輸氣管道第三方破壞數值分析及安全評價方法

黃雪松， 張 佳， 周兆明*， 譚金松

(1.中原油田分公司石油工程技術研究院,濮陽 457001；2.西南石油大學機電工程學院,成都 610500)

中國油氣管道工程在近20a得到了快速發展,截至2015年底,在役油氣管道總里程約15萬km,油氣長輸管道總里程位列全球第三,其中天然氣管道約7.7萬km,占管道總里程的51.3%[1-3]。EGIG數據調查報道,輸氣管道事故的主要因素是第三方破壞(占總事故的50%)、腐蝕(占站事故的15%),材料缺陷(占總事故率的16%),其中,第三方破壞是造成管道失效的主要原因[4-5]。隨著輸氣管道鋪設距離的延長,管道面臨的第三方破壞問題更加嚴重,且呈上升趨勢,嚴重影響管道安全運行[6-8]。2010年美國德州、舊金山和2015年美國加州天然氣管道因第三方挖掘作業時造成管道破壞,發生嚴重的爆炸事故。2013—2015年,中國先后在廣西北海、安徽蕪湖、山東青島等地發生嚴重的第三方破壞管道事故,造成嚴重的人員死傷和經濟損失。通常，第三方破壞后管道可能出現漏孔，氣體從漏孔漏出；或管道未發生泄漏,管道只是局部出現屈曲、凹坑,若不及時更換,在連續服役之后管道凹坑可能會演變為更嚴重漏孔,導致管道出現泄漏。在外國,1992年，Muhlbauer編寫的《管道風險管理手冊》詳細介紹了管道風險管理措施[9-10]。1999年,美國機械工程師協會開始實施標準ASMEB31.8《輸氣和配氣管道系統》,經連續修正完善,形成了完整的管網完整性管理風險評價[11]。2002年,Brooker[12]針對負荷作用下的管道損傷情況進行了研究分析,應用有限元仿真軟件ABAQUS研究挖掘機斗齒齒形、管徑等參數對載荷的影響,并得出計算斗齒載荷方程。2004年,Brooker[13]研究了不同機械斗齒齒形的靜態穿透力,驗證了載荷方程可行性評價。Guerreiro等[14]介紹了一種用于估算膜應變有限元方法。并結合彎曲應變和膜應變,給出了縮進管內外表面的總應變場,使用不同分辨率的虛擬幾何工具對管道凹痕進行了準確的安全評定。在中國,2011年和2015年,徐濤龍等[15]、周立國等[16]研究了管道第三方破壞成因、影響因素、風險評價方法及相應預防措施,取得了較大研究成果。景勇等[17]通過海底管道的凹坑缺陷實例,考慮二級評價和三級評價,得出該段海管的更換建議。徐尊平等[18]根據凹坑缺陷不同的分布狀況,采用了不同的方法進行評定，結果表明其對應的評定點落在評定曲線定義的安全范圍內[19]。張鎮等[20]對不同地區天然氣管線建立第三方破壞模型,對管道第三方破壞失效進行了定性研究分析,得出第三方破壞是引起管道失效的主要因素,并提出管道遭受破壞的預防措施。

中國管道更換修復措施雖取得較多進步,但存在較多知識不系統、技術不先進等問題。現通過數值仿真分析,對挖掘機斗齒作用管道過程及破損管段更換給出合理更換建議；提出適用于挖掘機斗齒作用下的破損管道修復更換的評價準測,并結合具體案例對管線進行安全性能分析。

1 管道第三方破壞更換理論

目前，國際上有兩種管道更換依據:①管道表面凹坑深度超過6%的名義管徑時需進行更換；②依據管道應變準則,以外表面凹坑最大應變的6%為標準更換破損管段。目前中外學者只對凹坑長度和深度做了相應分析,但都沒考慮破損管段外表面凹坑形狀及薄膜應變分量,結果不夠精確。依據經典薄殼彈性基礎理論,彎曲和薄膜應變作用下殼體模型發生的變形,采用薄殼彈性的基礎理論公式計算,z曲面沿軸向和周向的應變如式(1)、式(2)[21-23]所示。

(1)

(2)

采用弧長法推導薄膜應變,基于最小二乘擬合的四階B樣條曲線擬合[24-25],薄殼軸向和周向薄膜應變如式(3)、式(4)所示。

(3)

(4)

式中：Lx為凹坑軸向弧長，mm；W(x)為凹坑軸向輪廓曲線方程；Ly為凹坑周向弧長，mm；W(y)為凹坑環向輪廓曲線方程。

依據Von Mises準則,推導出總等效應變εeq為。

(5)

式(5)中:εx為軸向應變；εy為環向應變；εz為軸向應變；v為泊松比,取v=0.5。

最大應變發生在凹坑最深處的內外表面,因此,總的等效應變如式(6)、式(7)所示。

(6)

(7)

從式(6)和式(7)可知,進行輸氣管道凹坑分析時,取管道凹坑最深處的外表面總等效應變的較大者與允許應變進行比較,當管道凹坑的最大應變大于等于許可應變時,說明該管段需進行更換和維修。

2 斗齒作用管道過程仿真研究

2.1 數值模型建立

第三方挖掘機斗齒作業時通常是一個或者多個斗齒以隨機角度、高度和速度沖擊管道。由于斗齒之間的相互獨立性,只分析單個斗齒沖擊管道的過程。因斗齒與管道外表面隨機接觸,為簡化模型,現設定作用點為管道頂部中央。此假設情況下,以管道遭受挖掘機破壞為研究對象,建立斗齒沖擊管道有限元模型[26-28],如圖1所示。斗齒與管道接觸點與豎直方向夾角為α,吃入垂向位移為H。斗齒卸載后,管道形成的凹坑回彈,最終在停止輸壓情況下凹坑的最大深度d

圖1 斗齒沖擊管道有限元模型Fig.1 Finite element model of bucket impact pipe

挖掘機破壞管道過程分為四個階段:①對管道加載正常輸氣內壓；②斗齒以角度α、垂直深度H加載；③卸載斗齒載荷,管道回彈過程；④停止輸氣。假定正常管道輸氣過程中,管內壓為4.7 MPa,管道應力約為180 MPa,遠遠低于管道屈服強度(450 MPa),說明正常輸氣時管道強度在安全范圍內,仿真結果如圖2所示。

圖2 正常輸氣時L450管道應力Fig.2 L450 pipeline stress during normal gas transmission

2.2 斗齒沖擊角度對管道的影響

斗齒與管道接觸位置不同會使兩者接觸關系不同,影響管道的破壞程度和剩余壽命。建立不同的斗齒與管道接觸角度,通過模擬分析可以看出,如圖3所示,斗齒吃入深度H不變時,管道最大Mises應力與接觸角度幾乎無關,僅與吃入深度H相關。最大Mises應力小于450 MPa時,最大Mises應力與H呈線性關系。隨著最大Mises應力增加,曲線表現出屈服特征；當超過525 MPa后,管道進入被破壞階段。

圖3 管道最大Mises應力、反作用力關系曲線(不同作用角度)Fig.3 Pipeline maximum Mises stress, reaction force curve (different action angle)

2.3 斗齒垂直吃入深度對管道的影響

由2.2節分析可知,管道最大Mises應力僅與斗齒垂直吃入深度H有關,因此對α=0°時不同吃入深度(H=2.0、6.0、10.0、80.0 mm)的卸壓過程進行仿真分析，分析結果如圖4和圖5所示。當斗齒沖擊管道后停止輸送管壓,管道處于自由放置狀態,無外力作用。從圖4(a)可以看出,完全卸壓后的管道,除局部區域外,其他管道外壁面基本處于無應力狀態。但在斗齒與管道接觸位置的外壁面上出現約172 MPa的殘余應力。由于殘余應力較小,可認為斗齒吃入深度H=2.0 mm作用下管道基本不受影響,仍可繼續正常運行。從圖4(b)中可以看出,斗齒與管道接觸位置的內外壁面上出現最大Mises應力477 MPa,比斗齒加載過程中的最大Mises應力略大,此時需加強管道巡線力度。

從圖4(c)可以看出,當吃入深度H=10.0 mm時,完全卸載管內壓后,外壁面上出現約512 MPa的殘余應力,殘余應力區域擴大,殘余應力遠高于管道的屈服強度(450 MPa),因此需及時更換局部破損管道。

圖4 卸載內壓后云圖Fig.4 Cloud image after unloading internal pressure

圖5 管道破壞時云圖Fig.5 Cloud image after unloading internal pressure

當斗齒吃入深度H=80.0 mm時,如圖5所示,外壁面上平均殘余應力遠高于管道的屈服強度(450 MPa),斗齒已穿透管道內外壁面,卸掉斗齒后管道明顯產生漏孔,且漏孔周圍管壁變形較大。由此可知,管道發生了嚴重氣體泄漏,需采取相應應急措施更換破損管段。綜上分析,隨斗齒沖擊管道的吃入深度逐漸增大,管道內外壁面的變形更大,卸載內壓后管道凹坑變形越明顯,直至管道被沖擊產生泄漏孔洞。

實際對管道凹坑進行討論時,取管道內外表面(凹坑最深處)總等效應變與標準應變比較,當凹坑應變大于等于標準應變時,需進行管段的修復更換。工程現場除直接觀察管道破損情況外,管道外壁面的凹坑深度d更易測量。通過數值分析,計算管道不同壁厚、凹坑深度與管道最大應力曲線關系,以此來判斷管線是否需要更換,為現場快速準確判定提供理論依據。

對破損管道輸氣狀態和停氣后的最大應力與管道凹坑深度d進行效應分析,從圖6、圖7可知,管道最大應力發生在管道內表面,數值略微發生變化,差異不大。比較分析破損管道無論是否繼續輸氣,當管道凹坑深度大于0.5 mm時,管內壁最大殘余應力大于管道屈服強度,但最大Mises應力增加不明顯,無法判斷管段更換與否。

圖6 運行情況下的Mises應力Fig.6 Mises stress in operation

圖7 卸載內壓后的殘余應力Fig.7 Residual stress after unloading internal pressure

當發生第三方破壞后,無論管道是否停氣,塑性應變都隨凹坑深度d增大而增大,如圖8、圖9所示。隨管壁厚度增加,相同凹坑深度的管道塑性應變依次增加；相同壁厚的管道,管道運行時的塑性應變比停氣時更大。

圖8 管線運行時的塑性應變Fig.8 Plastic strain during pipeline operation

圖9 管道停輸時的塑性應變Fig.9 Plastic strain when the pipeline is stopped

為提出合理更換管道的建議,現基于《氣體傳輸與分配管道系統》評價準則,以管道凹坑應變的6%為臨界值,判斷管線更換與否,若超過6%的最大應變,建議更換破損管段。當破損管道仍運行時,需更換凹坑深度為2～2.5 mm的管段；停輸后需更換的管段凹坑深度為2～3 mm。因此,管道表面凹坑深度低于2 mm時,不需要更換,但需定期巡檢；凹坑深度處于2～3 mm時,依據管道壁厚確定是否需要管段的更換；當凹坑深度大于3 mm時,需要更換管道的凹坑部分。

3 案例分析

圖10為某管線(L450)施工現場圖,依據現場施工過程中管線實測數據,對第三方挖掘機施工影響下的管線進行修復更換分析。

圖10 挖掘機斗齒作用管道現場圖Fig.10 Site picture of bucket tooth action pipeline of excavator

圖11 管道殘余應力云圖Fig.11 Pipe residual stress cloud diagram

圖11為管道殘余應力云圖,卸壓后最大Mises應力約224 MPa(正常輸氣時L450管道應力約222 MPa),因此通過殘余應力無法判斷管段是否需要維修更換。通過對比分析該管段實測數據,開挖驗證管道外表面凹坑深度為1.4 mm,破損程度較小,無需更換此管段,但作為高后果區需定期檢測。案例分析結果與仿真結果一致,能為實際現場輸氣管道第三方破壞修復更換提供理論支持。

4 結論

采用有限元分析軟件,建立第三方挖掘機斗齒作用管道過程模型,對斗齒不同的沖擊角度和深度對管段損傷程度進行系統研究，得出如下結論。

(1)挖掘機斗齒沖擊管道時,管道外表面凹坑兩邊出現應力集中區,管道局部產生塑性。吃入管道深度H不變時,最大Mises應力、反作用力與作用角度基本無關,僅與吃入深度有關。

(2)斗齒作用深度越大,管道變形越大,卸載管壓后凹坑變化越顯著,凹坑越大。當吃入深度H=80.0 mm時,平均最大應力遠大于管道屈服強度,斗齒已穿透管壁。

(3)當管道外表面出現凹坑時,管道內表面會發生相應形變,且殘余應力較大。會大大降低管道局部負載能力,影響管線長期安全運行。

(4)參考《氣體傳輸與分配管道系統》應變評價準則,提出以應變6%為臨界值判斷管道更換與否。當外表面凹坑深度小于2 mm,建議不更換,需要定期檢測。凹坑深度處于2～3 mm時,依據管道壁厚確定是否需要管段的更換；當凹坑深度大于3 mm時,需要更換管道的凹坑部分。