jù)。從圖13可以看出，仍可將0＜ld＜ls作為不同深度雙點蝕缺陷相互作用區(qū)間，在此區(qū)間內(nèi)雙腐蝕管道失效壓力隨軸向間距呈對數(shù)函數(shù)關(guān)系。

圖13　不同深度雙點蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距的變化

4　結(jié)論

1） 采用基于塑性失效準(zhǔn)則的三維非線性有限元法研究雙軸向腐蝕管道剩余強(qiáng)度，可以得到可靠的研究結(jié)果。

2） 針對不同直徑、不同深度雙點蝕缺陷，可將ls作為雙點蝕缺陷交互影響的臨界間距，超過此間距，雙點蝕缺陷相互作用可以忽略。

3） 由于腐蝕坑形狀系數(shù)n的不同，相比雙點蝕缺陷直徑差距，雙點蝕缺陷深度差距對缺陷管道失效壓力的影響明顯增加。

4） 在雙點蝕缺陷交互作用區(qū)間0＜ld＜ls，雙點蝕缺陷管道失效壓力隨軸向間距呈對數(shù)函數(shù)變化。

［1］ Bjsrney OH，MarleyMJ．Assessment of corroded pipelines：past，present and future［C］／／International Offshore and Polar Engineering Conference．ISOPE，Stavanger，Norway，2001：93-100．

［2］ Bjsrney OH，Sigurdsson G，Marley M J．Background and development of DNV-RP-F101“CorrodedPipeline”［C］／／International Offshore and Polar EngineeringConference．ISOPE，Stavanger，Norway，2001：102-109．

［3］ Benjamin A C，Cunha D J S．New method for prediction of the failure presswe of interacting corrosion defect ［C］／／International Offshore and Polar Engineering Conference．ISOPE，Lisbon，Portugal，2007，2：3456-3465．

［4］ Benjamin A C，Andrade E Q，Jacob B P，et al．Failure behavior of colonies of corrosion defects composed of symmetricallyarrangeddefects［C］／／International Pipeline Conference．ASME，Calgary，Alberta，2006：793-799．

［5］ Benjamin A C，F(xiàn)reire 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，Germany，2006：103-116．

［6］ Benjamin A C，F(xiàn)reire J L F，Vieira R D．Part 6：Analysis of pipeline containing interacting corrosion defects ［J］．Experimental Techniques，2007，31（3）：74-82．

［7］ 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．

［8］ 董事爾，何東升，張鵬，等．雙點腐蝕管道的彈塑性有限元分析［J］．機(jī)械，2005，32（9）：20-22．

［9］ A Cosham a，P Hopkins a，Macdonald K A．Best practice for the assessment of defects in pipelines-Corrosion［J］．EngineeringFailureAnalysis．2007．1245-1265．

［10］ DNV．OS-F101：Submarine pipeline systems［S］．Oslo：Det Norske Veritas，2007．

［11］ DNV．RP-F101，Corroded Pipelines［S］．Oslo：Det Norske Veritas，2010．

［12］ ASME B31G—2009：Manual for determining the remaining strength of Corroded pipeline-Supplement to ASME B31 Code for Pressure Piping［S］．New York：ASME B31 Committee，2009．

［13］ ASME B31G—2009：Manual for determining the remaining strengthofCorrodedpipeline［S］．New York：ASME B31 Committee，2009．

［14］ Kiefner J F，Vieth P H．A modified criterion for evaluating the strength of corroded pipe［C］／／．Final Report for Project PR 3-805 to the Pipeline Supervisory Committee of the American Gas Association．Battelle （OH）．1989．

［15］ Kastner W，Rohrich E，Schmitt W，Steinbuch R．Critical crack sizes in ductile piping［J］．Int J Pressure Vessels Piping 1981．9，197-219．

［16］ Kiefner JF，Maxey WA，Eiber RJ，Duffy AR．The failure stress levels of flaws in pressurised cylinders［J］．ASTM STP，1983，536-541．

［17］ BS7910-2005：Guide on methods for assessing the acceptability of flaws in fusion welded structures［S］．London：British Standards Institution，2005．

［18］ Anon．Fitness-for-service，API Recommended Practice 579［M］．American Petroleum Institute．January 2000．

［19］ 樊敦秋，李秀美，陳國明，等．基于有限元的管道缺陷精細(xì)評估程序［J］．石油礦場機(jī)械，2013，42（7）：11-15．

［20］ 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，Canada，Jun．9-14，1996．Calgary：ASME，1996．

［21］ 帥健，張春娥，陳福來．非線性有限元法用于腐蝕管道失效壓力預(yù)測［J］．石油學(xué)報，2008，29（6）：933-937．

［22］ 趙新偉，羅金恒，鄭茂盛，等．彌散型腐蝕損傷管道剩余壽命預(yù)測方法［J］．石油學(xué)報，2006，27（1）：119-123．

［23］ 崔銘偉，曹學(xué)文．腐蝕坑形貌對油氣管道失效壓力的影響［J］．船舶力學(xué)．2014，18（1／2）：124-131．

［24］ 崔銘偉，曹學(xué)文，封子艷，等．局部腐蝕油氣管道失效壓力計算方法［J］．中國石油大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2013，37（6）：123-128．

Remaining Strength of Pipeline with Different Size Double Pitting Corrosion Defects

CUI Mingwei1，F(xiàn)ENG Ziyan1，HAN Jianhong1，CAO Xuewen2
（1．Research Institute，Shaanxi Yanchang Petroleum（Group）Company Limited，Xi’an 710075，China；2．College of Pipeline and Ciuil Engineering，China Uniuersity of Petroleum，Qingdao 266580，China）

The evaluation specifications of pipeline with double corrosion defects makes axial uniform corrosion as the research object，mostly the conservative results on double pipeline pitting defects，leading to serious pipe material waste．Using nonlinear finite element analysis method，to analyze the residual strength of pipeline with double pitting defects，and compared with the experimental data，the reliability analysis method was verified．On this basis，studying the impact of the axial spacing on failure pressure of pipeline with different size double pitting corrosion defect，the analysis shows lscan be as critical spacing of pitting corrosion defect interaction for different size double pitting defects，more than this distance，double pitting corrosion defect interaction can be ignored；Compared with the two pitting corrosion defect diameter difference，double pitting corrosion defect depth gap has greater influence on pipeline failure stress，because of the difference of corrosion pit shape factor n；The changing of double pitting defects pipeline failure stress is a logarithmic function with axial spacing within the range of 0＜ld＜lswhich is the interaction interval．

pipeline corrosion；residual strength；analysis

TE973．1

A

10．3969／j．issn．1001-3482．2015．02．004

1001-3482（2015）02-0014-08

2014-08-12

國家自然科學(xué)基金項目“音速噴嘴中氣液兩相流臨界分配特性及相分離控制理論”（51006123）資助

崔銘偉（1983-），男，山東膠南人，博士，2014年畢業(yè)于中國石油大學(xué)（華東），現(xiàn)從事油氣田地面集輸技術(shù)研究，E-mail：cuimingwei1＠163．com。