朱仁遲，朱豪豪，郭海林

(中國地質(zhì)大學(xué)工程學(xué)院, 湖北 武漢 430074)

0 引言

我國化石能源分布具有不均衡性，石油及天然氣資源等多位于經(jīng)濟(jì)不發(fā)達(dá)的中西部地區(qū)，使得長距離輸送管線不可避免地穿越各種地質(zhì)災(zāi)害易發(fā)地帶. 長距離輸送管道經(jīng)常遭受沿途的滑坡、泥石流等地質(zhì)災(zāi)害的影響，從而承受巨大的拉伸應(yīng)力，且在長期服役過程中管道經(jīng)常會出現(xiàn)局部腐蝕的現(xiàn)象[1]. 據(jù)統(tǒng)計，腐蝕及焊縫裂紋是含缺陷管道的主要失效風(fēng)險[2]. 在我國西氣東輸管網(wǎng)建設(shè)中，以X65管線鋼為母材的螺旋埋弧焊管因其具有較低的成本與良好的機(jī)械性能，被廣泛應(yīng)用于天然氣管道工程中[3].

國內(nèi)外學(xué)者對管道裂紋的研究主要為基于有限元軟件, 以及基于物理實(shí)驗(yàn)的管道裂紋行為研究. 文獻(xiàn)[4-7]采用有限元軟件和理論研究不同缺陷參數(shù)對管道失效強(qiáng)度以及裂紋擴(kuò)展路徑的影響. 張世超[8]通過在全尺寸管道表面預(yù)制環(huán)向缺陷，并對管道施加內(nèi)壓與彎矩載荷，研究缺陷處裂紋張開口位移與管道中部應(yīng)變關(guān)系. 朱豪豪等[9-10]利用有限元軟件和全尺寸物理實(shí)驗(yàn)，研究外力作用下缺陷參數(shù)對管道承載力和裂紋擴(kuò)展的影響. 目前管線鋼的寬板拉伸試驗(yàn)研究相對較少，姚登樽等[11]介紹管線鋼寬板拉伸試驗(yàn)過程以及試驗(yàn)數(shù)據(jù)的采集與分析處理. 樊祥博[12]通過X70管線鋼寬板試驗(yàn)，為數(shù)值仿真提供管道的彈塑性力學(xué)數(shù)據(jù).

本文利用數(shù)值模擬及管道寬板拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)合的方法，采用ABAQUS軟件建立拉伸應(yīng)力下含缺陷寬板試件與全尺寸管道的有限元模型，分析確定寬板試驗(yàn)的缺陷尺寸; 然后進(jìn)行寬板拉伸試驗(yàn)，研究在拉伸應(yīng)力作用下，含缺陷埋地管道焊縫處應(yīng)力變化與裂紋擴(kuò)展行為.

1 X65管線鋼材料性能

本文研究的螺旋焊縫埋地管道母材為X65型管線鋼，具有高強(qiáng)度，高韌性等優(yōu)點(diǎn). 管道尺寸參數(shù)與管線鋼母材的力學(xué)性能如表1所示. 表1中：D為管徑;t為壁厚;fy為屈服強(qiáng)度;ft為抗拉強(qiáng)度;δ為延伸率.

表1 埋地管道尺寸參數(shù)與X65管線鋼力學(xué)性能

由Ramberg和Osgood提出的彈塑性材料本構(gòu)方程，是斷裂力學(xué)中研究固體彈塑性的一個經(jīng)典理論方程. 在實(shí)際應(yīng)用中，常通過對研究對象進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)得到真實(shí)的材料應(yīng)力—應(yīng)變參數(shù)，并利用得到的參數(shù)對Ramberg-Osgood本構(gòu)方程進(jìn)行修正. 徐震[13]對X65鋼材試樣進(jìn)行了拉伸實(shí)驗(yàn)，建立更加符合實(shí)際工況的全局二段式X65管線鋼本構(gòu)方程, 為：

(1)

式中：ε是材料應(yīng)變；σ為承受外力.

2 數(shù)值模擬分析

2.1 螺旋焊縫處缺陷尺寸參數(shù)確定

為研究管道焊縫處缺陷在軸向拉伸應(yīng)力作用時的強(qiáng)度變化，以及裂紋萌生規(guī)律及擴(kuò)展行為，采用從螺旋焊縫管道上截取寬板的方法. 當(dāng)管道受軸向拉伸力時，寬板同樣處于承受軸向拉伸力狀態(tài)，焊縫的熱影響區(qū)極易發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，出現(xiàn)裂紋擴(kuò)展. 依據(jù)《鋼質(zhì)管道管體腐蝕損傷評價方法(SY/T 6151—2009)》[14]計算管道焊縫處缺陷尺寸. 腐蝕坑相對深度計算公式為：

(2)

式中：A為腐蝕的相對深度；a為腐蝕區(qū)域的最大深度，mm；t為管道的壁厚，mm. 若A≤10%，為第三類缺陷，管道仍可以繼續(xù)使用； 若A>80%，為第一類缺陷，管道應(yīng)立即停壓關(guān)閉； 若10%

(3)

數(shù)值模擬共設(shè)置14組不同尺寸缺陷拉伸實(shí)驗(yàn)，具體缺陷尺寸見表2. 表2中：l為實(shí)際長度；a為實(shí)際深度； 環(huán)向投影尺寸C為缺陷沿管道環(huán)向投影最長距離; 縱向投影尺寸lm為缺陷沿管道軸向投影最長距離； 相對長度L、相對寬度W與相對深度A是按照環(huán)向投影長度、縱向投影長度與實(shí)際深度計算得到. 根據(jù)劉維洋等[15]、梁濤[16]在研究中發(fā)現(xiàn)缺陷寬度變化對管道極限承載力影響較小，故將寬度w設(shè)為定值，w=4 mm. 將14組最大缺陷尺寸d=5.6 mm，l=20 mm代入式(2)～(3)計算，得到Lm=50.21 mm，大于最大縱向投影長度lm，故含此尺寸缺陷管道屬于第三類，表明缺陷尺寸設(shè)計合理.

表2 缺陷尺寸參數(shù)

2.2 有限元模型建立

寬板從中心到兩側(cè)分為3部分：減寬段，過渡段與夾持段. 根據(jù)文獻(xiàn)[17]中規(guī)定：減寬段寬度與管道壁厚的比值等于6～10，減寬段長度與寬度的比值須大于等于2. 根據(jù)文獻(xiàn)[18]中規(guī)定：夾持段寬度須大于1.25倍的減寬段寬度； 過渡弧半徑須大于等于0.3倍的寬板減寬段寬度. 本文研究管道壁厚為8.7 mm，故設(shè)置寬板減寬段寬度設(shè)為56 mm，長度為120 mm； 夾持段寬度取76 mm，長度取50 mm； 過渡段中過渡弧半徑取30 mm，計算的寬板過渡段寬10 mm，長30 mm，如圖1所示.

利用ABAQUS的CAE模塊，建立寬板試件模型, 管道網(wǎng)格單元選擇C3D8R(八節(jié)點(diǎn)線性減縮積分六面體單元). 對重點(diǎn)研究區(qū)域的網(wǎng)格劃分采用細(xì)網(wǎng)格，而對非重點(diǎn)研究區(qū)域網(wǎng)格劃分采用粗網(wǎng)格，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示.

圖1 寬板尺寸圖(單位：mm)Fig.1 Wide plate demensions(unit: mm)

圖2 管道寬板網(wǎng)格Fig.2 Pipe wide plate grid

2.3 寬板與全尺寸管道在拉應(yīng)力下對比分析

建立含相同尺寸參數(shù)與位置參數(shù)的半球形缺陷的寬板模型及全尺寸管道模型. 半球形缺陷直徑10 mm，位于寬板及全尺寸管道中心部位，且與焊縫相距2 mm； 全尺寸螺旋焊管的長度為500 mm，外徑711 mm，壁厚8.7 mm，同時對寬板和全尺寸管道施加5 mm的軸向位移載荷. 缺陷底部應(yīng)力分布及變化曲線, 如圖3所示.

圖3 寬板與全尺寸管道缺陷底部應(yīng)力分布及變化曲線Fig.3 The stress distribution and change curve at the bottom of the defect of wide plate and full-size pipeline

從圖3可看出：寬板與全尺寸管道缺陷處的應(yīng)力分布相同，應(yīng)力集中部位均在缺陷縱軸兩側(cè)，而缺陷橫軸兩側(cè)應(yīng)力較小. 寬板與全尺寸管道焊縫處缺陷底部應(yīng)力變化趨勢相同，表明通過寬板模型研究缺陷處應(yīng)力變化與裂紋擴(kuò)展具有合理性.

2.4 不同長度與不同深度缺陷處裂紋萌生規(guī)律分析

對含不同長度與不同深度焊縫處缺陷的管道寬板進(jìn)行建模，共14組寬板模型. 通過對寬板施加軸向拉伸應(yīng)力，得到不同長度與不同深度缺陷處裂紋萌生時對應(yīng)的位移載荷和萌生尖端應(yīng)變, 分別如圖4、圖5.

圖4 位移載荷Fig.4 Displacement loads corresponding

圖5 尖端應(yīng)變Fig.5 Tip strains

從圖4可以看出，隨著缺陷長度或者深度的增加，不同長度和不同深度缺陷處裂紋萌生所需位移載荷逐漸減小，表明含缺陷寬板的承載力也在逐漸減小，并且減小的趨勢逐漸變緩. 當(dāng)缺陷相對長度大于0.79以及缺陷相對深度大于45.98時，位移載荷減小呈變緩趨勢，缺陷長度參數(shù)和深度參數(shù)對寬板裂紋萌生的影響逐漸減小. 結(jié)合圖5缺陷處裂紋萌生尖端應(yīng)變規(guī)律可知，當(dāng)缺陷相對長度為0.79(實(shí)際長度為20 mm)和相對深度為45.98(實(shí)際深度為4 mm)時，缺陷對裂紋萌生的影響較大.

3 應(yīng)變與裂紋擴(kuò)展實(shí)驗(yàn)分析

3.1 寬板拉伸試件制備

通過分析缺陷尺寸參數(shù)對裂紋萌生的影響，選取影響最大的缺陷尺寸(長20 mm，寬4 mm，深4 mm)進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn). 為研究雙點(diǎn)缺陷對裂紋的影響，設(shè)置A、B、C共3塊寬板. A為實(shí)驗(yàn)對照組，為不含焊縫處缺陷的管道寬板； B為含單個焊縫處缺陷的管道寬板，缺陷緊貼焊縫上側(cè)，相對焊縫上側(cè)中線向左平移4 mm. C為含兩個焊縫處缺陷的管道寬板，缺陷均在焊縫的上側(cè)，分別為兩個缺陷與焊縫中線呈軸對稱，相對焊縫上側(cè)中線左右偏移4 mm.

寬板試件首先采用氣割的方法從全尺寸螺旋焊管上切割長方形寬板，再通過線切割的方法加工成設(shè)計尺寸. 經(jīng)過切割后的管道寬板已經(jīng)成型，隨后利用電火花刻傷技術(shù)，在管道寬板上預(yù)制缺陷. 然后通過PWS-500電液伺服試驗(yàn)機(jī)對每塊管道寬板兩側(cè)的夾持端進(jìn)行校平工作. 最后利用脫漆劑、鋼絲砂輪等工具對寬板進(jìn)行去漆打磨等二次加工，且保證材料表面不出現(xiàn)二次損傷.

3.2 實(shí)驗(yàn)過程

圖6 寬板應(yīng)變片布點(diǎn)圖Fig.6 Wide-plate strain gauge layout diagram

拉伸實(shí)驗(yàn)過程通過拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行，通過在寬板焊縫及缺陷周圍布置大量的應(yīng)變片，監(jiān)測在軸向拉力作用下寬板表面以及缺陷周圍的應(yīng)變情況. 本次實(shí)驗(yàn)選用500 kN拉伸試驗(yàn)機(jī)，對寬板施加恒定速度為0.3 mm·min-1的位移載荷. 通過使用電阻式應(yīng)變片監(jiān)測寬板表面應(yīng)變變化，A、B、C寬板布點(diǎn)方案如圖6所示.

實(shí)驗(yàn)選用30通道靜態(tài)應(yīng)變采集分析系統(tǒng)，采用四分之一橋三線制的接線方法，用以監(jiān)測并記錄應(yīng)變片數(shù)據(jù). 根據(jù)寬板拉伸實(shí)驗(yàn)的材料屬性與應(yīng)變采集分析系統(tǒng)的特征參數(shù)，選用應(yīng)變片型號為120-5AA金屬應(yīng)變片. 通過在寬板前后架設(shè)視頻監(jiān)測攝像頭，并在寬板表面固定網(wǎng)格為5 mm的透明刻度板，實(shí)時捕捉寬板缺陷處的裂紋擴(kuò)展尺寸變化過程.

3.3 含缺陷寬板焊縫處應(yīng)力應(yīng)變分析

在進(jìn)行點(diǎn)位處應(yīng)變分析時，均采用點(diǎn)位編號分析，例如，A-1表示寬板A中的1號點(diǎn)位. 圖7、圖8所示為A、B、C寬板焊縫處上、下側(cè)應(yīng)變對比分析圖.

圖7 不同寬板焊縫上側(cè)應(yīng)變分布對比圖Fig.7 Comparison of strain distribution of different width plates along the upper side of the weld

圖8 不同寬板焊縫下側(cè)應(yīng)變分布對比圖Fig.8 Comparison of strain distribution of different width plates along the underside of the weld

從圖7～8可看出，不同寬板焊縫上、下側(cè)截面點(diǎn)位的應(yīng)力應(yīng)變在軸向拉力作用下，均呈現(xiàn)出先緩慢增加后快速上升的趨勢. 對比不同寬板相同點(diǎn)位的上側(cè)應(yīng)變分布情況，A、B寬板1號點(diǎn)位均大于C寬板的1號點(diǎn)位，而C寬板8號點(diǎn)位在兩端點(diǎn)位中應(yīng)變變化范圍較大，分析原因是局部的應(yīng)力集中使寬板產(chǎn)生了較大塑性變形. C寬板5號點(diǎn)位應(yīng)力應(yīng)變比A、B寬板偏大，表明雙點(diǎn)缺陷之間產(chǎn)生了相互作用，且相互作用對寬板受軸向拉力產(chǎn)生應(yīng)變影響較大. 從寬板焊縫下側(cè)應(yīng)變可以看出，不同點(diǎn)位應(yīng)變上升時間短，分析原因是焊縫下側(cè)無缺陷分布，應(yīng)力集中現(xiàn)象較少，但焊縫上側(cè)缺陷仍對焊縫下側(cè)應(yīng)變分布產(chǎn)生影響.

3.4 缺陷處裂紋擴(kuò)展分析

將A、B、C寬板的裂紋萌生位置、裂紋擴(kuò)展路徑、擴(kuò)展長度lf和角度θ參數(shù)進(jìn)行對比分析，如表3所示.

表3 焊縫處軸對稱缺陷裂紋擴(kuò)展參數(shù)表

結(jié)合焊縫上側(cè)應(yīng)變分析可知，A和B寬板裂紋萌生位置均在焊縫上側(cè)最左端應(yīng)變較大的1號點(diǎn)位，而含有雙點(diǎn)缺陷的C寬板裂紋萌生位置在焊縫上側(cè)最右端應(yīng)變較大的8號點(diǎn)位，表明沿焊縫雙點(diǎn)軸對稱缺陷的相互作用對裂紋萌生產(chǎn)生了影響. 從寬板處裂紋擴(kuò)展的擴(kuò)展路徑可以看出，A寬板頸縮現(xiàn)象較為明顯，B寬板具有一定的頸縮現(xiàn)象，而C寬板的裂紋擴(kuò)展路徑較為平滑，且裂紋均沿著缺陷進(jìn)行擴(kuò)展. 從裂紋的擴(kuò)展角度和長度看，A和B寬板較為相似，C寬板的擴(kuò)展角度和長度均較大，說明雙點(diǎn)軸對稱缺陷對裂紋擴(kuò)展產(chǎn)生了較大影響.

4 結(jié)語

1) 通過寬板模型研究缺陷處應(yīng)力變化與裂紋擴(kuò)展具有合理性, 且當(dāng)缺陷相對長度為0.79(實(shí)際長度為20 mm)，相對深度為45.98(實(shí)際深度4 mm)時，對裂紋萌生的影響較大.

2) 含缺陷寬板焊縫上、下側(cè)截面點(diǎn)位的應(yīng)力應(yīng)變在軸向拉力作用下，均呈現(xiàn)出先緩慢增加后快速上升的趨勢. 焊縫上側(cè)點(diǎn)位中，由于局部的應(yīng)力集中使寬板產(chǎn)生較大塑性變形，A、B寬板1號點(diǎn)位均大于C寬板的1號點(diǎn)位，而C寬板8號點(diǎn)位在兩端點(diǎn)位中應(yīng)變變化范圍較大. 焊縫下側(cè)不同點(diǎn)位應(yīng)變上升時間短，應(yīng)力集中現(xiàn)象較少，但焊縫上側(cè)缺陷仍對焊縫下側(cè)應(yīng)變分布產(chǎn)生影響.

3) 拉應(yīng)力作用下A和B寬板裂紋萌生位置均在焊縫上側(cè)最左端應(yīng)變較大的1號點(diǎn)位，C寬板由于雙點(diǎn)缺陷的相互作用，裂紋萌生置在焊縫上側(cè)最右端應(yīng)變較大的8號點(diǎn)位. A和B寬板擴(kuò)展路徑、擴(kuò)展角度、裂紋長度相似，單個缺陷對裂紋擴(kuò)展影響較小，C寬板擴(kuò)展路徑平滑，擴(kuò)展角度和裂紋長度均較大，雙點(diǎn)缺陷相互作用對裂紋擴(kuò)展產(chǎn)生了較大影響.