相邻点蚀管道剩余强度评价方法研究_韩伟.pdf

2023 年第 5 期CHEMICAL SAFETY&ENVIRONMENT相邻点蚀管道剩余强度评价方法研究相邻点蚀管道剩余强度评价方法研究韩伟克拉玛依新捷能源有限公司新疆克拉玛依 834000摘要:腐蚀是引发油气管道失效的主要原因,而相邻点蚀是常见的缺陷形式。为准确评价相邻点蚀管道的剩余强度,在梳理评价方法的基础上,利用 PETROBRAS 研究机构的高等级钢水压爆破实验,考察不同方法的有效性,随后针对准确度较高的 DNV-RP-F101 方法,利用有限元分析,考察缺陷尺寸和轴向间距对剩余强度的影响,并对孤立腐蚀缺陷的判断方法进行改进。结果表明,RSTRENG 方法的保守性最强,其次为修正的 ASME B31G;DNV-RP-F101 方法的评价结果均小于实验值,平均相对误差为4.63%;原 DNV-RP-F101 方法中环向角度和轴向间距均设置不合理,腐蚀深度越大,腐蚀长度越小,轴向间距的极限长度越大;通过引入修正系数进行调整,改进后平均相对误差为 1.27%,准确性更高。关键词:相邻点蚀;剩余强度;环向角度;轴向间距;DNV-RP-F101 方法作者简介:韩伟,男,本科,工程师(中级),目前从事机械设备相关方面的研究,2008.1 毕业于中国石油大学(华东)。随着油气资源管输规模的不断扩大和管道运行年限的不断增加,腐蚀、第三方破坏、材料失效、自然力破坏等原因造成的穿孔泄漏事件频发,导致一系列的人员伤亡和财产损失,对企业的社会公信力造成损害1-2。狄彦等3、胡灯明等4在对国内公开的管道事故统计的基础上,确定了腐蚀是影响事故发展趋势的主控因素。腐蚀缺陷按几何特征可分为全面腐蚀和点蚀,其中全面腐蚀的电化学反应在金属表面均匀进行,整个基材处于活性状态,但通常腐蚀速率较低,不会造成突发性事故;而点蚀集中在金属的某一特征位置,是诱发管道穿孔的主要因素,其发生概率及后果严重性更大。因此,明确点蚀对管道材料力学和剩余强度的影响,对于确定合理的检验检测周期至关重要。目前,评价点蚀管道剩余强度的方法较多,许艳梅5对比了 4 种评价方法的理论公式和适用范围,针对不同等级钢选用了不同评价方法;陈秀琼6采用 Monte Carlo 模拟对管道极限状态函数进行迭代计算,考察了不同目标可靠度下的参数敏感性;褚泽等7通过引入压力比和误差,考察了缺陷几何尺寸和管材物性参数对失效压力的影响,得到不同角度下的保守性失效评估准则。但以上研究只考虑单一腐蚀缺陷对失效压力的影响,未考虑群(相邻)点蚀对管道剩余强度的影响,而现场实际工况中多以群腐蚀为主。本文在梳理相邻点蚀管道剩余强度评价方法的基础上,考察不同评 价 方 法 的准确性,进 而 利 用 Ansys Work-bench 平台进行有限元分析,考察不同缺陷尺寸和轴向间距对剩余强度的影响。研究结果可为管道完整性管理水平的提升提供实际参考。1各种相邻点蚀管道剩余强度评价方法梳理涉及相邻点蚀管道剩余强度评价方法的有修正的 ASME B31G、RSTRENG、DNV-RP-F101和 PCORRC 等。1.1修正的 ASME B31G 方法修正的 ASME B31G 中规定8,当相邻点蚀缺陷的轴向间距 Ld 25.4 mm 且环向间距 La 360tD(1)Ld 2Dt(2)式(1)(2)中:为相邻点蚀缺陷的环向角度,;t 为管道壁厚,mm;D 为管径,mm;Ld为相邻点蚀缺陷的轴向间距,mm。1.4PCORRC 方法PCORRC 方法是由美国 Battle 实验室开发完成的,在膨胀系数、流变应力和缺陷投影面积上均有所改进,将浅而长相邻点蚀缺陷视为孤立腐蚀缺陷。该方法没有给出缺陷轴向间距的确定方法,但鉴于其在中高等级钢上的评价结果准确性较高,拟采用 PCORRC 方法进行相邻腐蚀缺陷评价(缺陷轴向间距采用 DNV-RP-F101 中的公式(1)(2)进行范围判定)。组合缺陷长度和缺陷深度的计算公式见式(3)(4)11。Lmn=Lm+i=m-1i=nLi+Ldi()(3)dmn=i=mi=ndiLiLmn(4)式(3)(4)中:Li、di分别为孤立缺陷的长度和深度,mm;Lm n和 dmn分别为缺陷 n 到 m 的组合长度、深度,mm;Lm为第 m 个缺陷长度,mm;Ld i为第 i 个缺陷的轴向间距,mm。1.5巴西石油公司的 PETROBRAS 研究机构实验结果进行了数次相邻点蚀缺陷的高等级钢水压爆破实验,实验条件见表 1。实验管材均采用 X80,实验 1 6 的管径为 D458.8 mm 8.1 mm,屈服强度和抗拉强度分别为 601 MPa、684 MPa;实验 7 11 的管径为D459.4 mm 8 mm,屈服强度和抗拉强度分别为589 MPa、731 MPa。管材的力学特性均在 石油天然气工业输送用钢管(GB/T 97112011)的范围内。表 1 中的缺陷轴向间距和环向间距取正值时,说明对应的缺陷投影未重合;反之,取负值时,说明对应的缺陷投影有部分重合。1.6各评价方法的误差分析采 用 修 正 的 ASME B31G、RSTRENG、DNV-RP-F101、PCORRC 方法分别计算对应实验条件下的剩余强度,进行评价方法有效性验证和筛选,结果见图 1。鉴于第 3 组缺陷实景向轴向投影时,不影响组合缺陷长度,故可将 1、3、7 组均视为单腐蚀缺陷,其 组 合 缺 陷 长 度 分 别 为 39.6 mm、39.6 mm 和40.05 mm,组合缺陷深度分别为 5.37 mm、5.62 mm和 3.75 mm。计算结果和实验结果见图 1,由图可知,3 组实验的计算结果与实验值相比差距最小,说明上述几种评价方法更适合单点蚀缺陷剩余强度的评价。从总体上看,RSTRENG 方法的保守性最强,其次为修正的 ASME B31G;PCORRC 方法在第 3、7 组实验时评价结果大于实验值,存在不安全因素。DNV-RP-F101 方法的评价结果均小于实验值,且与实验值的吻合性最好,平均相对误差最小为4.63%,说明该方法可以作为后续相邻点蚀管道剩余强度计算的基础。单独统计不同实验条件下 DNV-RP-F101 方法的相对误差,见图 2。此时,第 2、5、6、8、9 组实验的缺陷实景虽不尽相同,但组合缺陷长度均为99 100 mm,可近似认为组合缺陷长度相同。其中,第 2 组实验缺陷只有轴向投影,其余实验既有轴向投影又有环向投影,DNV-RP-F101 方法在计算的过程中,只考虑了轴向投影对缺陷长度的影响,因此,第 2 组实验是最符合DNV-RP-F101 方法适用条件的工况,但该组实验的相对误差却较大,说明公式(3)在计算组合缺陷长度时存在误差。第 8、9、10、11 组实验在环向上均存在 3 组相邻腐蚀缺陷,在轴向上分别存在 3、5、5、9 组相邻腐蚀缺陷,故这 4 组实验的组合缺陷长度逐渐增大,相对误差也逐渐增大,再次证明了公式(3)在计算上的不足。而公式(3)的正确与否源于公式(1)(2)对于孤立腐蚀缺陷的判断方法。图 1不同评价结果对比图72 2023 年第 5 期CHEMICAL SAFETY&ENVIRONMENT图 2DNV-RP-F101 方法的相对误差2有限元分析鉴于第 1 部分的水压爆破实验数据较少,为进一步分析 DNV-RP-F101 方法对相邻点蚀管道剩余强度的适应性,基于 ANSXS 公司的 Workbench 软件建立含点蚀缺陷的金属管道模型,对其进行有限元分析,管材性能见表 2。缺陷形状采用椭球形,管道受力只考虑土壤挤压和内压作用的影响,不考虑其余附加载荷的影响,故在管道截面施加垂直于截面方向的位移约束,在管道两端施加轴向位移约束,在管道内表面施加面载荷。表 1相邻点蚀缺陷实验条件序号缺陷尺寸/mm缺陷长度缺陷深度缺陷宽度缺陷轴向间距缺陷环向间距实验值/MPa缺陷实景图缺陷描述139.65.3731.90/22.68单腐蚀239.65.3231.9020.05-31.9020.312 个轴向相邻腐蚀339.65.6232.00-39.609.9021.142 个环向相邻腐蚀439.55.4232.10-9.5010.0020.872 个交叉相邻腐蚀539.65.3832.3020.509.6018.664 个交错相邻腐蚀639.55.2631.9020.4010.0018.773 个交错相邻腐蚀740.053.7532.00/24.2单腐蚀840.053.8532.15-9.889.8823.063 个交叉相邻腐蚀940.003.8132.0819.9510.0323.235 个交错相邻腐蚀1040.063.8132.1119.9510.0321.265 个交错相邻腐蚀1140.043.6832.1420.069.9920.169 个交错相邻腐蚀82 2023 年第 5 期CHEMICAL SAFETY&ENVIRONMENT表 2管材参数表管材屈服强度/MPa抗拉强度/MPa泊松比弹性模量/MPa管径D/mm壁厚t/mmX806007200.320 50091415.82.1点蚀管道网络划分根据重点区域的不同分别采用八节点、十六节点等网格划分类型,结果见图 3。对于管道失效,采用最大主应力失效准则判定,当 Von Mises 等效应力超过管材屈服强度时,认定管道失效,此时等效应力对应的失效压力即为剩余强度。见式(5)。s=12(1-2)2+(2-3)2+(3-1)2(5)式(5)中:s为 Von Mises 等效应力,MPa;1、2、3分 别 为 第 一、第 二、第 三 主 应力,MPa。图 3点蚀管道网格划分结果2.2适用条件分析根据 ANSYS 公司的 Worlcbench 软件得到的定义腐蚀长度系数 a=L/(Dt)0.5,深度系数c=d/t,轴向 间 距 系 数 n=Ld/(Dt)0.5(d 为 腐 蚀 深 度,mm;t 为管道壁厚,mm)。取相邻腐蚀缺陷长度均为 60 mm、宽度为 32 mm,在 c 为 0.2、0.4、0.6、0.8 的前提下,考察轴向间距系数对剩余强度的影响,见图 4。在相同的腐蚀深度下,剩余强度随轴向间距的增加而增大,但增速呈对数关系减弱。当轴向间距较小时,应力分布集中在相邻点蚀的中间位置,随着轴向间距增大,应力集中从中间向点蚀内部移动,说明此时相邻点蚀缺陷不存在互馈关系,可以按照孤立腐蚀缺陷评价。当 c=0.2 和0.4 时,n1 的剩余强度基本一致;当 c=0.6 时,n1.5 的剩余强度基本一致;当 c=0.8 时,n2的剩余强度基本一致,即腐蚀深度越大,轴向间距的极限长度越大。对照公式(2),只有当腐蚀深度较大时,才能满足相邻点蚀作用的轴向间距限值。因此,公式(2)具有局限性。取双腐蚀深度均为 9.5 mm、宽度为 32 mm,在a 为 0.5、1.0、1.5、2.0 的前提下,考察轴向间距图 4轴向间距系数对剩余强度的影响(不同腐蚀深度)系数变化对剩余强度的影响,见图 5。当 a=0.5 时,相邻腐蚀缺陷之间的影响较大,轴向间距的极限长度较大;随着腐蚀长度的增加,剩余强度曲线变得平稳,相邻腐蚀缺陷之间的影响变小,轴向间距的极限长度也较小。但总体上说,腐蚀长度对缺陷相互作用的影响远不及腐蚀深度的影响。图 5轴向间距系数对剩余强度的影响(不同腐蚀长度)取双腐蚀缺陷长度均为 60 mm、宽度为32 mm、深度为 9.5 mm,在轴向间距系数为 1 时,考察不同环向角度对剩余强度的影响,见图 6。随着环向角度的增加,剩余压力呈波动上升趋势,当环向角度大于 30时,剩余强度不再发生变化,而根据表 2 数据参照公式(1)计算的环向角度为 47.3,说明公式(1)关于环向角度的适应性不强。2.3评价方法改进基于上述有限元分析结果,将公式(1)(2)进行改进,在环向角度条件中引入 0.7 的系数修正,在轴向间距条件中区分不同腐蚀深度进行修正,见式(6)(7)。0.7 360tD(6)92 2023 年第 5 期CHEMICAL SAFETY&ENVIRONMENT图 6不同环向角度对剩余强度的影响当 d/t 0.4,LdDt当 0.4 d/t 1.5Dt当 d/t 0.6,Ld 2Dt|(7)利用上述修正的公式,重新计算表 1 中的 11组实验,并与未改进前的结果进行对比,各组实验的相 对 误 差 见 图 7。改 进 前 平 均 相 对 误 差 为4.63%。改进后,除第 3 组实验的相对误差略有上升外,其余实验相对误差均有不同程度的下降,第 2、4、9、10、11 组的精度提高较多,说明改进后的 DNV-RP-F101 方法不仅适合单点蚀缺陷管道剩余强度的评价,也适用相邻点蚀缺陷管道剩余强度的评价,平均相对误差 1.27%,方法的适用范围大幅提升。图 7DNV-RP-F101 方法改进前后的相对误差对比3结论(1)在梳理相邻点蚀管道剩余强度评价方法的基础上,利用真实水压爆破数据对多种评价方法的适应性进行了考察,其中 RSTRENG 方法的保守性最强,其次为修正的 ASME B31G;DNV-RP-F101 方法的评价结果均小于实验值,且与实验值的吻合性最好,平均相对误差为 4.63%,该方法可以作为后续相邻点蚀管道剩余强度计算的基础。(2)利用有限元分析,考察 了 DNV-RP-F101 方法应用条件的适用性,原公式中环向角度和轴向间距均设置不合理,通过引入修正系数进行调整,改进后平均相对误差 1.27%,方法的适用范围大幅提升。参考文献1 白晓航,孙亮,陈海翔,等.国外长输管道失效事故调查 标 准 及 推 荐 做 法 J.油 气 田 地 面 工 程,2022,41(10):1-6.2 王钰滔,吕延鑫,杨万里,等.国内外输气管道事故研究综述 J.化工设备与管道,2022,59(4):78-84.3 狄彦,帅健,王晓霖,等.油气管道事故原因分析及分类方法研究 J.中国安全科学学报,2013,23(7):109-115.4 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