不同尺寸双腐蚀缺陷管道剩余强度研究＊

封子艳南蓓蓓杨志刚崔铭伟曹学文

（1.陕西延长石油（集团）有限责任公司研究院；2.中国石油大学（华东））

不同尺寸双腐蚀缺陷管道剩余强度研究＊

封子艳1南蓓蓓1杨志刚1崔铭伟1曹学文2

（1.陕西延长石油（集团）有限责任公司研究院；2.中国石油大学（华东））

利用非线性有限元分析方法，对含有不同尺寸的双腐蚀缺陷管道剩余强度进行分析，与实验结果进行对比，验证了非线性有限元法的可靠性。在此基础上，分别研究了轴向间距对不同长度、不同深度双腐蚀缺陷管道剩余强度的影响，计算结果表明：当双腐蚀缺陷轴向间距很小时，不同长度双腐蚀缺陷之间存在完全相互作用，而不同深度双腐蚀缺陷之间不存在完全相互作用；随着双腐蚀缺陷轴向间距系数的增加，不同长度和深度双腐蚀缺陷管道失效压力均呈现明显的对数函数变化形式；当双腐蚀轴向间距系数大于2.5ls后，不同长度和深度双腐蚀相互作用现象均消失。

双腐蚀缺陷；轴向间距；交互影响；剩余强度；非线性有限元法

0 引 言

由于腐蚀缺陷造成油气管道强度失效将引起油气泄漏，泄漏的油气挥发扩散、燃烧将引发一系列环境污染问题，其污染范围广、危害程度大，是油气田环境保护工作中迫切需要解决的问题，一直受到高度重视。

油气管道泄漏会严重破坏陆地生态环境系统或海洋生态环境系统。陆上油气泄漏会影响土壤中微生物的生存，破坏土壤结构，改变地表生态，导致农作物减产或死亡，受污染地区甚至可能在几十年甚至上百年的时间内寸草不生。海底油气管道泄漏会影响海洋底栖生态系统，导致海洋中大量藻类和微生物死亡，厌氧生物大量繁衍，进而导致海洋生态系统的失衡；更严重的是泄漏油气形成油膜，影响了海洋对大气中二氧化碳等温室气体的吸收，使温室气体增多，严重影响陆上生态环境。因此，研究评价腐蚀缺陷管道剩余强度的方法，不仅有助于掌控油气管道安全运行，更有助于油气管道周围环境的保护。

1 腐蚀缺陷管道研究进展

油气管道中的腐蚀缺陷大都由多个腐蚀缺陷组成，多个独立腐蚀缺陷构成群腐蚀缺陷，群腐蚀缺陷中各个腐蚀缺陷之间、群腐蚀缺陷与群腐蚀缺陷之间，均会发生相互作用，从而影响腐蚀缺陷管道的破坏模式和极限内压荷载。当前主要腐蚀缺陷评价规范ASME-B31G（修订版）［1］、BS7910［2］、DNVRPF101［3］和PCORRC［4］方法等，大都以单腐蚀缺陷管道为研究对象，仅DNVRP-F101评价方法考虑了相邻腐蚀缺陷之间的相互作用，但得出的结果也非常保守。O’Grady等［5-6］于1992年提出了多点腐蚀缺陷管道相互作用准则。2001年，Bjsrney等［7-8］首次研究了双点腐蚀缺陷之间的相互作用机理，并提出相互作用准则。从20世纪90年代中期开始，随着计算机技术的发展和有限元理论的不断成熟，以Benjamin和Andrade［9-12］、Silva［13］、Fu［14］、Batte［15］、Klever［16］以及西方的一些科研单位［17-21］为代表的科研人员纷纷开展了以有限元模拟为主试验为辅的腐蚀缺陷管道研究，证明了有限元理论的可靠性。研究采用三维非线性有限元方法，建立不同尺寸交互影响双腐蚀缺陷管道失效的数值模型，研究轴向间距对不同长度、不同深度双腐蚀缺陷管道剩余强度的影响，为进一步提出双腐蚀缺陷管道交互影响准则建立基础。2006年和2007年，Benjamin和Andrade等［9-11］对多点群腐蚀缺陷管道开展一系列的爆破实验和非线性有限元分析表明：如果根据现有规范ASME-B31G和改进的B31G等不考虑腐蚀缺陷损伤之间的相互作评估，会导致计算结果过于保守。2007年，Silva等［12-13］结合人工神经网络，采用非线性有限元方法研究了腐蚀缺陷之间的相互作用规律，结果表明该方法可以很好预测多点腐蚀缺陷管道的极限内压荷载。董事尔等［22］于2005年采用非线性有限元法，发现管道剩余壁厚对点蚀之间的相互作用也有较大的影响。研究人员提出了一些双腐蚀缺陷相互作用准则，但这些准则各不相同，大多为定性分析，甚至相互矛盾，其可靠性有待进一步研究，因此，继续开展相邻腐蚀缺陷管道剩余强度评价工作显得十分必要。

2 非线性有限元分析方法

2.1 失效准则

失效准则是评判失效的依据，目前应用较广泛的有两种准则［23-26］：①基于弹性失效的准则，即腐蚀区的等效应力达到管材的屈服强度时，管道发生失效。②基于塑性失效的准则，即腐蚀区最小等效应力（采用VonMises等效应力）达到管材的抗拉强度时，管道发生失效。

油气管道管材有较好的韧性，采用基于弹性失效的准则过于保守，因此采用基于塑性失效的准则。在三维主应力空间，VonMises条件表示为：式中，σv为VonMises等效应力，MPa；［σ］为许用应力，MPa。

2.2 模型结构及边界条件

图1表示网格密度对模型失效压力的影响，从图1中可看出，采用1层模型对管道失效压力的计算会产生影响，当网格层数达到4层以后，网格层数不对模拟结果产生影响，因此，采用4层网格研究双腐蚀缺陷（双腐蚀缺陷指管道中存在两个腐蚀缺陷，且这两个腐蚀缺陷是轴向均匀腐蚀）管道的剩余强度。

图1 网格密度对模型失效压力的影响

图2显示了一组非轴对称模型管道外层节点等效应力随轴向位置的变化。从图2可看出，管道外层节点等效应力随轴向位置距离腐蚀越来越远而趋于稳定，说明当模型长度达到1600mm之后，模型轴向长度已不会对非线性有限元的仿真结果产生影响，因此选择1600mm轴向长度模型进行仿真研究。

图2 长度对模型失效压力的影响

2.3 实验验证

针对文献［27］中群腐蚀缺陷实验数据，用非线性有限元法预测失效压力，计算结果与误差如表1所示。从表1可看出，计算误差均在4%以内，绝大部分误差保持在1%以内，说明应用非线性有限元法研究群腐蚀缺陷管道失效压力的计算方法是可行的。

表1 群腐蚀缺陷实验数据与模拟数据对比

3 管道基础数据

研究以X65管线钢管道为研究对象，其性能参数如表2所示。

假设X65管线钢的应力-应变关系符合幂硬化应力-应变法则，其表达式为：式中，ε0=σs／E；ε为不同内压荷载下的管道应变；ε0为初始应变；σ为不同内压荷载下的管道应力，MPa；σs为屈服强度，MPa；E为弹性模量，MPa；α为硬化系数；n为幂硬化指数。

表2 X65管线钢性能参数

式中，D为管道外径，mm；t为管壁厚度，mm。

4 计算结果分析

4.1 不同长度双腐蚀缺陷管道剩余强度分析

图3和图4表示腐蚀缺陷长度分别为35.56mm和106.68mm的双腐蚀缺陷管道等效应力随轴向位置和内压荷载的变化，研究分别选择具有代表性的短腐蚀缺陷（腐蚀缺陷长度和宽度一致）35.56mm和长腐蚀缺陷106.68mm（DNV规范中超过1.5lS，即106.68mm，腐蚀缺陷长度对腐蚀管道失效压力的影响已经较小）作为双腐蚀缺陷。l表示两个不同长度腐蚀缺陷之间的轴向间距。从图3可看出，短腐蚀缺陷附近管道外层节点等效应力的变化完全落后于长腐蚀缺陷附近管道外层节点等效应力的变化，这样双腐蚀缺陷相互作用会因为短腐蚀缺陷没有完全发展，而导致相互作用减弱。从图4可看出，腐蚀缺陷长度分别为35.56mm和106.68mm的双腐蚀缺陷相互作用临界点为2lS，即双腐蚀缺陷轴向间距大于2lS之后，腐蚀缺陷长度分别为35.56mm和106.68mm的双腐蚀管道失效压力与腐蚀缺陷长度为106.68mm的单腐蚀管道失效压力一样，相当于腐蚀缺陷长度分别为35.56mm和106.68mm的腐蚀缺陷之间不发生相互作用。

图3 管道等效应力随轴向位置的变化

图4 管道等效应力随内压荷载的变化

当双腐蚀轴向间距小于0.1lS时，双腐蚀管道等效应力变化曲线几乎与长度为142.24mm的单腐蚀管道（即长度为两个单腐蚀缺陷35.56mm与106.68mm之和）等效应力变化曲线重合，本文称这种双腐蚀相互作用为完全相互作用，即双腐蚀相互作用所能达到的最大值，完全相互作用导致的管道失效压力不会超过、最多只能等于腐蚀长度为双腐蚀长度之和的单腐蚀管道失效压力。DNV和其他研究人员的研究结果的保守性可能源于此，即相互作用腐蚀长度不应包括双腐蚀之间的未腐蚀区域；当双腐蚀轴向间距大于完全相互作用临界点、小于2lS时，双腐蚀管道等效应力变化曲线位于长腐蚀长度管道和长度为两个单腐蚀缺陷之和的单腐蚀管道等效应力变化曲线之间。

不同长度双腐蚀缺陷管道失效压力随轴向间距系数的变化如图5所示。轴向间距系数表示ld（轴向间距）与lS的比值，人为定义“-1”为双腐蚀缺陷完全相互作用位置，从图5可看出，当不同长度双腐蚀缺陷轴向间距很小时（图5所示为0.0075），不同长度双腐蚀缺陷之间存在完全相互作用，随着不同长度双腐蚀缺陷轴向间距系数的增加，腐蚀管道失效压力呈对数函数变化形式。

4.2 不同深度双腐蚀缺陷管道剩余强度分析

图6和图7表示腐蚀缺陷深度系数分别为0.35，0.65的双腐蚀缺陷管道等效应力随轴向位置和内压荷载的变化。研究分别选择具有代表性的浅腐蚀缺陷和深腐蚀缺陷（DNV规范中规定，缺陷深度超过0.8倍的壁厚，管道需要检修）作为双腐蚀缺陷。l表示两个不同深度腐蚀缺陷之间的轴向间距。从图6可看出，浅腐蚀缺陷附近管道外层节点等效应力的变化完全落后于深腐蚀缺陷附近管道外层节点等效应力的变化，这样双腐蚀缺陷相互作用会因为短腐蚀缺陷没有完全发展，而导致相互作用减弱，另外当腐蚀缺陷间距达到2.5lS后，双腐蚀缺陷之间出现明显的低等效应力区，说明当腐蚀缺陷间距达到2.5lS后，双腐蚀相互作用已经不明显。从图7也可看出，腐蚀缺陷深度系数分别为0.35，0.65的双腐蚀缺陷相互作用临界点为2.5lS。

图5 不同长度双腐蚀缺陷管道失效压力随轴向间距系数的变化

图6 管道等效应力随轴向位置的变化

图7 管道等效应力随内压荷载的变化

不同深度双腐蚀缺陷管道失效压力随轴向间距的变化如图8所示。从图8可看出，不同深度双腐蚀缺陷管道失效压力随轴向间距系数的变化曲线与不同长度双腐蚀缺陷管道失效压力变化曲线有一定区别，主要表现在轴向间距系数较小时，其失效压力与双腐蚀缺陷完全相互作用失效压力相差较大，说明不同深度双腐蚀缺陷之间不存在完全相互作用，但是随着轴向间距系数的增加，双腐蚀管道失效压力仍然呈现明显的对数函数变化形式。

图8 不同深度双腐蚀缺陷管道失效压力随轴向间距系数的变化

5 结 论

采用基于塑性失效的准则的三维非线性有限元法研究双腐蚀缺陷管道剩余强度，可以得到可靠准确的研究结果。

当双腐蚀轴向间距很小时，不同长度双腐蚀缺陷之间存在完全相互作用；随着不同长度双腐蚀缺陷轴向间距系数的增加，双腐蚀管道失效压力呈现明显的对数函数变化形式；当不同长度双腐蚀轴向间距系数大于2lS后，双腐蚀相互作用现象消失。

不同深度双腐蚀缺陷相互作用规律与不同长度双腐蚀缺陷有所不同，主要表现在：①不同深度双腐蚀缺陷之间不存在完全相互作用；②不同深度双腐蚀相互作用现象消失时的轴向间距系数要稍大一些，达到2.5lS。但随着双腐蚀缺陷轴向间距系数的增加，不同深度双腐蚀管道失效压力仍然呈现明显的对数函数变化形式。

［1］ 美国机械工程师协会.ASME B31G—1991 Manual for Determining the Remaining Strength of Corroded Pipeline[S].

［2］ 英国国家标准协会.BS 7910—2005 Guide to Methods for Assessing the Accept-ability of Flaws in MetallicStructures[S].

［3］ 挪威船级社.DNV RP—F101 Corroded Pipelines[S].

［4］ Stephens D R,Leis B N,Kurre M D,et al.Development of Alternative Criterion for Residual Strength of Corrosion Defects in Moderate to High Toughness Pipe[R]. Catalog No.L51794e,1999.

［5］ O'Grady T J,Hisey D T,Kiefner J F.A Systematic Method for the Evaluation of Corroded Pipelines[J]. Pipeline Engineering,ASME,1992(46):27-35.

［6］ O'Grady T J,Hisey D T,Kiefner J F.Method for Evaluation Corroded Pipe Addresses Variety of Patterns[J].Oil and Gas Journal,1990,90(41):77-82.

［7］ Bjsrney O H,Marley M J.Assessment of Corroded Pipelines:Past,Present and Future[C]//International Offshore and Polar Engineering Conference,ISOPE,Stavanger:2001:93-100.

［8］ Bjsrney O H,Sigurdsson G,Marley M J.Background and Development of DNV-RP-F101“Corroded Pipeline”[C]//International Offshore and Polar Engineering Conference,ISOPE,Stavanger:2001:102-109.

［9］ Benjamin A C,Cunha D J S.New Method for Prediction of the Failure Pressure of Interacting Corrosion Defect [C]//International Offshore and Polar Engineering Conference,ISOPE,Lisbon:2007(2):3456-3465.

［10］Benjamin A C,Andrade E Q,Jacob B P,et al.Failure Behavior of Colonies of Corrosion Defects Composed of Symmetrically Arranged Defects[C]//International Pipeline Conference,ASME,Calgary:2006:793-799.

［11］Benjamin A C,Freire 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:2006:103-116.

［12］Benjamin A C,Freire J L F,Vieira R D.Part 6:Analysis of Pipeline Containing Interacting Corrosion Defects[J]. Experimental Techniques,2007,31(3):74-82.

［13］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.

［14］Fu B,Kirkwood M G.Prediction Failure Pressure of Internally Corroded Line Pipe Using the Finite Element Method[C]//International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering,Copenhagen:1995.

［15］Batte A D,Fu B,Kirkwood M G,et al.New Methods for Determining the Remaining Strength of Corroded Pipeline[C]//International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering,Yokohama:1997.

［16］Klever F J,Palmer A C,Kyriakides S.Limit State Design of High Temperature Pipeline[C]//International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering, Houston:1994.

［17］Chouchaoui B A.Evaluation the Remaining Strength of Corroded Pipelines[D].Waterloo:University of Waterloo,1993.

［18］Cronin D S.Assessment of corrosion damage in pipelines [D].Warterloo:University of Warterloo,2000.

［19］Cronin D S,Roy J,Pick R J.Prediction of the Failure Pressure for Complex Corrosion Defects[J].International Journal of Pressure Vessels and Piping,2002(79): 279-287.

［20］Chouchaoui B A,Pick R J.A Three Level Assessment of the Residual Strength of Corroded Line Pipe[C]//International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering,Houston:1994.

［21］Stephens D R,Leis B N.Development of an Alternative Criterion for Residual Strength of Corrosion Defects in Moderate-to-high-toughness Pipe[C]//Proceedings of International Pipeline Conference,Calgary:2000.

［22］董事尔,何东升,张鹏,等.双点腐蚀缺陷管道的弹塑性有限元分析[J].机械,2005,32(9):20-22.

［23］李增亮,陈猛.外腐蚀缺陷管道剩余强度及剩余寿命的有限元分析[J].润滑与密封,2010,35(10):86-89.

［24］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:1996.

［25］帅健,张春娥,陈福来.非线性有限元法用于腐蚀缺陷管道失效压力预测[J].石油学报,2008,29(6):933-937.

［26］赵新伟,罗金恒,郑茂盛,等.弥散型腐蚀缺陷损伤管道剩余寿命预测方法[J].石油学报,2006,27(1):119-123.

［27］Freire J L F,Vieira R D,Benjamin A C,et al.Part 6:A-nalysis of Pipeline Containing Interacting Corrosion Defects[J].Experimental Techniques,2007(31):74-82.

10.3969／j.issn.1005-3158.2015.03.002

：1005-3158（2015）03-0004-05

2014-08-19）

（编辑 石津铭）

国家自然科学基金项目（No.51006123）“音速喷嘴中气液两相流临界分配特性及相分离控制理论”。

封子艳，2013年毕业于中国石油大学（华东）化学工程与工艺专业，博士，现在陕西延长石油（集团）有限责任公司研究院从事油气田化学研究工作。

通信地址：陕西省西安市科技二路75号陕西延长石油（集团）有限责任公司研究院，710075