閆江濤，馬伯泉，劉冬軍，洪廣福，陳鐵，劉長春

（長慶油田分公司第三采油廠，銀川 750005）

采油聯(lián)合站管道功能較為復雜，包括輸油管道，天然氣及輕油回收管道，加藥管道，污水及加水管道等，不同管道的腐蝕原理不同，導致不同管道的防腐管理技術流程也有不同。如何對上述不同管道的防腐蝕技術進行綜合管理，充分降低管道維護成本，增加管道安全性，是當前采油聯(lián)合站輸油管道腐蝕治理工作的核心任務。相關研究中，多認為管道腐蝕的根本是包括鋼材在內的管道材質本身發(fā)生原電池效應，以及管道使用過程中的影響因素加劇了該原電池反應。所以，解決管道腐蝕問題的關鍵在于控制管道材質原電池反應的進行過程。

當前，判斷輸油管道腐蝕程度的計算方法，主要包括SY/T 6477—2000《含缺陷油氣輸送管道剩余強度評價方法第1 部分：體積型缺陷》和其附件《適用性評價推薦做法》中提出的API 579 算法，該算法采用了非等效計算方法。以及美國Batelle 研究所提出的基于缺陷尺寸與缺陷風險等級之間的數(shù)據(jù)分析方法ASME-B31G 算法，該方法受到美國AGA 管道研究委員會的推薦，特別是對該方法在20 世紀70 年代衍生的NG-18 表面缺陷計算方法。

腐蝕管道的修復技術主要包括四種，包括需要在前期進行管道泄壓和易燃物沖洗的焊接法、以及無損修復腐蝕管道的夾具加固法、樹脂材料補強法、碳纖維材料補強法等，后三者均是通過在管道外部對管道進行加固補強修復的處理方法。本文將在API 579 和ASME-B31G 算法的基礎上，對后三種加固補強方案進行比較分析。

1 管道腐蝕程度計算方案

1.1 國內一般采用的API 579算法

在API 579 算法下，應首先計算管道的剩余強度因子RSF：

式中，Mt為管道缺陷尺寸本身的傅里葉變換因子，根據(jù)SY/T 6477—2000 標準，其計算方式為：

Rt為管道的剩余厚度比，其計算方式為：

公式（2）與公式（3）中：FCA 為未來可能發(fā)生腐蝕的管道壁厚度；tmm、tmin分別為最小測量管道壁厚度和最小要求管道壁厚度；

當FCA=0 且tmm以實際測量壁厚進行控制時，可以得到對RSF 的簡化公式：

此時，管道剩余強度下可以承受的極限壓力可以提取為：

公式（5）為公式（4）的變形寫法。

式中 D——管道的設計外部直徑，mm；

t——管道實測管道壁厚度；

Pequa—— 該評價方案得到的管道極限承壓能力，MPa；

σflow—— 材料的流體動力學應力表現(xiàn)，其流體動力學原理依從σflow= （σs+σb）/2，σs，σb分別為材料的屈服強度和抗拉強度，MPa。

1.2 國際一般采用的ASME-B31G算法

在ASME-B31G 算法下，其計算方案與前者基本一致，但細節(jié)上有所不同，首先仍需計算管道的最大容許壓力，特別需要先計算管道的最大容許設計壓力P：

式中 SMYS—— 管道壁材料的最小屈服強度，MPa；

F—— 傳導系數(shù)，對一般的輸油管道，一般取近似值0.72；

D——管道的設計外部直徑，mm；

t——管道的剩余管道壁厚度。

在公式（6）的基礎上，計算管道在腐蝕條件下的最大安全壓力P'，計算過程中金屬的腐蝕損失剖面按照拋物線旋轉曲面進行近似取值，拋物線常數(shù)A =2Ld/3：

當管道腐蝕長度較短時，上述公式常數(shù)A=Ld：

當管道腐蝕長度較長時，因為N 值足夠大，所以：

式（7）與式（8）中 N 值，有近似計算函數(shù)：

式中 d——管道壁腐蝕厚度，mm；

t——管道壁剩余厚度，mm；

D——管道的設計外部直徑，mm；

L——管道腐蝕長度，mm。

2 腐蝕輸油管道無損加固補強方案

經(jīng)過腐蝕的輸油管道，經(jīng)過API 579 或ASMEB31G 算法確認需要進行加固補強時，一般會率先驗證無損加固補強方案，即夾具加固法、樹脂材料補強法、碳纖維材料補強法等。因為如果采用焊接法，需要將管道輸油過程終止，且對管道充分泄壓并對內部易燃物進行充分沖洗，防止在切割及焊接過程中出現(xiàn)爆燃事故。焊接法進行管道加固補強可以較為徹底地處理管道的腐蝕缺陷，但終止管道輸油過程本身可能帶來巨大的經(jīng)濟成本。

輸油管道無損加固補強方案，應率先對管道外壁進行銳化處理，去除管道外部的涂層、腐蝕層、污染層，進而使用補強加固材料對管道進行加固處理。詳見圖1。

圖1 輸油管道無損加固補強方案示意圖Fig.1 Schematic diagram of nondestructive reinforcement scheme for oil pipeline

夾具加固法是利用總成式加固補強設備，在進行管道外表面處理后，對管道進行加固補強，其加固層一般用鋼材作為骨料，配合一定的彈性加強材料和氣密水密材料構成加固補強層，而加固輔助束縛材料一般采用彈簧螺栓系統(tǒng)進行加固補強。該方案的造價較高，且在加固完成后需要對夾具進行持續(xù)檢修維護。所以該方案在提升管道維護成本的同時，也會增加管道系統(tǒng)的后期維護工作量，增加系統(tǒng)復雜度，使系統(tǒng)運行風險增大。所以，夾具加固法一般用于管道強腐蝕缺陷的應急維護。

樹脂補強法和碳纖維補強法是使用樹脂材料或碳纖維材料進行管道加固補強層的構建，同時采用適當?shù)募庸梯o助束縛材料進行加固補強。碳纖維材料本身具有一定的彈性強度，而樹脂補強法往往需要設計管道加固束縛扣件進行加固補強。長期以來，樹脂補強法和碳纖維補強法作為管道腐蝕缺陷的妥協(xié)方案進行現(xiàn)場應用，但近年來隨著材料技術的快速發(fā)展，樹脂補強法和碳纖維補強法可以作為腐蝕管道的長期加固補強方案進行應用。

3 基于有限元的腐蝕管道加固補強效果比較

3.1 個案模型的建立及基礎腐蝕表達

基于CAE 的有限元分析可以用于對管道腐蝕情況進行確認，本文個案為某采油聯(lián)合站內部管道，管道單體長度較小，管道直徑、管道厚度、管道設計壓力、管道設計流量及管道用途較為復雜，管道彎頭使用較為密集，所以，對管道本身進行CAE 建模，將成為管道腐蝕情況分析的重要先決條件。CAE 下的管道腐蝕模型如圖2 所示。

圖2 管道有限元分析模型的定義Fig.2 Definition of pipeline finite element analysis model

圖2 中，模型管道長度為600 mm，管道設計外徑377 mm，管道設計內徑364.2 mm，管道壁厚度6.4 mm。設定腐蝕區(qū)域長度為l，寬度為a，腐蝕深度為t。在CAE 平臺下構建管道基礎模型，在有限元劃分中，所有有限元單元網(wǎng)格間距為5 mm。

在6.4 MPa 管道壓力條件下，對管道隨機腐蝕過程的壓力P'進行模擬仿真?？傻脠D3。

圖3 管道壓力分布情況示意圖Fig.3 Schematic diagram of pipeline pressure distribution

圖3 中，隨機腐蝕條件下，管道內的焊縫、連接件等區(qū)域將成為強腐蝕區(qū)域，其主要應力表現(xiàn)也在強腐蝕區(qū)域得到顯著表達。同時，受到土壤的輔助約束條件等影響，管道在長度方向的應變較小，而在直徑方向的應變較大，此種應變也會加劇管道的腐蝕作用表達。

局部腐蝕條件下，其應力表現(xiàn)如圖4。

圖4 管道局部腐蝕的應變情況示意圖Fig.4 Strain diagram of pipeline local corrosion

圖4 中，不同腐蝕程度的管道，其腐蝕區(qū)域均表現(xiàn)出較強的應變表達，且在相同管道壓力條件下，腐蝕區(qū)域的壓力應變遠超過其他區(qū)域?？梢姡刂聘g區(qū)域的應變，可以有效增加管道的抗腐蝕能力和帶缺陷運行能力。這與前文數(shù)學模型分析結果一致。

3.2 不同加固補強方案的力學表達

上述腐蝕條件下的CAE 有限元分析，發(fā)現(xiàn)腐蝕深為3 mm，腐蝕角度為60°條件下，不同腐蝕長度下其最大應力從20 mm 腐蝕條件下的262 MPa 提升至500 mm 腐蝕條件下的400 MPa。與不同的腐蝕加固補強條件進行對比，可以得到表1。

表1 不同加固補強方案的最大應力情況Table 1 Maximum stress of different reinforcement schemes

對表1 數(shù)據(jù)進行綜合可視化，可以得到圖5。

圖5 不同加固補強方案的應力變化示意圖（腐蝕長度）Fig.5 Schematic diagram of stress change of different reinforcement schemes (corrosion length)

表1 與圖5 中，可以看到，三種加固補強方案均較加固補強前的應力表現(xiàn)有一定程度的優(yōu)化，夾具加固方案與樹脂補強方案效果近似，且碳纖維補強方案的應力表現(xiàn)一直優(yōu)于其他方案。

在腐蝕長度400 mm，腐蝕深度3 mm，但腐蝕角度有所不同的前提下，發(fā)現(xiàn)腐蝕角度越大，有限元分析中表達的最大應力越小，即在該條件下，當腐蝕角度從60°提升到120°時，其最大應力從397 MPa下降到320 MPa，而不同的加固補強措施表現(xiàn)出的最大應力控制效果，詳見表2。

表2 不同加固補強方案的最大應力情況Table 2 Maximum stress of different reinforcement schemes

對表2 數(shù)據(jù)進行綜合可視化，可以得到圖6。

圖6 不同加固補強方案的應力變化示意圖（腐蝕角度）Fig.6 Schematic diagram of stress change of different reinforcement schemes (corrosion angle)

表2 與圖6 中，碳纖維補強方案仍然表現(xiàn)出了較強的補強效果，使系統(tǒng)內應力表現(xiàn)出較大程度的可控性，而樹脂補強方案在此數(shù)據(jù)組中較夾具加固方案也表現(xiàn)出了一定的優(yōu)勢。

3.3 三種加固補強方案的比較研究

綜合分析三種加固補強方案，在管道腐蝕治理方面，對其表現(xiàn)進行綜合打分。其中應力表現(xiàn)以正序線性統(tǒng)計法計入，其他四項比較方面以倒數(shù)非線性統(tǒng)計法計入，其綜合表現(xiàn)如表3。

表3 加固補強方案比較表Table 3 Comparison of reinforcement schemes

對表3 中數(shù)據(jù)進行等價加權累加法計入總分，所得結果乘以100 進行計數(shù)，可得夾具加固方案最終得分3.32 分、碳纖維補強方案最終得分4.52 分，樹脂補強方案最終得分5.22 分。即三種方案均可以在應力控制方面取得一定成效的前提下，考慮到后續(xù)維護工作量和現(xiàn)場施工工藝要求等方面的影響，樹脂補強方案略優(yōu)于碳纖維補強方案，而夾具加固方案較后兩者的綜合得分較低。

碳纖維補強方案在數(shù)學分析和有限元分析中均表達出較強的力學性能，但其施工工藝略顯復雜，施工失誤可能造成最終補強效果下降，雖然其后續(xù)維護工作量較樹脂補強方案并無更多工作量增加，但考慮到其初期部署成本較夾具加固方案并無顯著優(yōu)勢，所以導致其最終得分略遜于樹脂補強方案。樹脂補強方案作為當前技術最成熟，施工過程已經(jīng)完全掌握的方案，仍是當前在采油聯(lián)合站輸油管道腐蝕加固補強過程中的首選方案。

4 結束語

夾具加固法、樹脂補強法、碳纖維補強法均可以有效降低腐蝕管道腐蝕區(qū)域的應力集中情況，對管道因腐蝕產(chǎn)生的不均勻應變也有顯著的控制效果。但三種加固補強方法的單位成本、施工工藝要求及后續(xù)工作量均有不同，通過綜合分析，碳纖維補強法的應力應變響應表達最為顯著，但考慮到上述其他因素要求，樹脂補強法的可用性和可操作性更強。所以，本文建議在當前技術條件下，優(yōu)先選擇樹脂補強法進行腐蝕管道的加固補強施工。隨著對碳纖維補強法的技術普及逐步推進，碳纖維補強法的后續(xù)應用價值會有所提升。