田永強， 何石磊， 晁利寧， 李遠(yuǎn)征， 郭克星 編譯

（1. 國家石油天然氣管材工程技術(shù)研究中心， 陜西 寶雞721008；2. 寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司， 陜西 寶雞721008）

0 前 言

通常， 石油套管因為內(nèi)、 外表面的腐蝕而損壞， 并受到各種載荷， 包括外部和內(nèi)部壓力， 以及軸向載荷， 采取有效方法評估管道損傷剩余強度， 可大大節(jié)省費用。 目前已經(jīng)制訂了幾種評估腐蝕管道剩余強度的規(guī)范和標(biāo)準(zhǔn)。 ASME B31G通過估算最大允許工作壓力， 來確定腐蝕損傷管道的剩余強度， 根據(jù)腐蝕損傷缺陷的長度來判斷管道的完整性， 但該標(biāo)準(zhǔn)被認(rèn)為是一種過于保守的方法。 Kiefner 和Vieth 對ASME B31G 進(jìn)行了修訂， 最重要的更改之一是依據(jù)缺陷的幾何形狀判斷管道的完整性。 此外， 挪威船級社 （DNV）發(fā)布了用于評估內(nèi)部壓力以及內(nèi)部壓力與縱向壓縮應(yīng)力共同作用下腐蝕管道的完整性評價標(biāo)準(zhǔn)。

本研究以在石油鉆機中使用了70 000 h 的套管為研究對象， 討論了API J55 級HFW 套管腐蝕損傷后管道內(nèi)的最大允許壓力評估標(biāo)準(zhǔn)。試驗方法是將管段制成壓力容器， 通過加工圓形孔來模擬腐蝕缺陷， 然后使容器承受靜水壓力， 以確定其塑性變形和損壞程度 （即孔的深度）。 利用計算最大允許壓力的表達(dá)式和有限元方法評估受損管道的結(jié)構(gòu)完整性， 并對結(jié)果進(jìn)行比較和討論。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試驗材料為API J55 鋼級油套管， 其化學(xué)成分見表1。 將表1 數(shù)據(jù)帶入公式（1） 計算出等效碳當(dāng)量Ceq=0.49%， 可以看出該材料易萌生冷裂紋。

表1 API J55 套管的化學(xué)成分 %

圖1 為API J55 套管的微觀組織形貌， 從圖1 可以看出， J55 套管母材、 熱影響區(qū)以及焊縫的顯微組織形貌均為珠光體+鐵素體細(xì)晶組織。

圖1 API J55 套管的顯微組織形貌

在試樣的軋制方向依次在母材、 焊縫、 熱影響區(qū)取3 個試樣， 按照API 5CT 標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行拉伸試驗， 試驗溫度20 ℃。 拉伸試驗結(jié)果見表2。

表2 API J55 套管拉伸性能試驗結(jié)果

從表2 可看出， 其中一個試樣的屈服強度略小于API 5CT 標(biāo)準(zhǔn)要求， 可以忽略； 焊縫拉伸試驗結(jié)果與母材相似， 這是因為HFW 套管高頻焊接后進(jìn)行了熱張力減徑處理， 細(xì)化了焊縫組織， 減小了焊縫與母材的差異； 同時進(jìn)行全管體調(diào)制處理后， 進(jìn)一步減小了焊縫與母材組織的差異。

1.2 試驗方法

取一段API J55 套管， 管徑139.7 mm， 壁厚6.98 mm， 兩端封閉， 使之成為一個壓力容器。 試驗前， 在試驗管道外表面加工不同深度的圓孔，用來模擬由于腐蝕造成的不同程度的損傷。 盡管在鉆井平臺的開采過程中， 管道受到高壓和化學(xué)侵蝕的雙重影響， 但在此期間， 材料性能并未被嚴(yán)重破壞。 制備的待試驗管段如圖2 所示。

圖2 進(jìn)行壓力試驗的密封管段

API J55 套管試驗管段尺寸及加工孔的位置如圖3 所示， 管段外壁加工孔的尺寸見圖4 和表3。試驗時， 應(yīng)變片（SG）和應(yīng)變環(huán)（SR）安裝在每個孔的底部， 在靜水壓力增加期間， 測量垂直方向的應(yīng)變， 即周向（環(huán)向）和縱向（軸向）。 測量點一共有13 個， 每個測量點對應(yīng)的缺陷尺寸見表4。 從表4 可看出， 應(yīng)變環(huán)位于測量點4-5、 6-7 和8-9，而其他的點使用應(yīng)變片； 其中橫截面A-A、 B-B和D-D 有三個不同的損傷孔， 而C-C 只有一個損傷孔（Φ26 mm×1.75mm）。 SG 和SR 應(yīng)變片均采取三路分布， 線路1： 1—13—（4-5）—10； 線路2：2—（6-7）—11； 線路3： 3—（8-9）—12。

圖3 管道外壁模擬缺陷的位置

圖4 管段外壁加工孔尺寸及位置示意圖

表3 模擬缺陷的損壞級別和尺寸

表4 測量點對應(yīng)的損傷缺陷尺寸

2 結(jié)果與討論

表5 為在不同試驗壓力下測得的模擬缺陷處的塑性應(yīng)變結(jié)果。 26 MPa 壓力時， 對損傷等級75% （SG1 和SG12， 0.195%）、 損傷等級50%（SG2 和SG10， 0.074%）、 損傷等級25% （SG3 和SG13， 0.034%） 的環(huán)向應(yīng)變（兩個應(yīng)變片測試結(jié)果的平均值） 進(jìn)行了比較， 可以看出， 損傷等級75%底部的環(huán)向應(yīng)變比損傷等級50%的大2.6 倍，比損傷等級25%的大5.8 倍。 可以看到， 環(huán)向應(yīng)變與縱向應(yīng)變間具有一致性， 直至屈服點， 即屈服應(yīng)變?yōu)? 610 μm/m。 按照雙軸應(yīng)力狀態(tài)的理論預(yù)測，εy/εx=4.25， 即Eεx=0.2 pR/t， Eεt=0.2 pR/t， 其中εx是縱向應(yīng)變， εt環(huán)向應(yīng)變。 需要注意的是， SG12和SG10 的應(yīng)變值比SG1 和SG2 稍大， 約高25%。

表5 不同壓力下模擬缺陷應(yīng)變測量結(jié)果

續(xù) 表

圖5 為75%、 50%和25%三種不同損傷程度的應(yīng)力-應(yīng)變曲線， 圖6 為三種不同損傷程度平均應(yīng)力-應(yīng)變曲線。 從圖5 可以看出， 不同損傷等級的套管應(yīng)變差異較大， 這是由于損傷位置不同導(dǎo)致。

圖5 三種不同損傷程度的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖6 三種不同損傷程度的平均應(yīng)力-應(yīng)變曲線

對于損傷等級為25%、 50%和75%來說， 它們預(yù)測管內(nèi)所能承受的壓力分別為19.5 MPa、15.5 MPa、 10.5 MPa。 在屈服強度為380 MPa 下，對于損傷等級為25%、 50%和75%來說， 它們預(yù)測管內(nèi)所能承受的壓力值分別為19.5 MPa、 15.5 MPa和10.5 MPa。 而從表5 的結(jié)果來看， 其對應(yīng)試驗結(jié)果值分別為28.5 MPa、 19 MPa 和9.5 MPa，從而可以看出， 較大損傷等級的損傷效應(yīng)不太明顯， 因為采用有限元模擬法模擬75%的損傷等級的壓力值較高 （10.5 MPa 和9.5 MPa）， 損傷等級25%以及50%的壓力較低 （19.5 MPa 和28.5 MPa， 15.5 MPa 和19 MPa）。 因此可以看出50%損傷等級的壓力值更接近較小損傷等級而不是較大的損傷等級。

3 有限元分析

采用三維彈塑性有限元法 （FEM） 對管道在外部荷載 （靜水壓力） 作用下的行為進(jìn)行了數(shù)值分析。 25%、 50%和75%三種損傷程度的網(wǎng)格由20 個節(jié)點縮減的積分單元組成， 如圖7所示。 軟件ABAQUS 用于模型的建立、 處理和結(jié)果的后處理。 由于對稱性， 四分之一的管道被建模， 在模型邊界處定義了適當(dāng)?shù)膶ΨQ邊界條件。 根據(jù)試驗程序， 通過規(guī)定管道內(nèi)的靜水壓力來確定荷載的大小。 考慮到管道兩端均加蓋的情況， 在有限元模型一端引入適當(dāng)?shù)妮S向載荷。 考慮到應(yīng)變是在每個缺陷的中心測量的， 在數(shù)值分析中， 這些值在離中心位置最近的單元中確定。 該點在圖7 中標(biāo)出， 對于25%損傷的缺陷， 結(jié)果在最接近缺陷中間的積分點處確定。

圖7 25%、50%和75%三種損傷程度的缺陷有限元網(wǎng)格

管道的建模僅使用了基材的特性， 由于母材和焊接接頭的性能沒有顯著差異(小于3%)， 因此這種簡化是合理的。 圖8 顯示了損傷程度50%缺陷處的Von Mises 等效應(yīng)力的分布 （壓力30 MPa）。

從圖8 可以看出， 測量點處的應(yīng)力值為386.8 MPa， 略高于屈服強度380 MPa。 將該測量點處的應(yīng)變值與同一點試驗值（SG10， 2.07%，對應(yīng)的屈服平臺， 見表5） 進(jìn)行比較， 可以看出該測量點處的試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果非常吻合。

圖8 損傷程度50%缺陷處Von Mises 等效應(yīng)力分布

4 腐蝕管道的最大允許壓力

本研究分析API J55 套管腐蝕損傷時所能承載的最大允許壓力， 采用了文獻(xiàn)中的幾種已知的標(biāo)準(zhǔn)。 除ASME B31G 標(biāo)準(zhǔn)外， 還采用了修改后的ASME B31G 標(biāo)準(zhǔn)和Choi’s 等人的研究結(jié)果， 這三個表達(dá)式見表6。 管道尺寸和模擬缺陷如圖3 所示。 表6 中， a 和L 分別為缺陷深度和長度， M 為幾何校正系數(shù)， Cj（j=0，1，2） 為Choi’s 方程中的系數(shù)。 管道的幾何形狀如圖4 所示： t/T 代表管壁的厚度， De和Di分別代表管道的外徑和內(nèi)徑即Di=De-2t， 而平均管道半徑R= （De+Di） /4。 原始表達(dá)式中使用的缺陷長度L 被缺陷直徑D 代替。 盡管與表6 中分析的缺陷相比其形狀不同， 但這仍然是合理和保守的估算， 因為實際缺陷的形狀是圓形的， 產(chǎn)生的應(yīng)力集中比Choi’s 方程中假設(shè)的形狀低。

表6 用于計算最大允許壓力的表達(dá)式

根據(jù)ASME B31G 標(biāo)準(zhǔn)對缺陷的可接受性進(jìn)行初步檢查， 驗收標(biāo)準(zhǔn)如圖9 所示。 圖9中， a 表示最大缺陷深度， t 為管壁厚度， L 為缺陷縱向長度（即缺陷直徑30 mm、 28 mm 和26 mm），R 為管道平均半徑。

圖9 缺陷驗收標(biāo)準(zhǔn)（ASME B31G）

根據(jù)該標(biāo)準(zhǔn)， 受損管道應(yīng)該能夠承受相當(dāng)于屈服強度的環(huán)向應(yīng)力。 每個缺陷都可以用圖上的一個點來表示， 可接受的缺陷尺寸位于環(huán)向應(yīng)力曲線的下方和左側(cè)。 很明顯， 深度為25%損傷的缺陷不影響管道的完整性， 深度75%損傷的缺陷處于管道的臨界狀態(tài)的承載壓力。 根據(jù)ASME B31G 標(biāo)準(zhǔn)， 深度50%損傷的缺陷處為可接受極限承載壓力， 這被認(rèn)為是相當(dāng)保守的。

5 材料失效的評估

不同參考應(yīng)力（極限抗拉強度的80%、 85%和90%） 下的有限元分析結(jié)果以及通過表6 受損管道所能承受的最大允許壓力公式計算結(jié)果見表7。 對比有限元模擬結(jié)果認(rèn)為， 缺陷處Von Mises 應(yīng)力值達(dá)到允許最大參考應(yīng)力值時， 滿足失效準(zhǔn)則。

表7 最大允許壓力計算值與有限元分析結(jié)果對比

圖10 不同深度缺陷的最大允許壓力對比

另一方面， 從圖10 （b） 可以看出， 對于小深度的長缺陷， Choi’s 方程給出的結(jié)果認(rèn)為， 管道內(nèi)最大允許壓力隨著缺陷長度的增加而增加。 在這種情況下， 依據(jù)修訂的ASME B31G 標(biāo)準(zhǔn)可以提供更為保守的解決方案。 然而， 對于稍深的缺陷（超過管壁厚度的35%）， 管道最大允許壓力并不是隨缺陷長度的增加而增加。

6 結(jié) 論

（1） 根據(jù)ASME B31G 缺陷驗收規(guī)范， 如果缺陷深度小于管壁厚度的50%， 則不會影響外表面帶有缺陷管道的完整性。

（2） 對于深度較小的長缺陷， 與ASME B31G 標(biāo)準(zhǔn) （包括修改后的ASME B31G 標(biāo)準(zhǔn)）相比， Choi’s 方程不那么保守， 但對于長而深的缺陷， Choi’s 標(biāo)準(zhǔn)更為保守。

（3） 有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，但是利用有限元法進(jìn)行腐蝕損傷預(yù)測時很大程度上取決于參考應(yīng)力。

（4） 除長而深的缺陷外， 有限元法計算結(jié)果介于ASME B31G 標(biāo)準(zhǔn) （包括修改后的ASME B31G 標(biāo)準(zhǔn)） 和Choi’s 標(biāo)準(zhǔn)預(yù)測值之間， 但對于長而深的缺陷， 有限元法數(shù)值要保守得多。

譯自：SEDMAK A， Arsi M, ?arko evi ?， et al.Remaining strength of API J55 steel casing pipes damaged by corrosion [J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping，2020 （188）：104230.