影响含腐蚀缺陷管道剩余强度的参数分析

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腐蚀导致的事故在所有的管道事故中占有-定的比例。据美国管道与危险材料管理办公室(PHM。

SA)统计，1988-2008年，北美天然气输送管道由于各种原因导致的重大管道事故中，腐蚀因素导致的事故占18%。因此，为了科学地指导管道的维修计划和安全生产管理，需要对油气长输腐蚀基金项目：中国石油大学(北京)青年教师专项培养基金项 目(KYJJ2012-04-26)· 2O·第30卷第 1期 压 力 容 器 总第242期管道剩余强度评价，研究含缺陷管道是否能在某- 操作压力下正常运行以及在某-缺陷下允许存在的最大工作压力。

近40年来，针对腐蚀缺陷管道剩余强度(即管道失效压力)的计算方法，得到了较快的发展620世纪7O年代首先由Kiefner和Maxey等提出计算含缺陷管道的剩余强度的半经验断裂力学公式NG-18。国内外的研究机构针对该公式中的流变应力、Folias鼓胀因子和腐蚀区域面积的定义，提出了很多不同的改进方法，并颁布了相应的标准 -4 J。1984年，美国机械工程师协会颁布了第- 个关于含缺陷管道的评价标准 ASME B31G-1984。国外研究人员针对该标准的保守性进行了分析，并通过-系列含不同形状缺陷全尺寸钢管的爆破试验，修正后得到ASME B31G-1991评价标准↑年来，针对该标准的准确度，采用分级评价并颁布了 ASME B31G-2009，API 579，SY!T6151等评价标准。基于有限元分析和全尺寸爆破试验，出现了PCORRC和DNV RP-F101等推荐评价方法。参照ASME B31G-l991，我国制定了石油天然气行业标准 SY/T 6151-2009《钢质管道管体腐蚀损伤评价方法》。

在选用上述标准进行评价时，需要参考管道使用年限、管材性质、缺陷特征、检测技术及业主要求等多方面的因素来确定。由于评价标准中的参数定义不同，评价结果也存在-定的差异。国内外学者对现有标准的适用性进行了分析。帅健等 对比了 SY/T 6477-2000与 API RP579-2000评价方法；何东升等 。。对比了 B31G，API579和DNV RP-F101等评价标准；王禹钦等 l对比了B31G与 RSTRENG中腐蚀面积对评价结果的影响；高松巍等 评价了API准则的适用性情况。文中将系统地对比 B31G，API 579和 DNVRP-F101，PCORRC等标准中影响失效压力的参数，并结合爆破试验数据评价以上标准的适用性。

1 评价方法简介管道剩余强度评价标准的差别主要体现在对计算公式中的流变应力、Folias鼓胀因子、腐蚀缺陷投影面积以及允许的最大缺陷长度等方面。随着评价需求的提高，评价过程中考虑的因素也增加，目前的标准仍在不断地修订中，不断完善需要评价的对象，例如：考虑腐蚀管道受内压、弯曲载荷的联合作用，以及单个腐蚀、相邻腐蚀之间的相互影响，对于针对环向、轴向缺陷的环向评价等。

这些修正使得各个标准的适用范围越来越宽，精确性也越来越高，保守性越来越低。表1列出了各评价标准中的流变应力、Folias鼓胀因子以及腐蚀缺陷投影面积等参数的定义。

2 参数影响分析2.1 流变应力的影响根据 API 5L与 DIS3183管线钢国际标准对X42～X120级别管线钢 SMYS与 SMTS的定义，可以计算出标准中的流变应力。图 1示出当流变应力定义为 SMTS时，流变应力值最大，其次是SMYS68.95 MPa。随着管材级别的增大，流变应力不同定义之间的减小(不包括1.1 SMYS)，X120级别的流变应力基本相同。

2.2 腐蚀缺陷几何特征的影响油气管线中腐蚀缺陷，按其特征分为局部腐蚀、均匀腐蚀和裂纹腐蚀。腐蚀缺陷的评价方法，也影响含腐蚀缺陷管道剩余强度的计算。为了考察评价缺陷的特征指标(即缺陷面积与鼓胀因子)的影响，将L// 定义为当量长度，将类似于NG～18公式中括号中的内容定义为减速比 。

图2，3示出，当量长度较小时，NG-18的计算与其他曲线差别不大，随着当量长度的增加，偏离越来越大；其他同标准中的鼓胀因子随当量长度变化的趋势基本-致，ASME B31G-1984与API 579的曲线重合。因此，NG-18是比较适合短缺陷的，对于较长缺陷容易导致计算的实效压力偏高。随着当量长度的增加，不同标准计算所得的鼓胀因子的差别越来越大。

由于鼓胀因子定义的不同，导致减速比存在- 定的差异。图 3中对比了上述标准之间的差异。减速比随着缺陷长度的增加而降低，对于短缺陷，Folias鼓胀因子对于评价结果的影响比较小，而对于较长的缺陷，Folias鼓胀因子对其影响就比较突出，并且 ASME B31G-1991，API 579与DNV RP-F101评价结果比较相近。NG-18在评价长缺陷时偏离误差比较大，所以该评价标准由于Folias鼓胀因子的限制，只适合较短缺陷的评价。

· 21·影响含腐蚀缺陷管道剩余强度的参数分析 Vo130.Nol 2013表 1 含腐蚀缺陷管道剩余强度评价标准的对比流变应力 评价方法 失效压力 P Folias鼓胀因子 投影面积 缺陷长度n1-旦 [1- L1.12B JotNG-18 -. orn。 2t r - A。 ] 1.1S Ld n r， d/t 、21s- D， A 1 0.54(L/2) 1/2 。 L 1.1×d/t-Q15)- - - 12 d- 2z- ， 了 了 、1-了2了d 1 L2<20. Dt，L1.12B √DtASME √0.s(吉 .。；。/-1 0匿.8Lz 1.1SMyS A -dL； n r，d/t 、2 J ”- 、1.1×-Q15 B31G-1984 d，>20， -1]AdL√0.8( L )>4.0[10.6275(去ASME- - ，1-0.85f 、0.003375(-L) ]，L1.12B √DtSMYS 0.85以 D-r， d./t 、2 B31G- l991。

≤ ；0 68.95 MP 。- 1.1× -Q15， SY/T -.s5孚击 -1] 6151-209 M10.032瓦L23. 3，. .L. . -2- >50 DtAPI 579A[1Q79(去 (SMYS T)/2 L1.123DNV M： [10.31(L) ] /2 sMTs 矩形、RP-F101 √Dt 平底形状P ： 百2tl-孚[1-exp×PC0RRC sMTs(.0· 7志 川注：A：腐蚀区域的面积，mm ；A0：管道未腐蚀的初始面积，am ；D：管道的外径，mm；d：腐蚀区域的深度，mm；t：管道的初始壁厚mm；三：腐蚀缺陷允许的长度，mm；SMYS，SMTS分别为标准中规定的某-强度级别管材的最小屈服强度和抗拉强度，MPa。

腐蚀缺陷的面积对于管道剩余强度的评价也有-定的影响。腐蚀缺陷的面积计算包括3种情况：dL，2/3dL，0.85dL。图4示出，0.85dL的计算结果是始终介于矩形和抛物线之间的，这样不会使得评价结果偏保守。在 2009年颁布的标准ASME B3 1 G-2009中，针对缺陷的-级评价也采用了0.85dL定义腐蚀面积 J。

3 评价结果的验证为验证以上几种评价方法的适用性及准确度，下面通过计算各个方法预计计算出的爆破压力与实际爆破压力的相对误差来确定各方法的精确性 。图5示出ASME B31G-1991，DNV RP- F101，PCORRC三种方法预测的爆破压力与实第 30卷第 1期 压 力 容 器 总第 242期际爆破压力的相对误差。

重700媛700应力/MPa图 1 X52-X120钢级不同流变应力的对比14H圜当 7辎O0 7 14当量长度图2 当量长度变化对鼓胀因子的影响图3 鼓胀因子的不同定义对减速比的影响图5中的纵坐标为预测值与实测数据的误差 ，相对误差为正数，表明预测的爆破压力比实际爆破压力要小，属于比较保守的预测；误差值为负，表明预测的爆破压力比实际的要大，这种预测是属于不安全预测∩ 以看 出，ASME B31G-1991预测结果较保守，预测中高强度的钢出现较多不安全评价；DNV RP-F101在预测过程中共有 18例不安全预测，主要发生在对于中低强度的钢；PCORRC在预测过程中共有 l4例不安全预测，主要发生在中低强度的钢。对比上述三种标准，ASME B31G-1991预测相对其他两种较为保守，并且误差也 比较大，而 DNV RP-F101和PCORRC评价结果的保守性及准确度基本相近。

丑图4 腐蚀面积的不同定义对减速比的影响0·5O·4jlj0.2琳0.O- 0.2O lO 20 3O 40 5O 6O 70算例序号图 5 三种标准评价与爆破试验数据误差对比4 结语含腐蚀缺陷管道剩余强度的评价标准各异，每个标准都有其特定的应用范围，在实际的应用中，具体根据管道的材质、缺陷的特征、所需评价结果的保守性及精确度、管道的年限等条件来选择最适宜的评价标准。通过以上对比分析得出以下结论：(1)各标准中参数的定义不同对评价结果影响较大，管材的级别越高，流变应力的定义的差异越小；对于较短的缺陷，评价标准的差别较小，对于长缺陷，NG-18的减速比偏大；(下转第30页)· 23 ·CPVT 外压圆筒I临界压力的双非线性ANSYS有限元模拟与讨论 VoB0.No1 2013算结果，高于 GB 150标准计算结果。