馬 彬 帥 健 劉德緒 李樞一

1．中國(guó)石油大學(xué)（北京）機(jī)械與儲(chǔ)運(yùn)工程學(xué)院 2．中原勘察設(shè)計(jì)研究院 3．中國(guó)石化天然氣榆濟(jì)管道分公司

在工程中常采用全尺寸爆破試驗(yàn)來(lái)預(yù)測(cè)管道的極限載荷。爆破試驗(yàn)按照密封方式的不同分為兩種：①管道兩端加封頭（Vessel Test）［1－2］；②管道兩端密封處理（Hydraulic Ring Expansion Test）［3］。由于兩種爆破試驗(yàn)與埋地管道的工況不完全相同［4－7］。因此，筆者對(duì)爆破試驗(yàn)預(yù)測(cè)結(jié)果的準(zhǔn)確性提出了質(zhì)疑，采用有限元方法對(duì)爆破試驗(yàn)預(yù)測(cè)結(jié)果的準(zhǔn)確性進(jìn)行了驗(yàn)證，分析了兩種工況下的爆破試驗(yàn)所測(cè)出的爆破壓力區(qū)別，哪種爆破試驗(yàn)更能很好地預(yù)測(cè)實(shí)際埋地管道的極限載荷。

1 3種工況下管道兩端受約束分析

1．1 加封頭的爆破試驗(yàn)管道兩端受約束情況

加封頭的爆破試驗(yàn)管道兩端結(jié)構(gòu)是在管道兩端焊接橢圓型、與管道相同材料的封頭，使之與管道成為一體。試驗(yàn)過(guò)程中由于內(nèi)壓對(duì)封頭的作用，使封頭對(duì)管道兩端橫截面產(chǎn)生軸向反作用應(yīng)力，管道兩端受軸向應(yīng)力大小為pD／4t，其中p為內(nèi)壓，D為管道外徑，t為壁厚。

1．2 端部密封的爆破試驗(yàn)管道兩端受約束情況

端部密封的爆破試驗(yàn)的管道兩端結(jié)構(gòu)是密封圈置于管道兩端內(nèi)側(cè)。由于密封圈的摩擦力遠(yuǎn)小于管道由內(nèi)壓引起的應(yīng)力，故可以忽略管道兩端所受的摩擦力，即認(rèn)為管道兩端不受約束。

1．3 埋地管道兩端受約束情況

埋地管道兩端的結(jié)構(gòu)很簡(jiǎn)單：兩端沒(méi)有封頭，故端部沒(méi)有軸向應(yīng)力的約束；由于管道外壁與土壤接觸，限制了管道軸向的位移。故埋地管道兩端的軸向位移為零。

2 3種工況下管道有限元分析

2．1 力學(xué)性能和材料參數(shù)

收集了10組含腐蝕缺陷的高強(qiáng)度管道的爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)，本試驗(yàn)使用 X80、X100高強(qiáng)度鋼材料［8－9］，材料參數(shù)見(jiàn)表1。

用有限元模擬實(shí)際爆破試驗(yàn)建模計(jì)算，10組高強(qiáng)度管道的爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)［1，10］見(jiàn)表2。研究含腐蝕缺陷的高強(qiáng)度管道的有限元失效判據(jù)。

2．2 有限元模型的建立

ABAQUS有限元建模過(guò)程中，為了使模型簡(jiǎn)化，近似認(rèn)為缺陷為規(guī)則形狀，含缺陷管道既相對(duì)于經(jīng)過(guò)管道軸線與缺陷中心的平面對(duì)稱，也相對(duì)于垂直于管道軸線且通過(guò)缺陷中心的平面對(duì)稱，故可以只分析管子模型的1／4。采用三維的20節(jié)點(diǎn)六面體二次減縮積分單元（C3D20R）及靜力學(xué)Riks算法進(jìn)行計(jì)算。管道的長(zhǎng)度要同時(shí)滿足管道外徑的2倍左右或缺陷長(zhǎng)度5倍左右。

筆者研究的缺陷類型主要是孤立蝕坑和溝槽型缺陷。對(duì)于缺陷長(zhǎng)度和寬度較小視為蝕坑，用橢球形來(lái)模擬；對(duì)于修長(zhǎng)的槽狀腐蝕缺陷，采用溝槽進(jìn)行模擬，為避免槽端部的應(yīng)力集中，建模時(shí)槽的端部采用橢球形、槽身采用柱面。

表1 X80、X100材料基本力學(xué)性能表

表2 10組高強(qiáng)度鋼管道爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)表

2．3 載荷與邊界條件

只考慮管道受均布內(nèi)壓作用。對(duì)于邊界條件，由于管道的對(duì)稱性，經(jīng)過(guò)缺陷中心的橫截面上的軸向位移為零；縱向剖開(kāi)的管壁截面上的垂直位移也為零。另外，管子不能在水平方向上無(wú)限制地移動(dòng)，所以在管子縱向截面無(wú)缺陷一端的一條直邊水平方向位移為零。除此之外，對(duì)于3種工況再分別加上它們端部的約束。這3種工況下模型的載荷和邊界情況見(jiàn)圖1。

圖1 3種工況下模型的載荷和邊界條件圖

3 高強(qiáng)度鋼失效判據(jù)的確定

管道的失效判據(jù)與材料的失效機(jī)理密不可分。研究表明：中低強(qiáng)度材料的失效機(jī)理與高強(qiáng)度材料是不同的。中低強(qiáng)度材料管道腐蝕缺陷的失效主要是基于斷裂機(jī)理，它是由材料的屈服強(qiáng)度控制［11－12］。造成高強(qiáng)度管道失效的主要機(jī)理是塑性失穩(wěn)，而缺陷的失效主要是由材料的極限拉伸強(qiáng)度控制［13－14］。

本節(jié)根據(jù)實(shí)際收集到的10組高強(qiáng)度鋼管道爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，確定適合高強(qiáng)度鋼管道的失效判據(jù)。

3．1 爆破試驗(yàn)有限元計(jì)算

取在內(nèi)壓作用下管道腐蝕區(qū)域應(yīng)力最大處沿厚度方向的3個(gè)節(jié)點(diǎn)，3個(gè)節(jié)點(diǎn)分別位于缺陷最深處沿壁厚方向的外表面、內(nèi)表面和中間層面（圖2）。

圖2 腐蝕管道有限元模型圖

圖3 編號(hào)為1模型內(nèi)壓—應(yīng)力曲線圖

圖3為10組爆破試驗(yàn)有限元計(jì)算的內(nèi)壓—應(yīng)力曲線圖（以編號(hào)為1模型為例），取中間節(jié)點(diǎn)的曲線做插值計(jì)算。分別計(jì)算當(dāng)中間節(jié)點(diǎn)的Von Mises等效應(yīng)力等于0．8UTS、0．9UTS、1．0UTS、0．5（UTS＋SMYS）和塑性失穩(wěn)時(shí)的壓力值。

3．2 失效判據(jù)的確定

表3是采用5種失效判據(jù)，即當(dāng)缺陷最深處沿壁厚方向中間節(jié)點(diǎn)的Von Mises等效應(yīng)力分別等于0．8UTS、0．9UTS、1．0UTS、0．5（UTS＋SMYS）和塑性失穩(wěn)狀態(tài)時(shí)的管道內(nèi)表面所受壓力值為所得到的管道失效壓力。計(jì)算得出的極限載荷與真實(shí)爆破壓力進(jìn)行對(duì)比分析見(jiàn)圖4。

從圖4可以直觀地看出：當(dāng)管道缺陷最深處的平均Von Mises等效應(yīng)力達(dá)到極限拉伸強(qiáng)度1．0UTS時(shí)，計(jì)算出的管道極限載荷最接近真實(shí)爆破壓力值；當(dāng)Von Mises等效應(yīng)力等于0．8UTS、0．9UTS和0．5（UTS＋SMYS）時(shí)得到的極限載荷過(guò)于保守，都小于真實(shí)爆破壓力值；而當(dāng)達(dá)到塑性失穩(wěn)時(shí)，得到的極限載荷值部分大于真實(shí)爆破壓力，具有不安全性。

表3 采用5種有限元失效判據(jù)計(jì)算出的極限載荷與爆破壓力對(duì)比分析表 MPa

圖4 極限載荷與爆破壓力比較圖

通過(guò)對(duì)比分析確定適合高強(qiáng)度鋼含腐蝕缺陷管道的失效判據(jù)為：當(dāng)腐蝕缺陷最深處沿壁厚方向中間節(jié)點(diǎn)Von Mises等效應(yīng)力達(dá)到材料的極限拉伸強(qiáng)度時(shí)認(rèn)為管道失效。從而進(jìn)一步驗(yàn)證了高強(qiáng)度等級(jí)鋼的失效機(jī)理是塑性失穩(wěn)，而失效主要是由材料的極限拉伸強(qiáng)度控制［15］。

4 兩種爆破試驗(yàn)與埋地管道失效情況對(duì)比分析

基于已確定的適合高強(qiáng)度管道的失效判據(jù)，采用有限元分析方法模擬3種工況下管道的失效情況。圖5對(duì)3種情況下計(jì)算出的極限載荷做了對(duì)比分析。表4為3種工況下管道極限載荷的對(duì)比值，通過(guò)對(duì)比分析可看出：加封頭的爆破試驗(yàn)與埋地管道的預(yù)測(cè)極限載荷吻合度更高，10組誤差的標(biāo)準(zhǔn)偏差值為2．06%；兩端密封的爆破試驗(yàn)比埋地管道的預(yù)測(cè)極限載荷要小，10組誤差的標(biāo)準(zhǔn)偏差值為3．64%。在實(shí)際工程試驗(yàn)中，建議用加封頭的爆破試驗(yàn)來(lái)預(yù)測(cè)埋地管道的極限載荷；用兩端密封的爆破試驗(yàn)來(lái)預(yù)測(cè)真實(shí)埋地管道的失效情況，得到的預(yù)測(cè)結(jié)果偏保守。

圖5 3種工況下管道極限載荷對(duì)比分析圖

表4 有限元計(jì)算3種工況下管道極限載荷表 MPa

5 結(jié)論

1）經(jīng)過(guò)分析可知，3種工況下管道兩端的約束各不相同：加封頭的爆破試驗(yàn)管道兩端橫截面受軸向應(yīng)力；端部密封的爆破試驗(yàn)的管道兩端可以忽略管道兩端所受的軸向應(yīng)力，近似認(rèn)為不受約束；埋地長(zhǎng)輸管道兩端沒(méi)有軸向應(yīng)力的約束，管道軸向位移為零。

2）確定出適合高強(qiáng)度鋼管道的失效判據(jù)為：當(dāng)腐蝕缺陷最深處沿壁厚方向的中間節(jié)點(diǎn)Von Mises等效應(yīng)力達(dá)到材料的極限拉伸強(qiáng)度時(shí)認(rèn)為管道失效。

3）通過(guò)對(duì)比分析得出：兩種爆破試驗(yàn)雖然與埋地長(zhǎng)輸管道兩端受約束情況不完全相同，但預(yù)測(cè)出的極限載荷比較接近（預(yù)測(cè)誤差低于5%）。其中，加封頭的爆破試驗(yàn)對(duì)埋地長(zhǎng)輸管道的預(yù)測(cè)極限載荷的誤差為2．06%；建議工程中采用加封頭的爆破試驗(yàn)來(lái)預(yù)測(cè)埋地長(zhǎng)輸管道的極限載荷。

［1］鄭磊，傅俊巖．高等級(jí)管線鋼的發(fā)展現(xiàn)狀［J］．鋼鐵，2006，41（10）：1－10．ZHENG Lei，F(xiàn)U Junyan．Recent development of high performance pipeline steel［J］．Iron ＆ Steel，2006，41（10）：1－10．

［2］CHOUCHAOUI B A，PICK R J．Behavior of circumferentially aligned corrosion pits［J］．International Journal of Pressure Vessel and Piping，1994，57（2）：187－200．

［3］HADJ MELIANI M，MATVIENKO Y G，PLUNINAGE G．Corrosion defect assessment on pipes using limit analysis and notch fracture mechanics［J］．Engineering Failure Analysis，2011，18（1）：271－283．

［4］TENG Tsoliang，CHANG Penghsiang．A study of residual stresses in multi－pass girth－butt welded pipes［J］．International Journal of Pressure Vessel and Piping，1997，74（1）：59－70．

［5］NETTO T A，F(xiàn)ERRAZ U S，ESTEFEN S F．The effect of corrosion defects on the burst pressure of pipelines［J］．Journal of Constructional Steel Research，2005，61（2）：1185－1204．

［6］LAW M，BOWIE G，F(xiàn)LETCHER L，et al．Burst pressure and failure strain in pipeline－part 2：Comparisons of burstpressure and failure－strain formulas［J］．Journal of Pipeline Integrity，2004，43（3）：102－106．

［7］WANG Lizhong，ZHANG Yongqiang．Plastic collapse analysis of thin－walled pipes based on unified yield criterion［J］．International Journal of Mechanical Sciences，2011，53（3）：348－354．

［8］莊傳晶，馮耀榮，霍春勇，等．國(guó)內(nèi)X80管線鋼的發(fā)展及今后的研究方向［J］．焊管，2005，28（2）：10－14．ZHUANG Chuanjing，F(xiàn)ENG Yaorong，HUO Chunyong，et al．The development and its future research direction of grade X80pipeline steel in China［J］．Welded Pipe and Tube，2005，28（2）：10－14．

［9］SADASUE T，IGI S，KUBO T，et al．Ductile cracking evaluation of X80／X100high strength linepipes［C］∥Proceedings of IPC 2004International Pipeline Conference，4－8 October 2004，Calgary，Alberta，Canada．New York：ASME，2004．

［10］FREIRE J L F，VIEIRA R D，BENJAMIN A C，et al．Part 3：Burst tests of pipeline with extensive longitudinal metal loss［J］．Experimental Techniques，2006，30（6）：60－65．

［11］馬彬，帥健，李曉魁，等．新版 ASME B31G—2009管道剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)先進(jìn)性分析［J］．天然氣工業(yè)，2011，31（8）：112－115．MA Bin，SHUAI Jian，LI Xiaokui，et al．Advances in the newest version of ASME B31G－2009［J］．Natural Gas Industry，2011，31（8）：112－115．

［12］MA Bin，SHUAI Jian．Analysis on the latest assessment criteria of ASME B31G－2009for the remaining strength of corroded pipelines［J］．Failure Analysis and Prevention，2011，16（11）：666－671．

［13］YAN Z D，BU X M．An effective characteristic method for plastic plane stress problems［J］．Journal of Engineering Mechanics，1996，122（6）：502－506．

［14］張春娥．腐蝕管道剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法研究［D］．北京：石油大學(xué)，2003．ZHANG Chun’e．The study of assessment methods about corroded pipeline remaining strength［D］．Beijing：China University of Petroleum，2003．

［15］CHOI J B，GOO B K，KIM Y J，et al．Development of limit load solutions for corroded gas pipelines［J］．International Journal of Pressure Vessels and Piping，2003，80（2）：121－128．