崔铭伟 封子艳 由 洋 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))

双点蚀缺陷管道剩余强度分析*

崔铭伟**1封子艳1由 洋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))

现有双腐蚀缺陷管道剩余强度评价规范大多以轴向均匀腐蚀为研究对象，评价双点蚀缺陷管道时结果偏保守，导致管材严重浪费。利用非线性有限元分析方法对含有交互影响双点蚀缺陷管道的剩余强度进行分析，验证了分析方法的可靠性。在此基础上，研究了轴向间距对带有相同尺寸双点蚀缺陷管道失效压力的影响，分析表明：当双点蚀缺陷轴向间距很近时，双点蚀缺陷管道失效压力会明显小于半径为两个点蚀缺陷半径之和的单点蚀缺陷管道的失效压力；0

管道 双点蚀缺陷 剩余强度 非线性有限元法

国内油气集输管线的腐蚀问题非常突出，局部腐蚀所占比例往往比全面腐蚀要大得多，油气集输管线外部长期受到土壤介质、杂散电流的腐蚀，内部受到含有H2S、CO2及Cl-等腐蚀性介质的油、气、水的侵蚀，极易发生以点蚀缺陷为代表的局部腐蚀，而且油气集输管线中的腐蚀大都由多个点蚀缺陷群组成，多个独立点蚀缺陷构成点蚀群，点蚀群中各个点蚀缺陷之间，点蚀群与点蚀群之间均会发生相互作用，从而影响腐蚀管道的破坏模式和极限内压荷载。

针对点蚀群的相互作用机理，Bjsrney O H等首次得出腐蚀缺陷之间的相互作用与点蚀的半径、点蚀深度及点蚀间距等参数密切相关，并提出相互作用准则[1,2]；Benjamin A C等对双点蚀缺陷和多点群腐蚀管道开展一系列的爆破实验和非线性有限元分析，结果表明将多点腐蚀简化考虑成单点腐蚀进行评估，会导致计算结果过于保守[3～5]。Benjamin A C等采用非线性有限元方法研究了腐蚀之间的相互作用规律，结果表明该方法可以很好地预测多点腐蚀管道的极限内压荷载[6，7]。董事尔等采用非线性有限元法对不同剩余壁厚、不同内压和不同点蚀间距的管道剩余强度进行分析，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[8]。研究人员提出了一些双点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，还无法上升为规范指导双点蚀缺陷或点蚀群管道失效压力的计算。

文献[9]列举了目前通用的管道缺陷评价方法，如：腐蚀缺陷评价规范DNV-RP-F101[10,11]、修正的B31G规范[12～14]和RSTRENG规范；沟槽缺陷评价方法NG-18方程[15]、BS7910[16]、API 579；裂纹评价方法BS 7910(或API 579)等大都是以均匀的具有规则长宽深的单腐蚀为研究对象，只有DNV RP-F101评价方法考虑了相邻均匀腐蚀之间的相互作用，但得出的结果仍然非常保守，目前世界上还没有一套适用点蚀缺陷油气管道失效压力的评价方法，更没有适应双点蚀缺陷或者点蚀群的油气管道失效压力计算方法。因此，继续开展相邻点蚀管道剩余强度评价工作显得十分必要。

1 非线性有限元分析可靠性验证

1.1失效准则

失效准则是评判失效的依据，它依失效模式而定，目前应用比较广泛的有两种：基于弹性失效的准则[17～19]，即腐蚀区的等效应力达到管材的屈服强度时，认为管道失效；基于塑性失效的准则[18，20]，即腐蚀区最小等效应力(笔者采用Von Mises等效应力)达到材料的抗拉强度σb时，管道发生失效。

油气管道材料有较好的韧性，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，Von Mises条件表示为：

(1)

式中σν——Von Mises等效应力，MPa；

[σ]——许用应力，MPa。

1.2非线性有限元分析实验验证

针对文献[21]中群腐蚀实验数据，用非线性有限元法预测失效压力，计算结果与误差见表1，从表1可以看出，计算误差均较小，保持在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管道失效压力的计算方法是可行的。

表1 群腐蚀实验数据与模拟数据对比

2 研究管道基础数据

X65钢性能参数如下：

屈服强度σs450MPa

抗拉强度σb695MPa

弹性模量E206GPa

泊松比ν0.3

管道外直径D355.6mm

管道壁厚t15.9mm

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：

(2)

ε0=σs/E

(3)

式中n——幂硬化指数；

α——硬化系数；

ε——不同内压荷载下的管道应变；

ε0——初始应变；

σ——不同内压荷载下的管道应力，MPa。

表2 管材X65的双点蚀缺陷相互作用分析案例

(续表2)

3 计算结果分析

3.1相同半径双点蚀缺陷管道剩余强度分析

图2～4表示点蚀半径R1=R2=6.77mm，深度系数d1、d2分别为0.3、0.5、0.7时的双点蚀缺陷管道等效应力云图，图中的数据源自表2中的21～30、51～90号数据。从图中可以看出，随着双点蚀缺陷轴向间距的增加，双点蚀缺陷之间的相互作用越来越弱，当轴向腐蚀间距ld>ls后，轴向腐蚀的相互影响已经非常微弱，可以认为没有影响；随着点蚀深度系数的增加，双点蚀缺陷相互作用，并且没有在管道等效应力云图上有明显的体现。

图2 d1=d2=0.3时双点蚀缺陷管道等效应力云图

图3 d1=d2=0.5时双点蚀缺陷管道等效应力云图

图4 d1=d2=0.7时双点蚀缺陷管道等效应力云图

图5表示点蚀半径R1=R2=6.77mm，深度系数d1、d2分别为0.3、0.5、0.7的双点蚀缺陷管道等效应力随轴向位置的变化，图中的数据源自表2中的21～30、51～90号数据。从图可以看出，随着双点蚀缺陷轴向间距的增加，管道失效时距点蚀远端管壁外层节点等效应力明显增加，但轴向间距增加到一定数值后，远端管壁外层节点等效应力变化已经不大，说明，随着双点蚀缺陷轴向间距的增加双点蚀缺陷相互作用减弱；随着点蚀深度系数的增加，远端管壁外层节点等效应力不发生变化的点蚀间距越来越大，点蚀深度系数分别为0.3、0.5、0.7的管道管壁外层节点等效应力不发生变化的轴向间距分别为0.3ls、0.7ls、1.0ls。由文献[22]可知，随着点蚀轴向间距的增加，双点蚀缺陷管道失效压力增大，双点蚀缺陷管道失效压力不会大于相同尺寸的单点蚀管道失效压力；当双点蚀缺陷间距较小时，其失效压力明显小于点蚀半径R=13.54mm(所研究双点蚀缺陷半径R1、R2的和)的单点蚀管道失效压力，这主要是因为，半径为6.77mm的双点蚀缺陷轴向腐蚀坑剖面面积比kp和腐蚀坑形状系数均大于点蚀半径为13.54mm的单点蚀的[22]。

图5 不同深度系数的双点蚀缺陷管道等效应力随轴向位置的变化

由上述分析可以看出，点蚀缺陷深度对双点蚀缺陷相互作用区间有明显的影响，随着点蚀缺陷深度的增加，双点蚀缺陷相互作用区间也增加。但当ld>ls后，双点蚀缺陷之间的相互作用已经不明显，可以忽略。当双点蚀缺陷轴向间距很近(一般是ld<0.1ls)时，双点蚀缺陷管道失效压力会明显小于半径为两个点蚀缺陷半径之和的单点蚀缺陷管道的失效压力，因此为确保腐蚀管道评价的安全性，一般不将两个或多个点蚀缺陷简化成单点蚀缺陷管道进行评价。

图6表示双点蚀缺陷管道失效压力随轴向间距变化的曲线，图8中的数据源自表2中的21～30、51～90号数据。从图可以看出，当双点蚀缺陷轴向间距较小时，双点蚀缺陷相互作用明显；当ld≥0.5ls后，双点蚀缺陷相互作用已经不明显，但为了评价的安全性，可将0

图6 相同半径的双点蚀缺陷管道失效压力随轴向间距系数的变化

3.2相同深度双点蚀缺陷轴向间距管道剩余强度分析

图7～9表示点蚀深度系数d1=d2=0.5，点蚀半径R1、R2分别为2.82、6.77、18.05mm时的双点蚀缺陷管道等效应力云图，图中的数据源自表2中的1～50号数据。从图中可以看出，随着双点蚀缺陷轴向间距的增加，双点蚀缺陷之间的相互作用越来越弱，当轴向腐蚀间距ld>ls后，轴向腐蚀相互影响已经非常微弱，可认为没有影响；随着点蚀半径的增加，双点蚀缺陷相互作用的轴向临界间距逐渐增大，但均没有超过ls，因此为了评价结果的安全性可将ls看作双点蚀缺陷相互作用的临界间距。

图7 R1=R2=2.82mm时双点蚀缺陷管道等效应力云图

图8 R1=R2=6.77mm时双点蚀缺陷管道等效应力云图

图9 R1=R2=18.05mm时双点蚀缺陷管道等效应力云图

图10表示点蚀深度系数d1=d2=0.5，点蚀半径R1、R2分别为2.82、6.77、18.05mm时的双点蚀缺陷管道等效应力随轴向位置和内压荷载的变化，图中的数据源自表2中的1～50号数据。与相同半径双点蚀缺陷管道剩余强度分析一样，从图12a～14a可以看出，随着双点蚀缺陷轴向间距的增加双点蚀缺陷相互作用减弱；随着点蚀半径的增加，远端管壁外层节点等效应力不发生变化的点蚀间距越来越小，点蚀半径分别为2.82、6.77、18.05mm的管道管壁外层节点等效应力不发生变化的轴向间距分别为1.0ls、0.7ls、0.5ls。

图10 不同点蚀半径的双点蚀缺陷管道等效应力随轴向位置的变化

图11中的数据源自表2中的1～50号数据。图中所示相同深度的双点蚀缺陷失效压力随轴向间距系数的变化曲线趋势与图6中的曲线趋势相同。因此，0

图11 相同深度的双点蚀缺陷管道失效压力随轴向间距系数的变化

4 结论

4.1采用基于塑性失效的准则的三维非线性有限元法研究双点蚀缺陷管道剩余强度，可以得到可靠、准确的研究结果。

4.2当双点蚀缺陷轴向间距很近时，双点蚀缺陷管道失效压力会明显小于半径为两个点蚀缺陷半径之和的单点蚀缺陷管道的失效压力，因此为确保腐蚀管道评价的安全性，一般不将两个或多个点蚀缺陷简化成单点蚀缺陷管道进行评价；0

4.3点蚀半径对双点蚀缺陷相互作用区间的影响要大于点蚀深度，随着点蚀半径的增加，双点蚀缺陷相互作用区间增加的更快，但当ld>ls后，双点蚀缺陷之间的相互作用仍可以忽略。

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ResidualStrengthAnalysisofCorrodedPipelinewithDoublePittingCorrosionDefect

CUI Ming-wei1, FENG Zi-yan1,YOU Yang1, CAO Xue-wen2

(1.ResearchInstituteofShaanxiYanchangPetroleum(Group)CompanyLimited,Xi’an710075,China;2.CollegeofPipelineandCivilEngineering,ChinaUniversityofPetroleum,Qingdao266580,China)

The evaluation specifications for pipelines with double corrosion defect take axial uniform corrosion as the research object, and its evaluation results are partially conservative which resulting in waste of pipes. The nonlinear finite element analysis method was adopted to analyze residual strength of the reciprocally-influenced pipeline with double pitting defect and then the reliability of this analysis method was verified. Analyzing the axial space’s impact on the failure pressure of the pipeline with defects of the same size shows that, when the double axial space of the pitting corrosion defect becomes very close, the failure pressure of the pipeline with defect becomes significantly less than that of the pipeline with single pitting corrosion defect whose radius is the sum of radius of the double pitting corrosion defect; and 0

pipeline,double pitting corrosion defect, residual strength, nonlinear finite element method

*国家自然科学基金项目(51006123)。

**崔铭伟，男，1983年8月生，工程师。陕西省西安市，710075。

TQ055.8+1

A

0254-6094(2016)03-0365-08

2014-09-17，

2016-05-20)