馬 彬， 江 楓， 馬旭卿

(北京市燃氣集團研究院，北京100011)

1 概述

近年來，隨著北京市城市建設向現(xiàn)代化、國際化方向發(fā)展，城市燃氣管道發(fā)展迅速，覆蓋北京各城區(qū)和大部分郊區(qū)縣，燃氣管道安全問題日漸突出[1-3]。因此，在城市燃氣管道推進完整性管理，有效防范管道事故，對于保障北京市城市安全至關重要。

目前，我國基本上已掌握長輸油氣管道完整性管理的關鍵技術[4-5]。與長輸油氣管道相比，城市燃氣管道具有明顯不同的特點，比如：壓力級別多、呈網狀分布、隨城市建設逐步敷設、管材規(guī)格多、周邊環(huán)境復雜、人口密集、雜散電流干擾、第三方破壞情況較多、受內壓和道路上方車輛載荷聯(lián)合作用等。這些差異性決定了城市燃氣管道的完整性管理方法不能完全照搬長輸管道[6-8]。本文深度分析城市燃氣管道的特點，研究受腐蝕影響下在役燃氣管道的強度評價方法。

2 燃氣管道特征

2.1 管道事件原因

2007年至2017年北京燃氣集團的戶外管道事件數(shù)據見表1，從表1可以發(fā)現(xiàn)：腐蝕所導致的戶外管道事件比例最高，占總事件的54%，這表明腐蝕是威脅燃氣管道安全的主要原因。

表1 2007年至2017年北京燃氣集團戶外管道事件比例

2.2 腐蝕缺陷類型

燃氣管道中存在的腐蝕缺陷類型主要有3種：均勻腐蝕缺陷、點蝕缺陷和面蝕缺陷。其中均勻腐蝕缺陷易發(fā)生在早期建設的管道中，因之前輸送人工煤氣，導致管道內壁可能發(fā)生均勻腐蝕，均勻腐蝕可以看作管壁的均勻減??；點蝕缺陷雖然面積不大，但極易發(fā)生穿孔，造成管道泄漏事故的發(fā)生；面蝕是最常見的缺陷類型，面蝕對管道的影響因素很多，面蝕的長度、寬度、深度和在管道上的分布位置都對管道的承載能力有影響。

2.3 載荷特點

埋地燃氣管道會受到多種載荷的共同作用，主要受到內壓及覆蓋土層和車輛等外載荷的聯(lián)合作用[9-11](見圖1)。內壓使管道產生環(huán)向應力，引起管道膨脹變形，當環(huán)向應力超過材料的許用極限時，管道會因喪失承載力而發(fā)生結構性破壞。外載荷使管道產生彎曲應力，引起管道橫截面發(fā)生“橢圓化”變形，過大的變形也會導致管道結構性破壞，影響管道的正常使用。

管道外載荷可以分為土載荷和車輛載荷，土載荷傳遞到管頂?shù)妮d荷由管道埋深決定，埋深越大，土載荷越大。車輛載荷傳遞到管頂?shù)妮d荷由車輛自重和管道埋深決定。當車輛自重一定時，埋深越大，傳遞到管頂?shù)妮d荷越小。行業(yè)標準JTG B01-2003《公路工程技術標準》第6章“汽車及人群載荷”中規(guī)定了不同汽車類型的重量，其中55 t型汽車的單輪壓車載最大，因此在下面的研究中都以55 t汽車為例開展研究。以55 t汽車車載為例，計算出沿管道長度方向單位長度上所受的管道外載荷隨埋深(以下埋深均指管頂至地面的距離)的變化，見圖2。分析發(fā)現(xiàn)，由土載荷和車輛載荷組成的管道總外載荷隨埋深的變化不大，在管道埋深為1.28 m時管道總外載荷最小，當管道埋深小于或大于1.28 m時，管道總外載荷略微增加，但幅度很小。因此在接下來的研究中，不再把管道埋深作為研究對象，統(tǒng)一將管道埋深設定為2 m。

圖1 燃氣管道載荷特征

圖2 沿管道長度方向單位長度上所受的管道外載荷隨埋深的變化

3 含面蝕缺陷不同壓力級別管道載荷分析

點蝕缺陷主要考慮點蝕穿孔對管道氣密性的影響，主要關注點蝕穿孔直徑對管道的影響。均勻腐蝕主要出現(xiàn)在運行逾30 a輸送過人工煤氣的老管道，此類管道已經非常少。面蝕缺陷是最普遍存在的缺陷，因此本文僅對含面蝕缺陷的不同壓力級別管道的內壓和外載荷情況進行分析。

為了研究內壓與外載荷之間的相互作用關系，采用Abaqus軟件分別建立了含面蝕缺陷管道的有限元模型，模擬了管道在不同壓力級別的內壓和外載荷聯(lián)合作用時，管道的變形及應力狀態(tài)，并與內壓、外載荷單獨作用時的情形相比較。計算工況為55 t型汽車，管道埋深2 m，管道尺寸為D508×8.0和D508×9.5，缺陷尺寸為寬(以圓心角θ表示)為30°，深度分別為25%的壁厚和50%的壁厚。缺陷寬度示意見圖3。模擬結果見表2。本文中所有應力均指Mises應力。

圖3 缺陷寬度為θ的管道橫截面

通過表2可以看出，當內壓和外載荷同時存在時，兩者會形成一種相互作用的關系。對于中低壓管道，壓力級別較低，內壓引起的環(huán)向應力和管道膨脹變形均較小，可以忽略內壓的作用，此時外載荷對管道的影響占主導作用。隨著壓力升高，次高壓管道的膨脹變形和環(huán)向應力都會增大，膨脹變形會削弱外載荷引起的部分“橢圓化”變形，同時環(huán)向應力會與外載荷引起的彎曲應力疊加，兩種載荷對管道的作用相當。而對高壓管道，內壓降低了管道因外載荷作用而產生的變形，增大了管道應力，因此內壓起主要作用。

表2 不同壓力級別的燃氣管道內壓與外載荷的作用情況

通過上面的研究發(fā)現(xiàn)，對于含面蝕缺陷的不同壓力級別的燃氣管道進行剩余強度評價時，采用的評價方法不同。對于中低壓燃氣管道，應做管道的外載荷承載能力評價，以變形作為評價依據；對于次高壓燃氣管道，應同時做管道的內壓及外載荷承載能力評價，分別以管道缺陷處的應力和變形作為評價依據；對于高壓燃氣管道，應做管道的內壓承載能力評價，以管道缺陷處的應力作為評價依據。目前，對于含缺陷管道的內壓承載能力評價，國內外標準已經很成熟，而對含缺陷管道承受外載荷能力的評價方法，在國內外的標準中仍是空白。

4 燃氣管道外載荷承載能力評價方法

對于燃氣管道，外載荷會導致管頂下凹，同時兩側管壁外凸，最終使管道截面出現(xiàn)橢圓化現(xiàn)象，即管壁產生不均勻徑向變形。對管道的外載荷承載能力進行評價也就是要研究管道抗變形的能力，而目前國內外標準中尚無含缺陷管道的外載荷承載能力評價方法，因此，研究外載荷作用下含缺陷管道的評價方法十分重要。在管道外載荷的承載能力評價研究中，不考慮內壓對管道的影響。

4.1 完好管道的外載荷承載能力評價

國內外對完好管道外載荷承載能力的評價標準主要有：加拿大的CSA Z662-2007《Oil and gas pipeline systems》(《油氣管道系統(tǒng)》)和我國的GB 50332—2017《給水排水工程管道結構設計規(guī)范》、GB 50251—2015《輸氣管道工程設計規(guī)范》及GB 50253—2014《輸油管道工程設計規(guī)范》。這些標準均采用Spangler-lowa方法來評價管道受外載荷作用時的變形率是否滿足要求。

圖4 Spangler-lowa方法的管道載荷分布

GB 50251—2015《輸氣管道工程設計規(guī)范》第5.1.4條規(guī)定的Spangler-lowa方法見式(1)，通過計算管道水平直徑變形率(為管道水平方向外直徑變形量與管道原始外直徑之比)來判斷管道是否失效。當管道水平直徑變形率超過3%時，認為管道失效。

(1)

式中 ΔDs——完好管道水平外直徑變形量，mm

Z——管道變形滯后系數(shù)，取值范圍為1～1.5

K——土壤基床系數(shù)

Fc——單位長度管道管頂受到的垂直荷載，N/mm，包括土壤、管道上方如房屋等永久占壓物產生的載荷及地面可變載荷傳遞到管道上的載荷

D——管道外直徑，mm

E——管材彈性模量，N/mm2

I——單位管長截面慣性矩，mm3

E′——土壤反作用彈性模量，N/mm2，應采用現(xiàn)場實測值，當無實測資料時，按照GB 50251—2015附錄D的規(guī)定取值

4.2 含缺陷管道的外載荷承載能力評價

采用理論計算、有限元建模計算和數(shù)學擬合的方法分別研究含3種常見腐蝕缺陷(均勻腐蝕、點蝕和面蝕)管道的外載荷承載能力評價方法。3種缺陷特點不同，評價方法各異。

4.2.1 含均勻腐蝕缺陷管道外載荷承載能力評價

含均勻腐蝕缺陷可以看作完好管道管壁的均勻減薄，采用Spangler-lowa方法(即公式1)計算出各種外直徑的管道受55 t汽車最大單輪壓車載作用下的最小公稱壁厚。計算條件為：管道埋深2 m，回填土重度1.8×10-5N/mm3，管頂外載荷約34 000 N/mm，管材為Q235，管材彈性模量為210×103N/mm2，管道變形滯后系數(shù)取1，土壤基床系數(shù)為0.108，土壤反作用彈性模量為1×103N/mm2。計算結果見表3。對比Spangler-lowa方法的計算結果與GB 50028—2006《城鎮(zhèn)燃氣設計規(guī)范》第6.3.1條對鋼質燃氣管道最小公稱壁厚的規(guī)定值，可以發(fā)現(xiàn)：當管道外直徑較小時(≤700 mm)，Spangler-lowa方法的計算結果小于GB 50028—2006的規(guī)定值，因此可以用GB 50028—2006規(guī)定的最小公稱壁厚評價管道的均勻減?。划敼艿劳庵睆捷^大時(>700 mm)，Spangler-lowa方法的計算結果大于GB 50028—2006的規(guī)定值，如果考慮外載荷對管道的影響，應該按照Spangler-lowa方法的計算結果進行評價。

表3 最小公稱壁厚

4.2.2 含點蝕缺陷的管道外載荷承載能力評價

點蝕穿孔是點蝕最嚴重的情況，研究不同穿孔半徑對燃氣管道外載荷承載能力的影響，采用Abaqus軟件建立含點蝕穿孔缺陷管道的有限元模型，管道尺寸為D508×8和D323×6.3，管道材料為Q235。模型采用三維實體減縮積分單元(C3D20R)建立，見圖5。

圖5 點蝕穿孔缺陷管道的有限元計算模型

分別模擬直徑為5～100 mm的穿孔缺陷對管道應力和變形率的影響，結果見圖6、7。模擬設定管頂均布外載荷約為34 kN/mm，管材彈性模量為210×109N/m2。從圖6和圖7可以看出，隨著穿孔直徑的增大，管道應力和變形率增加很小，點蝕穿孔管道變形與無缺陷管道幾乎無差別。點蝕缺陷位置對計算結果無影響。因此，點蝕穿孔對管道的外載荷承載能力影響不大。但考慮到管道氣密性問題，管道的翻轉內襯材料承壓試驗規(guī)定管道穿孔直徑最大為50 mm，所以實際評價含點蝕管道的外載荷承載能力時，評判依據定為點蝕穿孔直徑不能超過50 mm。

圖6 點蝕穿孔直徑對管道應力的影響

圖7 點蝕穿孔直徑對管道變形率的影響

4.2.3 含面蝕缺陷的管道外載荷承載能力評價

面蝕缺陷的三維度尺寸及在管道上的分布位置對管道的外載荷承載能力均有影響。影響因素的多維度給管道外載荷承載能力的評價帶來新的挑戰(zhàn)。筆者基于Spangler-lowa方法的理論基礎，建立含面蝕缺陷的管道有限元模型。分別建立了深度為壁厚的5%～90%，寬度(垂直于管道長度方向)為5°～360°，長度(沿管道長度方向)為0～12倍管道外直徑的缺陷及缺陷沿管道圓周分布(沿管道內介質流動方向，將管道垂直截面類似表盤，12：00、3：00、6：00、1：30和4：30的時針位置作為缺陷寬度中心線，下文簡稱為12：00、3：00、6：00、1：30和4：30位置)的300余組有限元模型。模型中管道的規(guī)格為D508×8，埋深為2 m，受55 t汽車外載荷作用。通過計算分析面蝕缺陷各因素(缺陷深度、寬度、長度、位置)對管道變形率的影響規(guī)律。

下文中，當不研究缺陷長度變化時，建立二維管環(huán)模型，忽略缺陷長度對管道的影響，與公式(1)原理保持一致；當研究缺陷長度變化時，建立三維模型。當不研究缺陷位置對管道的影響時，統(tǒng)一將缺陷設定在3:00位置，缺陷在該位置對管道強度影響最大。

① 面蝕缺陷深度對管道變形的影響

對寬度為15°和30°的面蝕缺陷，分別計算缺陷深度變化時管道的水平直徑變形率，見圖8。由圖8可知，在其他條件都相同的情況下，隨著缺陷深度的增加，管道的水平直徑變形率呈現(xiàn)遞增趨勢。

圖8 缺陷深度對管道變形率的影響

② 面蝕缺陷寬度對管道變形的影響

對深度為0.1δ和0.6δ的缺陷，分別計算缺陷寬度變化時管道的水平直徑變形率，結果見圖9。從圖9可以看出：當缺陷較淺時，缺陷寬度對管道的水平直徑變形率影響不大；而當缺陷較深時，缺陷寬度對管道水平直徑變形率的影響較大，隨著缺陷寬度增加，管道的水平直徑變形率呈現(xiàn)階梯狀的變化。

圖9 缺陷寬度對管道水平直徑變形率的影響

③ 面蝕缺陷長度對管道變形的影響

為了分析缺陷長度對管道水平直徑變形率的影響，建立缺陷寬度為30°，缺陷深度為0.4δ和0.6δ的管道模型，計算并分析缺陷長度變化對管道水平直徑變形率的影響，見圖10。由圖10可知，隨著缺陷長度的增加，管道的水平直徑變形率呈現(xiàn)遞增趨勢，當缺陷長度達到一定程度時，大約在缺陷長度達到10倍管道外直徑時，管道的變形基本保持不變。

圖10 缺陷長度對管道水平直徑變形率的影響

④ 面蝕缺陷位置對管道變形率的影響

對深度為0.4δ、寬度分別為15°和30°的缺陷，分別計算缺陷沿管道圓周分布位置變化時管道的水平直徑變形率，結果見圖11。由圖11可知，隨著缺陷圓周分布角度的增加(沿管道內介質流動方向，將管道垂直截面類似表盤，缺陷寬度中心線位于12:00時角度為零，沿順時針方向角度遞增)，管道的水平直徑變形率呈現(xiàn)周期性變化，缺陷寬度中心線位于12：00、3：00、6：00的時針位置時影響較大，位于1：30和4：30的時針位置時影響較小。

圖11 缺陷位置對管道變形率的影響

⑤ 含面蝕缺陷管道外載荷承載能力評價

含面蝕缺陷管道的水平直徑變形量與缺陷的深度、寬度、長度和位置有關，故可以假設含面蝕缺陷管道的直徑變形量計算公式是由Spangler-lowa公式和一個含有缺陷參數(shù)的函數(shù)組成，含有缺陷參數(shù)的函數(shù)見式(2)。對此，基于300組有限元模型計算結果，采用非線性擬合的方法，確定函數(shù)中的各項系數(shù)，最終得到含面蝕缺陷的管道外載荷承載能力評價公式，見式(3)。當管道水平直徑變形率超過3%時，認為管道失效。

(2)

式中 ΔDcorr——含面蝕缺陷管道的水平直徑變形量，mm

c——面蝕缺陷寬度，(°)

θ——面蝕缺陷圓周分布角度，(°)

l——缺陷長度，mm

(3)

⑥ 公式驗證

為了評估公式(3)的準確性，設計了管道外載荷承載能力的試驗裝置。試驗裝置由管道試件、試件夾持系統(tǒng)及電動液壓千斤頂組成。其中，試件夾持系統(tǒng)由試件夾具及橡膠件組成；電動液壓千斤頂由超高壓電動油泵、高壓油管及液壓千斤頂組成。試驗裝置見圖12。

圖12 試驗裝置

為了便于試驗加壓，將管道試件上下翻轉，使用試件夾具固定，載荷采用千斤頂從下方施加壓力，管道試件與試件夾具間的橡膠件模擬土壤的約束效應。

管道試件為D508×15的無縫鋼管，管材為Q235B，試件長150 mm，缺陷長50 mm，缺陷位置在3:00，管道缺陷為人工預制，缺陷的幾何參數(shù)見表4。

表4 管道缺陷的幾何參數(shù)

圖13為無缺陷管道的水平直徑變形量試驗值與Spangler-lowa公式(公式1，相關計算參數(shù)取值同本文4.2.1條)計算出的水平直徑變形量相比較，吻合良好，驗證了試驗裝置的準確性。圖14為c30d20試件含面蝕缺陷管道的試驗值與擬合公式(公式3)計算出的水平直徑變形量比較情況，其他3個有缺陷試件與c30d20試件相似，擬合公式的計算結果與試驗測試值平均相對誤差為1.6%，吻合度較好，從而驗證了含面蝕缺陷的管道外載荷承載能力評價公式的準確性。

圖13 無缺陷管道水平直徑變形量試驗值與按公式(1)計算值的對比

圖14 含面蝕缺陷管道的水平直徑變形量試驗值與按式(3)公式計算值的比較

5 燃氣管道內壓承載能力評價方法

目前，國內外對腐蝕管道極限內壓的研究已經形成了較為系統(tǒng)的評價方法，廣泛使用的評價標準有ASME B31G-2009《Manual for Determining the Remaining Strength of Corroded Pipelines》(《腐蝕管道剩余強度評價手冊》)、DNV-RP-F101-2010《Corroded Pipelines Recommended Practice》(《腐蝕管道推薦手冊》)和SY/T 6151—2009《鋼質管道管體腐蝕損失評價方法》。對腐蝕管道極限載荷的評價，許多國家已出臺了相關的評價標準規(guī)范，這些標準形成于不同時期[14]，適用于管道鋼的強度等級范圍也不盡相同，給使用者帶來不便。文獻[14]收集到79組不同強度等級鋼材的鋼管爆破試驗數(shù)據，與上述3項標準計算出來的數(shù)據進行對比分析，發(fā)現(xiàn)ASME B31G-2009更適合評價強度等級較低的含面蝕缺陷城市燃氣在役管道。對管道內壓承載能力的評價不考慮外載荷對管道的影響。

6 結論

① 對于完好管道的外載荷承載能力評價，采用Spangler-lowa方法計算得到管道水平直徑變形量，然后求得管道水平直徑變形率。當管道水平直徑變形率超過3%時，認為管道失效。

② 含均勻腐蝕缺陷的管道外載荷承載能力評價：對小管徑管道(外直徑≤700 mm)，可根據GB 50028—2006規(guī)定的最小公稱壁厚評價；對大管徑管道(外直徑>700 mm)，應該按照Spangler-lowa方法的計算結果進行評價。

③ 點蝕缺陷對受外載荷影響的管道變形影響不大，但考慮到對管道氣密性等性能的影響，評價時規(guī)定燃氣管道點蝕穿孔直徑不能大于50 mm。

④ 對含面蝕缺陷的燃氣管道進行完整性結構強度評價時，需要按照燃氣管道的壓力級別分別考慮：對于中低壓燃氣管道，主要考慮外載荷的作用，以管道的變形作為外載荷承載能力的評價依據；對次高壓燃氣管道，分別考慮內壓和外載荷的作用，分別以管道的變形和管道缺陷處的應力作為管道承載能力的評價依據；對高壓燃氣管道，主要考慮內壓的作用，以管道缺陷處的應力作為內壓承載能力的評價依據。

⑤ 對于含面蝕缺陷的中低壓和次高壓燃氣管道，需要做外載荷的承載能力評價。分析面蝕缺陷的長度、寬度、深度和位置對管道變形的影響。創(chuàng)新性地研究出含面蝕缺陷管道外載荷承載能力評價數(shù)學模型，并采用試驗驗證了該數(shù)學模型的正確性。

⑥ 當選擇內壓承載能力評價方法時，推薦采用ASME B31G-2009方法評價含面蝕缺陷燃氣管道承受內壓的能力。

⑦ 本文僅針對燃氣管道完整性評價中含腐蝕缺陷的管道強度評價開展研究。建議在今后的研究中繼續(xù)拓寬研究對象，開展裂紋、凹陷和焊縫缺陷等其他缺陷的管道完整性評價方法研究。