楊 輝,王富祥,戴聯(lián)雙,李梓溦

(1.國家管網(wǎng)集團科學技術研究總院,河北廊坊 065000；2.國家石油天然氣管網(wǎng)集團有限公司，北京 100000；3.天津大學 材料科學與工程學院，天津 300072)

0 引言

管道環(huán)焊縫一直是影響管道安全運行的薄弱環(huán)節(jié)，受焊接工藝、施工技術水平及施工條件的限制，環(huán)焊縫質(zhì)量難以保證[1-4]。根據(jù)近年來的失效事故統(tǒng)計顯示，焊縫多起裂于根部，尤其是存在于變壁厚、錯邊或成型不良的焊口[5-8]。2003～2019年，國內(nèi)油氣長輸管道共發(fā)生的24起環(huán)焊縫失效事故，其中根焊部位超差缺陷占比62.5%；不等壁厚組對占比54.2%。美國管道和危險材料安全管理局PHMSA-2010-0078號公告中公布了4起高鋼級管道環(huán)焊縫失效事故，失效原因均與變壁厚、錯邊、焊接工藝執(zhí)行不當、外部載荷等因素有關[9]。對于高鋼級管道，當焊縫韌性儲備不足的情況下，這種結構不連續(xù)導致的結構性應力集中效應是極其危險的。孟波等[10-11]研究表明，當缺口張開角小于60°時，不同缺口應力強度因子隨角度減小變化不明顯，即幾乎等同于裂紋?，F(xiàn)行的設計與適用性評價方法一般通過放大膜應力或疊加附加彎曲應力來考慮焊趾或根部結構不連續(xù)產(chǎn)生的應力集中效應，可能嚴重低估了其對環(huán)焊縫承載能力的影響[12-13]?；诖耍P者采用應力三軸度表征裂紋尖端拘束度，通過對錯邊、不等壁厚及其疊加裂紋的根部結構不連續(xù)環(huán)焊縫及斷裂韌性測試標準試樣的有限元分析，明確環(huán)焊縫結構性應力集中效應的影響規(guī)律及與標準試樣的拘束差異，以此來評估斷裂韌性參數(shù)測試選取的保守程度。

1 裂紋尖端拘束度表征

由于工程中實際結構的尺寸通常較大，實驗室條件下很難開展全尺寸測試和評估，取而代之的是小尺寸試樣的測試結果，但隨著結構尺寸和材料強度的增加，尺寸效應帶來的拘束差異越來越大[14-15]。拘束反映的是結構對裂紋尖端區(qū)域塑性變形的限制，與裂尖的應力狀態(tài)密切相關[16]。拘束度對表觀斷裂韌性的影響其實就是不同應力狀態(tài)對材料性能測試結果的影響，材料斷裂韌性的測試結果對于結構完整性評價結果影響很大，因此，在評估過程中必須考慮裂尖拘束的影響[17]。

近幾十年來，一些學者[18-19]研究提出了許多表征裂尖應力應變場的拘束斷裂理論，例如單參數(shù)理論(K或J積分)、雙參數(shù)理論(K-T,J-T,J-Q,J-A2)以及三參數(shù)理論(K-T-Tz,J-Q-T)。有些理論被證明僅在高約束情況下有效，而有些理論則局限于描述面內(nèi)拘束對裂紋尖端場及斷裂韌性的影響[20-21]。除了上述幾種參數(shù)外，HENRY等[22]提出采用應力三軸度η(見式(1)),作為斷裂韌性的表征參數(shù)。

η=σm/σeq

(1)

式中，σm為平均應力，MPa；σeq為等效應力，MPa；σ1,σ2,σ3分別為三個方向上的主應力，MPa。

對于金屬材料σeq可反映其塑性變形，σm可反映彈性變形，應力三軸度為二者的比值，綜合考慮了兩方面的影響，可以較合理地體現(xiàn)不同應力分量對塑性變形和斷裂的影響。根據(jù)現(xiàn)代損傷力學的觀點，金屬的表觀斷裂韌性隨著應力三軸度的增大而減小，即在一定的范圍內(nèi)應力三軸度越大，材料越趨于脆性[23]。應力三軸度的值反映了局部應力場對材料變形的拘束，決定材料是易于拉斷或剪斷[24]。因此，選用應力三軸度作為統(tǒng)一參數(shù)，表征焊縫結構及標準試樣裂紋尖端拘束度。

2 參數(shù)設計與有限元建模

2.1 參數(shù)設計

為了研究由于錯邊、不等壁厚組對、裂紋等因素導致的環(huán)焊縫根部不連續(xù)結構的拘束差異，獲取應力三軸度隨各因素的變化規(guī)律，設計了有限元分析模型參數(shù)，如表1、圖1所示。

表1 模型參數(shù)設計

圖1 模型結構示意

2.2 模型建立與邊界設置

運用Abaqus軟件，分別建立了含錯邊、不等壁厚及其疊加裂紋后的環(huán)焊縫三維有限元模型,如圖2所示。模型管徑和薄壁側(cè)壁厚分別為1 219 mm和18.4 mm，管長取6倍管徑以消除遠端邊界效應的影響。根據(jù)對稱性取1/2模型，在管道壁厚上劃分4層網(wǎng)格，鄰近焊縫處采用過渡網(wǎng)格控制網(wǎng)格總量，在保證精度的同時，提高計算效率，同時考慮裂尖鈍化，將裂尖設置為半圓形結構，直徑為0.1 mm，沿半圓環(huán)向均勻等分20個網(wǎng)格。對管道軸向截面施加對稱約束；對于內(nèi)壓作用，在內(nèi)表面施加內(nèi)壓載荷，兩端面約束軸向位移；對于拉伸作用，一側(cè)端面約束軸向位移，另一端面施加拉伸載荷。

(a)錯邊疊加不等壁厚模型

2.3 材料屬性

由于不考慮強度匹配問題，對于母材和焊縫，均設定為X80鋼，采用Ramberg-Osgood模型描述的應力-應變曲線(見圖3)。

圖3 材料應力-應變曲線

該模型為業(yè)內(nèi)廣泛認可的材料非線性本構模型之一[25-26]，被眾多標準引用，適用于管線鋼。同時，在材料屬性中加入塑性損傷，可以在場輸出中直接得到模型應力三軸度，簡化計算過程。

(2)

(3)

(4)

式中,ε為應變；σ為應力，MPa；E為彈性模量，GPa,取E=210 GPa；α為屈服偏移量；σY為屈服強度，MPa；σT為抗拉強度，MPa；n為硬化指數(shù)。

3 焊縫根部應力三軸度分析

在焊接過程中，由于組對偏差、管口圓度、不等壁厚、成型不良等原因，常常在環(huán)焊縫焊根部位形成結構不連續(xù)性缺口，評價過程中易被忽視或低估，但多起事故已揭示了其對管道安全的破壞性。以下分別研究內(nèi)壓及位伸載荷作用下不同錯邊量、壁厚比、內(nèi)坡角度及裂紋對應力三軸度的影響。

3.1 錯邊的影響

受裝配偏差和管口圓度的影響，管道焊接和裝配過程中易出現(xiàn)錯邊現(xiàn)象，使得焊縫結構不連續(xù)性進一步放大，從而產(chǎn)生附加應力，導致局部區(qū)域應力集中。錯邊量并非定值，而是沿管道環(huán)向位置變化。分別提取內(nèi)壓與拉伸載荷下不同最大錯邊量位置的應力三軸度計算結果(見圖4，SMYS為規(guī)定的最小屈服強度)，可見，在等壁厚情況下，隨著錯邊量的增加，尤其是承受較大拉伸載荷時，應力三軸度增大。

(a)內(nèi)壓載荷

3.2 不等壁厚的影響

不等壁厚焊接時，根焊質(zhì)量不易控制，容易出現(xiàn)焊接缺陷，且由于外形不規(guī)則，無損檢測易出現(xiàn)漏檢。近年來，國內(nèi)超過一半的環(huán)焊縫失效事故均發(fā)生在不等壁厚焊縫處。分別提取焊根部位的應力三軸度計算結果(如圖5所示)，可以看出，在無錯邊、內(nèi)坡角度一定的情況下，壁厚差越大，根部應力三軸度越大。與內(nèi)壓載荷作用不同，拉伸載荷下，對于不等壁厚焊縫根部的應力三軸度先增大、后減小。

(a)內(nèi)壓載荷

進一步分析主應力及Mises等效應力的計算結果(見圖6)發(fā)現(xiàn)，第一主應力和第二主應力均隨著拉伸載荷增加而增大，第三主應力在加載前期近似等于第二主應力，但當?shù)谝恢鲬_到屈服應力后，焊縫根部在變壁厚處產(chǎn)生塑性變形，第三主應力開始下降。在整個加載過程中，Mises等效應力持續(xù)增大，因此，應力三軸度出現(xiàn)下降的現(xiàn)象，即產(chǎn)生塑性變形后，焊縫根部的約束水平下降。

圖6 拉伸載荷作用下的焊縫根部應力變化規(guī)律

3.3 內(nèi)坡口角度的影響

GB 50369—2014《油氣長輸管道工程施工及驗收規(guī)范》規(guī)定，不等壁厚對焊管端宜采用加過渡管或坡口過渡處理措施。應采用內(nèi)削邊處理，內(nèi)坡角度宜為14°～30°。內(nèi)坡口角度越大，不等壁厚焊縫根部缺口尖銳程度越大，應力集中程度增加，同樣內(nèi)坡夾角處的應力三軸度也越大，且在較大拉伸載荷作用下會下降(如圖7所示)。

(a)內(nèi)壓載荷

3.4 裂紋的影響

焊根部位由于成型不良、錯邊、不等壁厚焊接等導致應力集中，成為裂紋萌生的多發(fā)區(qū)域，而裂紋的存在無疑加劇了焊縫的失效風險，因此焊縫中不允許存在裂紋。提取裂紋尖端的應力三軸度計算結果(如圖8所示)，對比無裂紋的情況發(fā)現(xiàn)，裂紋對應力三軸度的影響顯著，裂紋尖端呈現(xiàn)嚴重的三軸拉應力狀態(tài)，拘束水平很高。

(a)內(nèi)壓載荷

4 標準試樣應力三軸度分析

為了研究目前常用的幾種標準試樣裂紋尖端的拘束情況，分別對單邊缺口拉伸試樣(SENT)、單邊缺口彎曲試樣(SENB)、緊湊拉伸試樣(CT)以及中心裂紋板(CCP)4種類型標準試樣(如圖9所示)進行了有限元建模分析，其中根據(jù)BS 8571：2018標準設計了兩種不同尺寸的SENT試樣，其寬度分別為1倍厚度和2倍厚度，幾何尺寸如表2所示。

表2 標準試樣尺寸

圖9 標準試樣示意

為了避免裂紋尖端場受到試樣尺寸效應的影響，裂紋深度均設置為a/W=0.5。

通過Abaqus后處理輸出了5種標準試樣裂紋尖端的應力三軸度(見圖10)。這些試樣應力三軸度隨著載荷增加逐漸趨于穩(wěn)定，即可近似認為這些試樣在一定應變條件下的拘束水平與載荷無關。相同寬度和厚度的標準試樣裂紋尖端的應力三軸度的水平排序為CT>SENB>SENT>CCP，而SENT-1試樣的應力三軸度略小于SENT-2試樣。因此，在實際評價過程中，采用不同標準試樣的測試結果會導致評價結果保守度差異。

圖10 標準試樣應力三軸度隨載荷變化情況

5 拘束度綜合對比分析

斷裂韌性與拘束水平存在很大關聯(lián)性，在安全評定中，只有當環(huán)焊縫結構和標準試樣的拘束水平一致的情況下，通過試樣測得的斷裂韌性才可以準確描述結構的斷裂行為，評估結果也更準確。因此，在實際斷裂評估中，通常采用與實際結構拘束水平相當?shù)臉藴试嚇拥臏y試結果。以12 MPa內(nèi)壓載荷(0.72倍SMYS)作用為例，對比評估各管道模型與標準試樣的拘束差異，見表3和圖11。

表3 管道模型與標準試樣的應力三軸度對比

對于單純含根部缺欠管道模型，錯邊3 mm模型和不等壁厚(壁厚比1.5)模型最大應力三軸度值分別為0.59和0.63，其組合模型最大應力三軸度值0.79，可采用拘束水平最近的CCP試樣進行斷裂評估；對于單純含裂紋管道模型，最大應力三軸度值為1.53，評估中推薦使用SENT-2試樣(W=2B)測試結果；對于根部缺欠組合裂紋管道模型，最大應力三軸度值為1.96，推薦使用SENB試樣進行斷裂評估。

由前述分析可知，采用不同標準試樣的測試結果會導致評價結果保守度差異，其中CT試樣最大，而CCP試樣最小。通常認為SENT試樣的拘束水平與管道實際情況更接近，很多文獻均推薦采用SENT試樣進行斷裂韌性的測試與評估。但實際情況是，焊縫根部存在缺欠等不連續(xù)結構時，拘束水平會大大增加(如上述組合模型)，如再使用SENT試樣會導致冒進甚至危險的評估結果，在評估中往往容易低估根部不連續(xù)對環(huán)焊縫承載能力的影響。因此，應選擇與實際結構裂尖拘束度相匹配的標準試樣進行斷裂評估，可大大增加評估結果準確性。

6 結論

(1)焊根處應力三軸度與錯邊量、壁厚比、內(nèi)坡角度成正比，且疊加裂紋后應力三軸度顯著增大。

(2)幾種不同試樣應力三軸度隨著載荷增加逐漸趨于穩(wěn)定，相同寬度和厚度的標準試樣的應力三軸度的水平排序為CT>SENB>SENT>CCP，而SENT-1試樣的應力三軸度略小于SENT-2試樣。

(3)采用不同標準試樣的測試結果會導致評價結果保守度差異，其中CT試樣最大，而CCP試樣最小。在評估中存在低估根部不連續(xù)對環(huán)焊縫承載能力影響的可能性，應選擇與實際結構裂尖拘束度相匹配的標準試樣進行斷裂評估，可大大增加評估結果準確性。