潘興隆，張魯君，賀 國，張 攀

（1.海軍工程大學(xué)動力工程學(xué)院，武漢430033；2.91878部隊，廣東湛江524300）

0 引 言

艦船海水管路內(nèi)壁與海水直接接觸，長期經(jīng)受海水的侵蝕，管道內(nèi)壁會形成體積型腐蝕缺陷。腐蝕會導(dǎo)致海水管路強(qiáng)度的降低，使管路在管內(nèi)海水壓力作用下存在破裂的風(fēng)險，威脅艦船航行安全。因此，為了保證艦船海水管路可靠工作及維修工作合理開展，需要對內(nèi)腐蝕管路的剩余強(qiáng)度進(jìn)行預(yù)測[1]。

根據(jù)公開文獻(xiàn)，國內(nèi)外學(xué)者對腐蝕管路剩余強(qiáng)度評價方法的研究都集中于工業(yè)油氣管道方面，對腐蝕后艦船海水管路的剩余強(qiáng)度評價方法鮮有研究。1969年Folias[2-3]在研究裂紋對球形壓力容器和平板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響中，討論了一種評估含復(fù)雜幾何缺陷殼體應(yīng)力強(qiáng)度因子的方法，提出了非穿透性裂紋缺陷的表面影響因子。20 世紀(jì)70 年代初，美國Battelle 研究所的Kiefner 和Maxey[4]等基于斷裂力學(xué)和管道靜水壓爆破試驗，修正了非穿透性裂紋缺陷的表面影響因子并提出了含腐蝕缺陷管道極限內(nèi)壓載荷計算式NG-18，該式奠定了腐蝕管道剩余強(qiáng)度研究的基礎(chǔ)。目前，常用的腐蝕管道剩余強(qiáng)度評價方法，如ASME B31G 準(zhǔn)則[5]、DNV-RP-F101 準(zhǔn)則[6]、PCORRC 方法[7]等，都是基于NG-18 計算式得出的。

海水管路相比于油氣管路，管路材質(zhì)不同，工作環(huán)境更加惡劣：船艙內(nèi)高溫、高鹽、濕度大且存在沖擊振動，管內(nèi)腐蝕更劇烈等等。開展艦船海水管路剩余強(qiáng)度評價研究工作，可為海水管路腐蝕后的耐壓評價提供技術(shù)方法，使檢修人員及時、準(zhǔn)確地了解受腐蝕海水管路的工作狀態(tài)，視情采取針對性措施，避免管路在高壓下泄漏或破裂。為了解決這一問題，本文采用理論分析與試驗驗證相結(jié)合的方法，基于艦船海水管路塑性失效準(zhǔn)則和DNV-RP-F101標(biāo)準(zhǔn)建立了艦船受腐蝕薄壁海水管路剩余強(qiáng)度預(yù)測模型，并進(jìn)行靜水壓爆破試驗驗證模型的準(zhǔn)確性。

1 常用的管道失效判據(jù)及腐蝕油氣管道剩余強(qiáng)度評價方法

1.1 基于應(yīng)力的管道失效判據(jù)

管道的極限狀態(tài)由外載荷引起。在外力的作用下，管壁產(chǎn)生應(yīng)力和應(yīng)變，當(dāng)應(yīng)力或者應(yīng)變達(dá)到某一臨界值，管道發(fā)生失效。根據(jù)取應(yīng)力還是取應(yīng)變作為判斷指標(biāo)，有基于應(yīng)力的失效判據(jù)和基于應(yīng)變的失效判據(jù)[8]?；趹?yīng)力的失效判據(jù)一般采用等效應(yīng)力描述力的作用效果，等效應(yīng)力的常見表達(dá)包括Tresca 等效應(yīng)力和von Mises 等效應(yīng)力，von Mises 等效應(yīng)力比Tresca 等效應(yīng)力更貼近于薄圓管拉伸實驗結(jié)果[9]。在三維主應(yīng)力空間中，von Mises等效應(yīng)力表達(dá)為

根據(jù)腐蝕區(qū)域的von Mises 等效應(yīng)力是否超過設(shè)定的失效應(yīng)力值判斷缺陷管道是否失效，則腐蝕缺陷管路的失效形式可被劃分為三種情況[10-11]：

（1）彈性極限準(zhǔn)則：腐蝕壓力管道在受單調(diào)遞增載荷作用下，當(dāng)腐蝕區(qū)域的von Mises等效應(yīng)力達(dá)到管材的屈服強(qiáng)度時，管道發(fā)生彈性失效；否則，管道處于安全狀態(tài)。這一準(zhǔn)則將管道腐蝕區(qū)域應(yīng)力限制在彈性范圍以內(nèi)，評價結(jié)果趨于保守。

（2）基于塑性極限狀態(tài)的失效準(zhǔn)則：當(dāng)管道腐蝕區(qū)域存在von Mises 等效應(yīng)力達(dá)到管材的抗拉極限時，管道發(fā)生失效；否則，管道處于安全狀態(tài)。此準(zhǔn)則未充分考慮管道材料后屈服強(qiáng)化的影響，評價結(jié)果仍較為保守。

（3）基于塑性失效的準(zhǔn)則：腐蝕區(qū)域發(fā)生塑性變形后，將出現(xiàn)部分區(qū)域已屈服發(fā)生塑性流動，其余區(qū)域仍處于彈性狀態(tài)，彈性部位將約束已屈服材料的塑性流動。當(dāng)管道內(nèi)載荷繼續(xù)單調(diào)增大時，塑性區(qū)不斷向整個腐蝕區(qū)域擴(kuò)展，當(dāng)整個腐蝕區(qū)域中沿壁厚方向存在最小等效應(yīng)力達(dá)到管材極限強(qiáng)度時，即認(rèn)為腐蝕壓力管道發(fā)生塑性失效。否則，管道處于安全狀態(tài)。該準(zhǔn)則考慮了材料的應(yīng)變硬化效應(yīng)，直觀反應(yīng)了腐蝕區(qū)域在極限內(nèi)壓載荷作用下的爆破失效。在該極限狀態(tài)下，腐蝕區(qū)域內(nèi)承擔(dān)內(nèi)壓載荷的能力完全喪失，此時所對應(yīng)的管道內(nèi)壓力即為爆破壓力。因此，選擇基于塑性失效的準(zhǔn)則作為腐蝕管道剩余強(qiáng)度評價準(zhǔn)則是最合理也是最符合實際情況的。

1.2 ASME B31G標(biāo)準(zhǔn)

Original B31G方法[5，12]給出的腐蝕管道剩余強(qiáng)度計算式為

式中，z=L2/Dt，M= 1 + 0.627 5z- 0.003 375z2，Sflow= 1.1SMYS。

Modified B31G標(biāo)準(zhǔn)給出的腐蝕管道剩余強(qiáng)度計算式為

1.3 DNV RP-F101許用應(yīng)力法[6]

DNV RP-F101許用應(yīng)力法用腐蝕長度修正系數(shù)代替了鼓脹系數(shù)，腐蝕管道剩余強(qiáng)度計算式為

式中，σu為管材的抗拉強(qiáng)度，Q為腐蝕缺陷長度修正系數(shù)。

1.4 PCORRC方法[7]

PCORRC方法的剩余強(qiáng)度計算公式為

式中，R0為管道半徑。

1.5 四種腐蝕管道剩余強(qiáng)度評價方法的對比分析

本文從文獻(xiàn)[8]和[13]中整理出77 組含腐蝕缺陷的鋼質(zhì)管道的水壓爆破試驗數(shù)據(jù)，對Original B31G、Modified B31G、DNV RP-F101 和PCORRC 四種常用的腐蝕油氣管道剩余強(qiáng)度評價方法的評價結(jié)果進(jìn)行對比分析[14]，如圖1所示。

圖1 描述了Original B31G、Modified B31G、DNV RP-F101 和PCORRC 四種評價方法計算的試驗管道剩余強(qiáng)度值偏離試驗值的程度。管道的剩余強(qiáng)度計算值偏離水壓爆破試驗值的程度越大，說明該方法預(yù)測準(zhǔn)確度越低。偏離折線上方說明腐蝕管道剩余強(qiáng)度評價方法的評價結(jié)果有風(fēng)險，高估了含腐蝕缺陷管道的剩余強(qiáng)度，存在引發(fā)安全事故的風(fēng)險；偏離折線下方說明評價結(jié)果較為保守，低估了含腐蝕缺陷管道的剩余強(qiáng)度，將導(dǎo)致過度維修。

序號1、11、12、34、35、36、39、40、41、71、72、73 的計算值大幅偏離實際值，將其作為夸大誤差處理，在進(jìn)行誤差統(tǒng)計時不予以考慮。統(tǒng)計四種評價方法計算管道剩余強(qiáng)度結(jié)果相對誤差的最大誤差、最小誤差和標(biāo)準(zhǔn)差，結(jié)果如表1 所示。結(jié)果顯示，Original B31G 方法計算結(jié)果的平均誤差最大，DNV RP-F101準(zhǔn)則計算結(jié)果的平均誤差最小。

圖1 不同評價方法預(yù)測腐蝕管道剩余強(qiáng)度的結(jié)果Fig.1 Results of residual strength for corrosion pipelines predicted with different evaluation methods

表1 不同方法計算誤差比較Tab.1 Comparison of calculation errors with different methods

綜上可知，Original B31G 適用于評價低強(qiáng)度等級油氣管道的剩余強(qiáng)度，對于中高強(qiáng)度等級管道腐蝕后剩余強(qiáng)度的評價結(jié)果保守性較大。Modified B31G 方法相比于Original B31G 方法，評價結(jié)果的保守性有了明顯改善，但仍然只適用于中低強(qiáng)度等級管線鋼。DNV RP-F101 許用應(yīng)力法和PCORRC 方法對中高強(qiáng)度等級試驗管道爆破壓力的預(yù)測結(jié)果較為準(zhǔn)確，對低強(qiáng)度等級試驗管道爆破壓力的預(yù)測結(jié)果偏差較大。PCORRC 評價方法計算結(jié)果的平均誤差為0.113 4，而DNV RP-F101評價方法計算結(jié)果的平均誤差為0.079 74。由此可知，DNV RP-F101 許用應(yīng)力法對腐蝕管道剩余強(qiáng)度評價的準(zhǔn)確性高于PCORRC方法。

目前油氣管道大多使用中高強(qiáng)度等級的管線鋼，管材的塑性和強(qiáng)度有了較大提高。因此，目前針對腐蝕油氣管道的剩余強(qiáng)度評價，一般應(yīng)用DNV RP-F101許用應(yīng)力法或PCORRC方法。

2 艦船內(nèi)腐蝕薄壁海水管路和剩余強(qiáng)度預(yù)測模型

2.1 模型建立理論基礎(chǔ)

本文建立腐蝕管道剩余強(qiáng)度計算式的方法和思路源于DNV RP-F101-2015標(biāo)準(zhǔn)。其表達(dá)式為

該標(biāo)準(zhǔn)含腐蝕缺陷管道爆破壓力的計算式是基于NG-18 和Original B31G 公式建立的，主要由試驗?zāi)Ｐ托Ｕ禂?shù)與有限元分析模型校正系數(shù)乘積項YlabYFEA、無損管道的爆破壓力表達(dá)式項P0和減速比項R組成。

2.2 艦船內(nèi)腐蝕薄壁海水管路剩余強(qiáng)度預(yù)測模型

薄壁海水管路腐蝕后的剩余強(qiáng)度預(yù)測模型可以表達(dá)為

3 腐蝕的艦船海水管路靜水壓爆破試驗

靜水壓爆破試驗是衡量各類損傷對管路極限承壓能力影響程度最有效的方法之一。本章為驗證內(nèi)腐蝕艦船海水管路剩余強(qiáng)度預(yù)測模型的準(zhǔn)確性，選取船用薄壁海水管路進(jìn)行靜水壓爆破試驗，獲得試件在爆破時對應(yīng)管路內(nèi)壓，驗證理論分析所得的剩余強(qiáng)度模型正確性。

3.1 試件加工

試件由20 號鋼管和TP2 紫銅管對局部腐蝕缺陷進(jìn)行加工后在其兩側(cè)安裝端蓋而制成，形狀和尺寸等參數(shù)見圖2。試件的密封依靠管路兩側(cè)端面與端蓋內(nèi)側(cè)面的壓緊：管路兩端外表面加工外螺紋，端蓋內(nèi)側(cè)加工內(nèi)螺紋，實現(xiàn)兩者緊密連接同時解決試件的密封問題。兩者連接后，在圖中標(biāo)注處堆焊封堵縫隙、加固試驗管路。端蓋一側(cè)封堵，一側(cè)開螺紋孔，用來連接壓力表并通過高壓軟管與電動試壓泵連接。

圖2 試驗海水管路加工缺陷設(shè)計圖Fig.2 Design of defect in tested seawater pipeline

艦船海水管路內(nèi)壁腐蝕缺陷的模擬方法一般有化學(xué)腐蝕、電腐蝕和機(jī)械加工外壁缺陷、機(jī)械加工內(nèi)壁缺陷四種，通常情況下化學(xué)腐蝕和電腐蝕能夠較好模擬艦船海水管路的內(nèi)腐蝕缺陷，但腐蝕周期長，工藝要求高，較難操作。相比于化學(xué)腐蝕和電腐蝕方法，人為加工缺陷的方法模擬艦船海水管路腐蝕缺陷的效果差，但容易實現(xiàn)。

綜上，本文采用在管路內(nèi)壁加工特定的金屬損失形狀來模擬腐蝕缺陷[18-20]，缺陷設(shè)計圖如圖2 所示。設(shè)計時加工了兩個同樣的柱面形缺陷，主要有兩點(diǎn)考慮；一是為避免試驗管路難以爆破的情況；二是破損位置管壁將發(fā)生形變，影響缺陷部位壁厚的測量，加工兩個同樣的柱面形缺陷，也有利于在試驗后對內(nèi)壁缺陷的尺寸進(jìn)行測量。

3.2 試驗方法及結(jié)果

圖3 為腐蝕艦船海水管路靜水壓爆破試驗裝置示意圖，主要包括電動試壓泵、壓力傳感器、應(yīng)變片、壓力表、信號測試分析系統(tǒng)、上位機(jī)和試件。其中電動試壓泵最大工作壓力60 MPa，帶有手持式控制開關(guān)。壓力表量程為0-60 MPa，精度為1級。

圖3 試驗設(shè)備連接示意圖Fig.3 Diagram of test equipment connection

應(yīng)變片貼于缺陷部位，測量在管內(nèi)水壓下爆破時缺陷部位的形變數(shù)據(jù)，并通過采集線實時傳輸至信號測試分析系統(tǒng)。粘貼應(yīng)變片前，首先用砂紙沿與軸向呈45°方向打磨粘貼位置，然后用酒精擦拭干凈，保證應(yīng)變片與管壁貼合良好。粘貼應(yīng)變片時，1、3、5號應(yīng)變片環(huán)向粘貼，檢測管壁的環(huán)向應(yīng)變；2、4、6號應(yīng)變片軸向粘貼，檢測管壁的軸向應(yīng)變，如圖4所示。

在連接各部分設(shè)備之前，提前在試件內(nèi)注滿水，排空管內(nèi)氣體，避免管內(nèi)氣體對測量爆破壓力產(chǎn)生影響。實驗中，利用電動式水壓泵逐步向試件內(nèi)注水加壓直至試驗管路破裂，相關(guān)試驗管路的爆破情況如圖5所示。

圖4 應(yīng)變片的粘貼位置Fig.4 Positions of strain gauges

圖5 1#、2#、3#試驗海水管路破裂前一刻和破裂瞬間及缺陷形貌圖Fig.5 Moment of the rupture and defect topography of tested pipelines marked 1#、2#、3#

將爆破后的試件解剖，觀察試件的裂口形貌并精確測量缺陷的尺寸，缺陷形貌如圖5 所示。1#、2#試件缺陷部位開裂較大；3#試件缺陷部位開裂較小。原因為紫銅材質(zhì)的塑性比鋼的塑性好，抵抗變形的能力強(qiáng)，因此破口開裂較小。

測量1#、2#、3#試驗海水管路的缺陷尺寸，實際測得的缺陷尺寸大小與設(shè)計的缺陷尺寸大小接近，誤差為0.05-0.10 mm，可以忽略加工誤差，故采用缺陷的設(shè)計尺寸計算試驗管路的理論爆破壓力。用式（8）計算試驗海水管路的理論爆破壓力，三個試驗海水管路爆破壓力的理論計算值與實際值的誤差如表3所示。由于沒有獲得1、2號試驗管路的實際拉伸強(qiáng)度，故采用最低拉伸強(qiáng)度和最高拉伸強(qiáng)度分別進(jìn)行計算，相應(yīng)得到最小誤差和最大誤差。由表2可知，用受腐蝕海水管路失效壓力預(yù)測模型計算試驗管路爆破壓力的理論值與實驗爆破壓力值的最大相對誤差為19.77%，最大絕對誤差為4.186 MPa。這些試驗表明，本文提出的受腐蝕薄壁海水管路失效壓力預(yù)測模型可初步評價不同材質(zhì)薄壁海水管路腐蝕后的剩余強(qiáng)度。

表2 模型預(yù)測爆破壓力與實際爆破壓力的誤差Tab.2 Error between predicted burst pressure and actual burst pressure

4 結(jié) 論

（1）DNV RP-F101 許用應(yīng)力法相比于ASME B31G 標(biāo)準(zhǔn)和PCORRC 方法，對評價不同強(qiáng)度等級腐蝕管道剩余強(qiáng)度的適應(yīng)性較好，評價結(jié)果準(zhǔn)確性較高?？苫贒NV RP-F101 許用應(yīng)力法，建立受腐蝕艦船海水管路的剩余強(qiáng)度評價計算模型。

（2）本文設(shè)計并搭建了靜水壓爆破試驗臺，對兩組船用海水管路進(jìn)行靜水壓爆破試驗，驗證了內(nèi)腐蝕艦船海水管路剩余強(qiáng)度預(yù)測模型的準(zhǔn)確性。

（3）實驗表明，本文研究提出的受腐蝕艦船薄壁海水管路失效壓力預(yù)測模型用于含缺陷海水管路理論爆破壓力的預(yù)測，其最大相對誤差為19.77%，最小誤差為3.69%，計算結(jié)果的準(zhǔn)確性可以接受。因此，本文提出的內(nèi)腐蝕薄壁海水管路剩余強(qiáng)度預(yù)測模型可初步用于評價不同材質(zhì)的薄壁海水管路腐蝕后的剩余強(qiáng)度。