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        高鋼級天然氣輸送管道止裂預(yù)測模型研究進(jìn)展*

        2019-08-24 06:12:54張偉衛(wèi)霍春勇
        石油管材與儀器 2019年4期
        關(guān)鍵詞:延性韌性修正

        楊 坤,池 強(qiáng),李 鶴,張偉衛(wèi),霍春勇

        (中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院,石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 陜西 西安 710077)

        0 引 言

        當(dāng)脆性斷裂逐漸被人們認(rèn)識并找到有效的控制措施后,發(fā)現(xiàn)即使是延性斷裂仍然會發(fā)生長程擴(kuò)展,這促進(jìn)了延性斷裂相關(guān)研究工作開展。延性斷裂控制可以分為啟裂控制和擴(kuò)展控制兩個(gè)方面。通常,通過控制材料的夏比沖擊韌性值即可使延性裂紋止裂,所以夏比沖擊韌性成為延性裂紋止裂控制的重要技術(shù)指標(biāo),后來又研究和發(fā)展出了DWTT能量法、CTOA方法、有限元預(yù)測法等方法來控制延性裂紋的止裂行為。

        關(guān)于延性斷裂的啟裂控制最早始于1953年的美國燃?xì)鈪f(xié)會AGA的NG-18項(xiàng)目,并且Battelle在Athens進(jìn)行大量X65以下鋼級的靜水壓試驗(yàn)和全氣體爆破試驗(yàn)。在此基礎(chǔ)上,1972~1973年,Maxey、Kiefner、Eiber、Duffy等開發(fā)了NG18方程組(穿透性裂紋TWC),適用于X65及以下韌性較低的管線鋼[1-7]。

        NG-18方程組是基于壓力狀態(tài)下的直接失效行為,并沒有考慮到裂紋在低于失效壓力下裂紋也可以增長直至啟裂擴(kuò)展的情況。因而,1991年Leis研究了延性裂紋生長現(xiàn)象并開發(fā)了相應(yīng)的模型(DFGM),以確定延性斷裂的啟裂韌性。后來此模型經(jīng)過Xiankui Zhu和Leis的進(jìn)一步改進(jìn),可以更準(zhǔn)確地計(jì)算起裂韌性的要求。

        與延性斷裂的啟裂控制類似,直到目前為止,延性斷裂止裂控制是最經(jīng)典、使用最廣泛的方法,主要是控制材料夏比沖擊韌性。

        延性斷裂控制技術(shù)是由Battelle所進(jìn)行的延性裂紋起裂研究發(fā)展而來。1974年Maxey提出Battelle雙曲線模型(BTCM),它是延性斷裂控制的基本方法。主要的思路是氣體減壓波曲線(驅(qū)動力曲線)和裂紋擴(kuò)展阻力特性(阻力曲線)都與裂紋尖端壓力相關(guān),當(dāng)它們相等時(shí)即為裂紋擴(kuò)展到停止的臨界點(diǎn)。

        天然氣輸送管道延性斷裂與裂尖前沿區(qū)的氣體壓力密切相關(guān)。當(dāng)氣體壓力管道出現(xiàn)裂紋時(shí),斷口處內(nèi)壓不可能立即降為零,在斷裂起始點(diǎn)將產(chǎn)生擴(kuò)展波,并以工作壓力下的聲速沿管道傳播,在裂尖前沿形成減壓波。如果斷裂速度大于減壓波速,即裂尖總處以減壓波前端,那么此時(shí)裂尖所受壓力為管道運(yùn)行壓力,因此裂紋具有較大的驅(qū)動力,發(fā)生繼續(xù)擴(kuò)展。如果斷裂速度小于減壓波速,此時(shí)裂尖所受壓力處于迅速降低的狀態(tài),裂尖驅(qū)動力降低,裂紋則會發(fā)生止裂。通過比較裂紋擴(kuò)展速度和減壓波速度的大小則可以得到裂紋止裂的判據(jù)。對于天然氣管道延性斷裂而言,雙曲線法是通過求解減壓波速度及斷裂速度與氣體壓力之間的關(guān)系,從而建立速度-壓力曲線(BTC雙曲線),最終獲得斷裂臨界條件。

        已建成管道大多采用單管止裂韌性要求,而管道實(shí)際可允許的裂紋擴(kuò)展距離取決于管道爆炸后對環(huán)境及人身安全的影響和維修成本。如美國DOT 49 CFR Part 192規(guī)定:管道裂紋應(yīng)在5-8根鋼管范圍內(nèi)止裂,對應(yīng)的止裂概率分別應(yīng)在90%和99%以上。X90/X100管道單管止裂韌性要求會使實(shí)際生產(chǎn)難于滿足或顯著增加制造成本,因此需要通過止裂概率計(jì)算以確定其合理的夏比沖擊功技術(shù)指標(biāo),保障管道的安全。

        1 天然氣管線止裂預(yù)測方法及應(yīng)用分析

        GB/T 9711(ISO 3183—2007)附錄G一共推薦了5種適用于CVN沖擊試驗(yàn)的管道母材抗延性擴(kuò)展止裂預(yù)測方法,該方法用以確定控制陸上埋地輸氣管線鋼管管體延性斷裂擴(kuò)展所必須的CVN吸收功,這5種方法源自主要針對焊接管線管進(jìn)行的大量理論和試驗(yàn)數(shù)據(jù),且在針對無縫鋼管的延性斷裂所需CVN吸收功數(shù)值時(shí),使用者宜謹(jǐn)慎對待得到的計(jì)算值,可要求用鋼管全尺寸爆破試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

        EPRG(歐洲管線研究機(jī)構(gòu))準(zhǔn)則——方法1是以歐洲管線研究機(jī)構(gòu)(EPRG)輸氣管線止裂原則為基礎(chǔ)。該方法限于焊接鋼管,鋼管的最小平均吸收功Kv計(jì)算公式如下:

        a)鋼管等級≤L450/X65,Kv=C1×σh1.5×D0.5

        b)鋼管等級>L450/X65且≤L485/X70,Kv=C2×σh1.5×D0.5

        c)鋼管等級>L450/X65且≤L485/X70,Kv=C3×σh2×(Dt/2)1/3

        式中,σh為設(shè)計(jì)環(huán)向應(yīng)力;D為規(guī)定外徑;t為規(guī)定壁厚;C1在使用SI制時(shí)為2.67×10-4,使用USC制時(shí)為1.79×10-2;C2在使用SI制時(shí)為3.21×10-4,使用USC制時(shí)為2.16×10-2;C3在使用SI制時(shí)為3.57×10-5,使用USC制時(shí)為1.08×10-2。

        該方法根據(jù)鋼管鋼級可估算出不同尺寸鋼管的最小平均吸收功Kv,但是適用于運(yùn)行壓力最高達(dá)8 MPa,D≤1 422 mm,t≤25.4 mm瞬時(shí)減壓時(shí)表現(xiàn)出單向流體行為的輸氣管線。

        Battelle簡化公式——方法2是以Battelle雙曲線法為基礎(chǔ)。該方法僅限于焊接鋼管。適用于輸送運(yùn)行壓力最高達(dá)7.0 MPa,具有單相減壓性質(zhì)的混合天然氣,鋼管等級≤L555/X80且40

        Kv=C3×σh2×(Dt/2)1/3

        式中,σh為設(shè)計(jì)環(huán)向應(yīng)力;D為規(guī)定外徑;t為規(guī)定壁厚;C3在使用SI制時(shí)為3.57×10-5,使用USC制時(shí)為1.08×10-2。

        如果本方法計(jì)算的全尺寸CVN吸收功值大于100 J,則要求修正止裂韌性。

        Battelle雙曲線法(BTC法)——方法3是依據(jù)Battelle雙曲線法將斷裂速度曲線(驅(qū)動力)和鋼管韌性或阻力曲線相匹配而成。當(dāng)兩曲線相切時(shí),定義為止裂所需的最小斷裂韌性。國際管線研究委員會(PRCI)208報(bào)告,PR-3-9113描述了Battelle雙曲線法,報(bào)告中也給出了試驗(yàn)數(shù)據(jù)的范圍,并依據(jù)數(shù)據(jù)對其進(jìn)行了校驗(yàn)。該方法限于焊接鋼管,適用于管線運(yùn)行壓力最高達(dá)12 MPa,鋼管等級≤L55/X80且40

        AISI法——方法4是依據(jù)公式Kv=C4×σh1.5×D0.5進(jìn)行計(jì)算,結(jié)果在統(tǒng)計(jì)上與AISI全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)相吻合,適用于減壓過程中表現(xiàn)為單相特征的流體。該方法的應(yīng)用限于試驗(yàn)數(shù)據(jù)的范圍,并依據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對其進(jìn)行了初始校核,鋼管等級≤L485/X70且D≤1 219 mm,公式中最大規(guī)定試驗(yàn)壁厚為18.3 mm,公式中σh為設(shè)計(jì)環(huán)向應(yīng)力,D為規(guī)定外徑,t為規(guī)定壁厚,C1在使用SI制時(shí)為3.57×10-4,使用USC制時(shí)為2.40×10-2。如果該方法計(jì)算的全尺寸CVN吸收功值大于100 J,則要求修正止裂韌性。

        全尺寸爆破試驗(yàn)——方法5是依據(jù)全尺寸爆破試驗(yàn),對特定設(shè)計(jì)和輸送流體的管線止裂韌性進(jìn)行驗(yàn)證。典型的作法是:一定范圍的鋼管韌性值設(shè)置在爆破試驗(yàn)段,隨著距起裂源距離的增大,試驗(yàn)段兩側(cè)鋼管韌性隨之增加。依據(jù)鋼管發(fā)生止裂時(shí)的實(shí)際CVN吸收功確定止裂所需CVN吸收功。在爆破試驗(yàn)時(shí),要使用管線特定的氣體組分、溫度、壓力水平。該方法是最常用的方法,適用于現(xiàn)有試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫之外的管線設(shè)計(jì),缺點(diǎn)是試驗(yàn)周期較長、花費(fèi)較大且具有一定的危險(xiǎn)性。

        2 BTC方法存在的問題及基于BTC模型的各種修正方法

        然而隨著天然氣管線高壓力、大輸量的要求,管道的管徑和承壓能力要求不斷提高;此外為了降低建設(shè)成本,又要求管道的壁厚不斷減薄,因在管材鋼級不斷提升的同時(shí),還需要提高管道的斷裂性能,保障管道運(yùn)行安全。既提高管線鋼材料的強(qiáng)度又提高其韌性,除了改善熱處理工藝之外,通常的作法是添加合金元素,從而形成具有較好性能的微觀組織結(jié)構(gòu),滿足性能要求。

        (1)

        σf=σy+10(ksi) Mtσθθ=σf

        (2)

        通過計(jì)算,斷裂韌性Kv與夏比沖擊上平臺能為1:1的線性關(guān)系不再適用于現(xiàn)有的管線鋼材料,利用原有關(guān)系獲得的止裂預(yù)測會有較大的誤差。

        由于BTC雙曲線模型中假設(shè)能量釋放率與夏比沖擊上平臺能為1:1的線性關(guān)系具有很大的局限性,不適用于目前所使用的高鋼級管線鋼材料(止裂韌性高于95 J),為了解決這個(gè)問題,研究者對這一關(guān)系進(jìn)行了修正,并用實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果對其進(jìn)行了驗(yàn)證。

        Eiber等人[11-12]認(rèn)為BTCM在預(yù)測X70加拿大-美國聯(lián)合天然氣管道具有較大的局限性。Leis及 Eiber認(rèn)為天然氣管道鋼級從X70到X120范圍內(nèi),BTCM的局限性仍然存在。Leis考慮了CVN試樣固有斷裂阻力的不同,研究了從低鋼級到早期的X80管線,CVN能量從24 J至352 J管線鋼等大范圍的夏比沖擊試樣。通過這些工作,認(rèn)為沖擊試驗(yàn)過程的能量耗散可分為起裂、塑性變形、和斷裂阻力,并利用這些分析對原有方法進(jìn)行了修正,而Leis修正因子在X70加拿大-美國聯(lián)合天然氣管道的止裂預(yù)測上成功運(yùn)用。

        隨著CVN試樣沖擊韌性的增加,試樣斷裂這部分所需的CVN能量也相應(yīng)的提高。Leis的試驗(yàn)結(jié)果表明,高韌性鋼裂紋擴(kuò)展所需的功與總功比例與低韌性鋼相比差異很大。隨著沖擊韌性的增加斷裂所需的能量增加,相應(yīng)的斷裂過程發(fā)生的塑形變形需能量也逐漸提高;隨著管線鋼材料的不斷改進(jìn),裂紋擴(kuò)展功占總共的比例逐漸提高?;谏鲜鼋Y(jié)果和能量耗散原理,Leis等研究者發(fā)展了BTCM的修正模型,并用于X70加拿大-美國聯(lián)合天然氣管道的止裂預(yù)測,可以預(yù)測CVN高于96 J管線的止裂韌性。該方法利用全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫對BTCM進(jìn)行校準(zhǔn),修正的關(guān)系如下:

        (Cv)Arrest=(Cv)BTCM,Cv≤95 J

        (3)

        其中(Cv)Arrest為止裂功,(Cv)BTCM為利用BTCM預(yù)測的止裂功。由于公式是反映早期X70、X80管線鋼的流變及斷裂性能,因此這種修正方法仍具有一定的局限性,尤其是在X80及X80以上鋼級的管線鋼材料使用時(shí),局限性更加明顯。

        通過研究了北美、歐洲及日本的X70、X80高強(qiáng)度天然氣管線全尺寸氣體爆破試驗(yàn)的數(shù)據(jù),Eiber對上述公式的準(zhǔn)確性進(jìn)行了評估,證明了Leis修正方法對X70管線比較準(zhǔn)確,但并不適用于X80管線。當(dāng)將上述公式的0.002系數(shù)替換為0.003后(公式4),Eiber發(fā)現(xiàn)X80管線的止裂預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)符合較好,其計(jì)算公式如下:

        (4)

        這種經(jīng)驗(yàn)性的修正需要大量的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證。隨著管線鋼鋼級的增加、組織結(jié)構(gòu)的改變、材料性能的提高,這種經(jīng)驗(yàn)性修正不具有普遍適用性,需要新的數(shù)據(jù)對其進(jìn)行修正和驗(yàn)證,仍然具有一定的局限性[13-15]。

        為了處理利用BTCM預(yù)測的止裂韌性與試驗(yàn)值間的差距,CSM采用乘以一個(gè)系數(shù)的處理方法對BTCM進(jìn)行修正,用于預(yù)測X80和X100高強(qiáng)度管線鋼的最小止裂韌性?;谌叽缭囼?yàn)數(shù)據(jù),CSM獲得了預(yù)測止裂的修正如下:

        (Cv)Arrest=k(Cv)BTCM

        (5)

        式中,k為修正系數(shù),對于X80而言,修正系數(shù)為1.43,X100及更高鋼級管線的修正系數(shù)為1.7[16]。對于X80及X100管線而言,該方法與BTCM的結(jié)果相比更貼近實(shí)際的韌性值。Leis的修正方法是一個(gè)非線性的關(guān)系,可用于止裂韌性大于95 J的管線鋼材料,而CSM的修正為線性的修正,適用范圍更廣。但是基于最新的試驗(yàn)結(jié)果,CSM認(rèn)識到這種線性的修正可能不適用于X100管線,建議考慮新的修正系數(shù)。

        綜合CSM線性修正以及Leis的非線性修正方法。C-FER的Wolodko和Stephens發(fā)展了一種基于BTCM的統(tǒng)計(jì)學(xué)修正,該方法總結(jié)各種全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù),得到以下公式[17]:

        (Cv)Arrest=(1.5+0.29nsd)(Cv)BTCM

        (6)

        上述公式中nsd為修正模型的一個(gè)乘數(shù),使用上述修正可用來描述擴(kuò)展裂紋無法止裂的概率。例如,當(dāng)nsd=1.0,1.5,2.0時(shí),不止裂的概率分別為16%、6.7%、2.3%,相對應(yīng)的實(shí)際需要止裂韌性與BTCM預(yù)測值比值分別為1.79,1.935,2.08。

        圖1為四種修正模型的預(yù)測結(jié)果比較,其中曲線4、5為Leis修正[18],曲線6為CSM修正,曲線7為統(tǒng)計(jì)因子修正,預(yù)測的對象為X80管線鋼,得出公式6的修正因子相當(dāng)于1.43,曲線7的修正因子相當(dāng)于1.935。X80管線的止裂韌性是在130 J到270 J范圍,此時(shí)CSM模型可給出較為合理的預(yù)測。

        圖1 四種修正模型的預(yù)測結(jié)果

        對于埋地管線,土壤填充在管線周圍,與地上管線相比,回填可以提高動態(tài)裂紋的擴(kuò)展阻力,抑制管線開裂。BTCM引入了一個(gè)參數(shù)用于描述回填的影響,稱為回填因子,而回填因子的取值不能區(qū)別不同土壤類型和土壤強(qiáng)度。

        Rudland和Wilkowski進(jìn)行了一系列不同回填深度和土壤類型的天然氣管線爆破試驗(yàn)。基于這些數(shù)據(jù),斷裂曲線可以修改為:

        (7)

        式中,K=0.275Hactual/Hnomal+0.725,Hactual=762 mm為實(shí)際土壤深度;Hnomal為早期爆破試驗(yàn)中使用的回填深度;C為BTCM中使用的回填參數(shù)。然而上述爆破試驗(yàn)僅是采用CVN小于100 J的管線鋼,因此上述模型使用范圍具有很大的限制。

        在原始的BTCM中,斷裂韌性CVN假設(shè)材料阻力與與斷裂速度無關(guān)。試驗(yàn)結(jié)果證明斷裂阻力與斷裂速度是相關(guān)的。TransCanada的Duan和Zhou將裂紋擴(kuò)展阻力進(jìn)行了修改,將斷裂阻力R變成了一個(gè)與速度有關(guān)的材料性能,如下所示:

        (8)

        式中,Rref為文獻(xiàn)中速度為Vref下的斷裂阻力,a為斷裂速度指數(shù)。

        圖2為不同斷裂速度指數(shù)X80管線鋼的裂紋速度曲線。當(dāng)a=0,即為原有的BTCM。當(dāng)a=0.2,修正的BTCM預(yù)測與X80管線全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)符合較好。

        圖2 不同斷裂速度指數(shù)的裂紋速度曲線

        3 改進(jìn)的BTC修正模型TGRC-1

        3.1 高鋼級管線能量釋放率Gc及流變應(yīng)力的修正

        Jc是斷裂失效時(shí)J積分的臨界狀態(tài)。Jc通??捎蓸?biāo)準(zhǔn)試樣的三點(diǎn)彎曲或緊湊拉伸試驗(yàn)繪制的J-R阻力曲線所求得。

        由于缺乏管線鋼的J-R阻力曲線數(shù)據(jù)庫,可以假設(shè)在低韌性時(shí),Jc等于能量釋放率Gc,如下所示:

        (9)

        隨著管線鋼化學(xué)成分的不斷改進(jìn),材料的流變行為改變,性能也發(fā)生較大的變化。原NG -18公式(公式1)中Gc與夏比沖擊上平臺能為1∶1的線性關(guān)系不再適用于現(xiàn)有的管線鋼材料,原有流變應(yīng)力的表達(dá)式也不再適用于現(xiàn)有管線材料,如圖3所示。

        圖3 CVN能量與預(yù)測止裂韌性的比較

        圖4為CVN與Jc的關(guān)系,從圖中可以看出在低韌性階段,二者保持一定的線性關(guān)系,而隨著韌性的增加,這種線性關(guān)系發(fā)生變化,擬合結(jié)果滿足:

        (10)

        圖4 CVN與Jc的關(guān)系及擬合曲線

        上述關(guān)系可以較好地?cái)M合CVN與Jc的關(guān)系,但使用這種非線性關(guān)系來預(yù)測止裂韌性會帶來過于保守的估計(jì)。為了提高修正后BTCM預(yù)測的準(zhǔn)確度,CVN與Jc關(guān)系的最佳擬合是接近1∶1的線性關(guān)系。

        通過進(jìn)行大量的曲線擬合,并利用全尺寸試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行校準(zhǔn),發(fā)現(xiàn)下邊關(guān)系可以較好地描述高韌性管線鋼CVN與Jc的關(guān)系:

        (11)

        3.2 修正后止裂預(yù)測模型TGRC-1模型

        此外,流變應(yīng)力表達(dá)式修改為:

        σf=(σy+σT)/2

        (12)

        其中σy為屈服強(qiáng)度,σT為抗拉強(qiáng)度。

        通過修改CVN與Jc的關(guān)系以及流變應(yīng)力的表達(dá)式,從而預(yù)測鋼管的止裂韌性,稱為BTC修正的模型TGRC-1。

        3.3 模型的計(jì)算結(jié)果分析

        利用TGRC-1模型對X90管線爆破試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行止裂預(yù)測,并與BTCM及修正后的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較。使用BTCM對爆破試驗(yàn)氣體組分析下X90管道進(jìn)行預(yù)測,可以得出不修正時(shí)的止裂韌性分別為146 J(土壤回填)、163 J(低約束)、181 J(無回填)。利用1.65的修正系數(shù)進(jìn)行修正后的數(shù)據(jù)分別為241J(土壤回填)、269 J(低約束)、299 J(無回填)。利用TGRC-1預(yù)測的止裂韌性分別為176 J(土壤回填)、194 J(低約束)、215 J(無回填)。TGRC-1模型的預(yù)測結(jié)果要比BTCM更為安全和可靠。

        4 基于落錘撕裂能量的止裂預(yù)測模型TGRC-2

        4.1 止裂預(yù)測模型TGRC-2

        由于BTCM在CVN能量較低時(shí)的預(yù)測結(jié)果較為準(zhǔn)確,因此可以通過DWTT能量密度與CVN能量密度間的關(guān)系對BTCM進(jìn)行修正。

        與CVN試樣相比,DWTT試樣更大且為全壁厚試樣,與全尺寸試驗(yàn)更為接近,隨著鋼級的提高,由于DWTT試樣為全壁厚試樣,因此利用基于DWTT能量密度預(yù)測鋼管的止裂準(zhǔn)確性較好。

        但是由于DWTT試驗(yàn)中的試樣厚度代表不同的管道壁厚,并不是統(tǒng)一的,比較起來較為困難,而且對試驗(yàn)?zāi)芰σ筝^高,因此可通過DWTT能量密度與CVN能量密度之間的關(guān)系,換算為對應(yīng)DWTT能量下的CVN能量,用于進(jìn)行止裂預(yù)測。

        BTCM中壓力滿足:

        (13)

        速度滿足:

        (14)

        上述公式可繪制出速度-壓力的阻力曲線,與減壓波曲線的切點(diǎn)對應(yīng)的R值即為止裂條件。

        R為止裂的CVN能量密度。

        在低韌性條件下,DTWW能量密度與CVN能量密度滿足:

        (15)

        因此:

        RDWTT=3RCVN+63.0(J/cm2)

        (16)

        其中RDWTT、RCVN分別為DWTT、CVN的能量密度。

        當(dāng)鋼級提高至X80以上時(shí),與試驗(yàn)結(jié)果相比,BTCM計(jì)算的CVN能量出現(xiàn)較大偏差,無法用于止裂預(yù)測,可用BTCM計(jì)算的DWTT能量來進(jìn)行預(yù)測。

        由于DWTT數(shù)據(jù)不便于分析使用,可利用高韌性下DWTT能量密度與CVN能量密度的關(guān)系,將DWTT能量換算為高韌性下的CVN能量:

        RCVN(X80)=(RDWTT-6.02)/1.76

        (17)

        RCVN(X90,X100)=(RDWTT-63.04)/1.91

        (18)

        將能量密度乘以CVN試樣的斷裂截面積,即可得到高韌性下的CVN能量,該方法稱為TGRC-2止裂預(yù)測模型。

        4.2 模型的計(jì)算結(jié)果分析

        利用TGRC-2模型對X90管線爆破試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行止裂預(yù)測,并與BTCM及修正后的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較。利用BTCM對爆破試驗(yàn)氣體組分下X90管道進(jìn)行預(yù)測,可以得出不修正時(shí)的止裂韌性分別為146 J(土壤回填)、163 J(低約束)、181 J(無回填)。利用TGRC-2預(yù)測的止裂韌性分別為229 J(土壤回填)、259 J(低約束)、283 J(無回填)。TGRC-2模型的預(yù)測結(jié)果要比TGRC1更為安全和可靠。

        5 結(jié) 論

        通過對天然氣管線不同的止裂預(yù)測方法及應(yīng)用進(jìn)行分析,得出了以下結(jié)論:

        1)隨著天然氣管道鋼級的提高,Battelle模型不能準(zhǔn)確預(yù)測管道的斷裂行為,需要對模型中夏比沖擊功與能量釋放率的變化關(guān)系進(jìn)行修正。

        2)提出了基于高鋼級管道能量釋放率和流變應(yīng)力修正后的止裂預(yù)測模型TGRC-1以及基于落錘撕裂能量的止裂預(yù)測模型TGRC-2。在西氣東輸天然氣組分下,TGRC-1、TGRC-2的預(yù)測結(jié)果均比Battelle模型的結(jié)果更安全和可靠,而TGRC-2模型的預(yù)測結(jié)果比TGRC1模型的結(jié)果更安全和可靠。

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