克拉玛依—乌鲁木齐(克乌)复线ϕ529×7(8)输油管道(螺旋埋弧焊管)长294.6km, 于1979年开始建设, 1981年投产运行。管道原设计压力为4.5 MPa。近期在距乌鲁木齐50km处的呼图壁发现天然气田, 具有很高的工业开采价值。新疆石油管理局计划将呼图壁的天然气输送到克拉玛依, 用于稠油热采, 每季度可获得1×10⁸元的经济效益。有两种方案可解决天然气输送问题, 一种为投资3×10⁸~4×10⁸元新建一条输气管道; 另一种为投资4000×10⁴元对克乌复线进行改造后用于输气。显然, 若采用后一种方案, 可节约项目投资约90%。1997年10月, 新疆石油管理局委托中国石油天然气管道技术公司采用智能检测器对克乌复线全线进行了腐蚀缺陷检测。1998年1月, 委托石油管材研究所和四川石油管理局进行克乌复线油改气适用性评价。

管道油改气适用性评价在国内尚属首次。通过适用性评价, 拟解决两个问题, 一是管材是否适用于输气; 二是管道腐蚀剩余强度能否满足最大输气压力(3 MPa)的需要。管材理化性能测试与分析结果表明, 克乌复线管材适用于输送天然气。以下主要介绍克乌复线管道腐蚀剩余强度评价结果。

一.   现场采样

现场共截取5~6m长管段4段用于室内全尺寸试验评价, 截取0.7m长的管段6段用于材料理化性能测试和腐蚀缺陷测量。具体取样情况见表 1。现场取样是基于智能检测器检测结果取腐蚀最严重的管段。

表  1  现场取样管段情况

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二.   室内检测数据的剩余强度评价

采用了基于API 579^[1]开发的TGRC-ARSP软件和CTP-FEM两种方法进行腐蚀剩余强度评价, 两种评价方法和评价结果分述如下。

1   利用TGRC-ARSP软件评价管道腐蚀剩余强度

采用API 579的TGRC-ARSP软件主要原理是: ①将腐蚀缺陷部位以轴向和环向分别作为经线和纬线划分网络线(见图 1); ②测量各个点的腐蚀深度; ③分别以轴向为主和以环向为主连接最深腐蚀点得到两条曲线; ④分别将两条曲线作轴向和环向投影, 得到轴向最危险截面(CTP)图和环向最危险截面(CTP)图; ⑤按照CTP图, 以一定程序用软件进行剩余强度计算, 判断能否承受某一最大许用操作压力(MAWP), 若不能承受, 计算剩余最大允许操作压力(MAWPr)。此方法的优点是考虑了最大腐蚀深度两侧材料的承力增强效应, 适当地减少了不必要的保守度。

图  1  缺陷检测截面网络及CTP确定原理图

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图 2给出了4号取样管段的轴向CTP图。由图 2可知, 管段腐蚀非常严重, 最小测试壁厚编, t_min=2.12mm。假设MAWP=3 MPa, 利用ARSP软件进行剩余强度评价, 其结果见表 2。

图  2  号取样管段腐蚀缺陷的轴向CTP图

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表  2  4号管段(t_min=2.12mm)的剩余强度评价结果

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由表 2可知, 尽管t_min仅有2.12mm, 但在一级和二级地区, 管道仍可以在3 MPa下安全运行。

2   采用CTP-FEM方法评价管道腐蚀剩余强度

CTP-FEM方法基本原理是: ①假设沿管体的一周截掉截面形状为轴向CTP的一个环形体; ②按照轴对称结构, 用二维弹塑性有限元(FEM)进行计算, 得出管子极限承压能力。

运用先进的NASTRAN有限元分析软件, 经过CTP-FEM方法计算, 4号管段极限承压能力为5.25 MPa, 考虑到地区级别, 得到表 3结果。显而易见, 3 MPa压力下4号管段在一级和二级地区可以安全运行, 这与ARSP软件方法计算的结果是一致的。

表  3  采用CTP-FEM方法计算得到的4号管段的剩余强度

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三.   智能检测器检测数据的剩余强度评价

用智能检测器对全线进行腐蚀检测, 发现管子壁厚减少在3.5mm以上的严重腐蚀区域有102处, 壁厚减少在1.75~3.5mm之间的中度腐蚀区域有296处, 壁厚减少在1.75mm以下的轻度腐蚀区域有936处。其中以S表示壁厚减少在3.5mm以上的严重腐蚀, 以S^*表示壁厚减少在3.5mm以上、长度在1m以上相对大的腐蚀; 以M表示壁厚减少在1.75~3.5mm之间的中度腐蚀, 以M^*表示壁厚减少在1.75~3.5mm之间、长度在1m以上的相对大的腐蚀; 以L表示壁厚减少在1.75mm以下的轻度腐蚀, 以L^*表示壁厚减少在1.75mm以下、长度在1m以上的相对大的腐蚀。对于S和S^*类腐蚀, 由于检测报告中只给出壁厚减少的下限值3.5mm, 未给出上限值, 因此无法对所有S和S^*按照保守的取壁厚减薄上限值的方法进行总体的剩余强度评价, 以下只对M和M^*类与L和L^*类腐蚀缺陷进行评价。

1   整体均匀减薄模型的剩余强度评价

由于检测报告只给出每类腐蚀缺陷壁厚减薄的范围及缺陷轴向长度, 而不能给出腐蚀区域内壁厚变化情况, 因此剩余强度评价时只能将腐蚀缺陷看作均匀腐蚀减薄处理。其原理是, 取腐蚀减薄的上限值, 得到最小测量壁厚t_min, 假设腐蚀后管子承压能力与一壁厚仅为t_min的管子承压能力相同, 然后利用TGRC-ARSP软件来评价管道剩余强度。L和L^*类腐蚀缺陷、M和M^*类腐蚀缺陷均匀减薄模型剩余强度评价结果见表 4、表 5。前述评价t_min=2.12mm时, 压力为3 MPa下管道可以在二级地区安全运行, 而表 4中t_min=3.50mm, 压力为3 MPa下管道在二级地区不能安全运行, 显然这种方法是非常保守的。

表  4  M和M^*类腐蚀缺陷均匀减薄模型乘余强度评价结果

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表  5  L和L^*类腐蚀缺陷均匀减薄模型剩余强度评价结果

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2   取样管段腐蚀缺陷CTP外推评价结果

由于智能检测器不能给出具体的深度分布截面, 所以只能间接的采用下述方法进行评价。假设M和M^*类腐蚀缺陷形状分布与4号取样管段缺陷形状分布相同, 只是将最大腐蚀深度加以调整。具体做法是将图 2中CTP各点厚度增加1.38mm(3.5 -2.12), 这样得到M和M^*类腐蚀缺陷的CTP, 然后按照类似方法评价含M和M^*类腐蚀缺陷的管道剩余强度, 评价结果见表 6。可见, 对于含M和M^*类腐蚀缺陷管道在3 MPa压力下, 在一、二、三级地区均可安全运行。

表  6  M和M^*类腐蚀缺陷外推法的剩余强度评价结果

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四.   全尺寸管段试验评价结果

1   静水压试验条件

(1) 全尺寸评价试样  全尺寸试验评价选用了2号和9号取样管段, 全尺寸试验用试样尺寸见图 3, 其长度L均满足全尺寸评价试验要求, 即L/D=8~10。9号管段表面基本无腐蚀, 而2号管段腐蚀严重, 共发现3处严重腐蚀缺陷, 分别编号为21号~23号, 腐蚀区域面积分别为(1140×520) mm, (180×150)mm和(150×100)mm。图 4为21号腐蚀缺陷CTP图, 最小剩余壁厚为2.24mm, 与上述4号管段最小测量壁厚2.12mm接近。

图  3  全尺寸试验用试样

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图  4  2号管段21号腐蚀缺陷轴向CTP图

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(2) 试验方法  采用从美国摩尔公司引进的静水压试验系统, 该系统最高压力达210 MPa, 增压速度可自动控制, 控制精度不超过1%。

2   9号管段全尺寸评价试验结果

为了验证全尺寸试验方法的可靠性, 先进行无腐蚀的9号管段全尺寸评价试验。水压试验过程实施了阶梯式加载, 三段稳压, 分别在1.81、3.72、5.74 MPa(高于原设计压力4.5 MPa的1.25倍)下各稳压15 min、15 min和4h, 稳压过程中未发现压降, 说明稳压过程中无泄漏现象。稳压完毕, 采用连续打压, 压力达到14.95 MPa时, 管子开裂。从记录的压力和时间曲线(见图 5)上看, 管子明显经过了从屈服到断裂的塑性变形过程, 管子试验前后壁厚测试结果也证明了这一点, 水压试验后壁厚分别减薄了5.9%~9.1%。表 7比较了9号管段屈服压力和爆破压力的试验值和理论值, 二者基本吻合, 可见全尺寸试验方法是可靠的。

图  5  9号管段水压试验曲线

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表  7  9号管段屈服压力和爆破压力的试验值和理论值

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3   2号管段全尺寸评价试验结果

2号管段水压试验过程同样实施了阶梯式加载, 6段稳压, 分别在2.26、2.95、3.32、3.83、4.54、5.66 MPa(高于原设计压力4.5 MPa的1.25倍)压力下稳压30 min, 在稳压过程中未发现压降, 说明稳压过程中无泄漏现象。稳压完毕后, 采用连续打压, 压力达到10.23 MPa时, 管子开裂。从记录的压力随时间变化曲线(见图 6)上看, 管子开裂前未发生屈服变形, 试验前后壁厚测试结果也表明管子壁厚未发生变化。

图  6  2号管段水压试验曲线

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尽管2号管段最小剩余壁厚仅2.24mm, 但仍然可以承受10.23 MPa的压力, 对比前述4号管段的评价结果, 可见本次评价所采用的ARSP软件和CTP-FEM方法是保守的、安全的。同时也说明, 对于M和M^*类腐蚀缺陷, 用外推法所得到的评价结果也是可靠的。

在假设最大操作压力为3 MPa的前提下, 综合评价工作中所用的ARSP软件法、CTP-FEM方法及全尺寸试验评价方法所得到的各种评价结果, 可得出以下结论。

对含S和S^*严重腐蚀管段可采用两种方案进行改造, 一是全部更换, 二是挖坑检测。按照上述提供的方法精确计算, 若可以在3 MPa下安全运行, 则维修防腐层, 加强阴极保护, 否则换管。

对处在一、二、三级地区的中度管段可以不予更换, 但要维修防腐层, 加强阴极保护; 对于处在四级地区的中度腐蚀管段, 应予以更换。

对处在四级地区的轻度腐蚀管段, 维修防腐层, 加强阴极保护, 可以安全运行。