朱豪豪，郭海林，閆生棟，李超鋒

(1.中國地質(zhì)大學(武漢) 工程學院，湖北 武漢 430074；2. 中國石油西氣東輸管道公司，湖北 武漢 430073)

0 引言

隨著經(jīng)濟貿(mào)易全球化和工業(yè)化的快速發(fā)展，管道運輸以其安全性高、運輸成本低等優(yōu)勢，在石油及天然氣長距離運輸中被廣泛采用[1]。據(jù)統(tǒng)計，98%的油氣管道(長輸)干線采用地下敷設[2]。另一方面，我國服役時間在20 a以上的管道占據(jù)全國管道總量的60%，甚至有些管線已經(jīng)連續(xù)服役超過30 a[3]。在長期服役過程中，管道難免會受到自然環(huán)境和人為因素的影響而形成管道缺陷[4]。地質(zhì)災害時的巖土運動使得埋地管道產(chǎn)生巨大應力，此時存在缺陷的管道極易因斷裂、大變形等破壞而失效，進而容易引發(fā)火災、爆炸等事故，威脅生命及財產(chǎn)安全。

國內(nèi)外學者利用數(shù)值模擬法和實驗法在管道領域進行了大量的研究。朱亞明[5]、Zhou等[6]、Nourpanah等[7-8]、Amaro等[9]對裂紋等缺陷對管道性能的影響進行了數(shù)值模擬研究；蔣誠航[10]、景國泉[11]、Pinheiro等[12]通過管道彎曲試驗研究了埋地管道的應力分布特點。但是針對全尺寸管道及其各種缺陷的性能研究相對較少。

針對管道在地質(zhì)災害中變形特點，本文選取對管道安全運行危害較大的徑向應力進行分析，并利用DNV RP-F101標準和PCORRC方法確定所研究的腐蝕缺陷尺寸，然后采用ABAQUS有限元軟件建立外力作用下含缺陷管道的有限元模型，分析不同腐蝕缺陷尺寸對管道失效的影響程度，最后進行油氣長輸管道全尺寸物理實驗，研究缺陷在外力作用下的發(fā)展情況，為在役含缺陷埋地管道的安全運行提供參考及借鑒。

1 管材性能及管道缺陷尺寸的確定

1.1 管材性能

油氣長輸埋地管道材質(zhì)為API 5L X52，因其強度高、延展性好的特點在我國油氣管網(wǎng)建設中得到廣泛應用。對比API 5L和GB/T 9711中對于X52管材性能參數(shù)的規(guī)定，將數(shù)值代入Ramberg-Osgood方程中[13]，得到數(shù)值有限元模擬管材基礎受力方程，如式(1)所示：

(1)

文獻[14]針對X52級鋼進行了標準拉伸物理實驗研究，通過拉伸實驗得到了管線鋼的實驗應力-應變曲線，基于Ramberg-Osgood方程與實驗得到的實際應力-應變曲線吻合度較高，能準確地表達X52鋼材的實際本構關系。

1.2 油氣長輸管道缺陷尺寸的確定

為了對不同直徑和厚度的埋地管道進行定量化表述，將表征缺陷長、寬、深3個方向的數(shù)值系數(shù)進行定性化處理，其中，A代表缺陷在深度方向上的特征值；L代表在長度方向上的特征值；W代表寬度方向的特征值。每個特征值的換算方法如式(2)～(4)所示：

(2)

(3)

(4)

式中：a為缺陷深度，mm；l為缺陷長度，mm；ω為缺陷寬度，mm；t為管道壁厚，mm；D為管道外徑，mm。

通過對不同的標準和方法進行對比分析研究[15]，選用可靠度較高的DNV RP-F101標準和PCORRC方法。

1.2.1 DNV RP-F101標準

(5)

式中：Pf為實驗管道的失效壓力， MPa；σb為抗拉強度， MPa。Q代表了管道上缺陷的長度校正系數(shù)，無量綱，該值的計算公式為：

(6)

1.2.2 PCORRC方法

管道失效壓力的PCORRC計算方法起源于美國，具體表達式如下：

(7)

式中：R為管道的半徑，mm。

參考ASME B31G-2012標準，所研究缺陷尺寸如表1所示。為了驗證所選腐蝕缺陷尺寸的合理性，運用DNV RP-F101標準和PCORRC方法，分別對最大腐蝕缺陷(A=0.8，L=1.5)的失效壓力進行計算，按照DNV RP-F101標準求得的缺陷失效壓力為7.39 MPa，按照PCORRC方法求得的失效壓力為6.44 MPa，均大于管道的設計壓力6.3 MPa。因此，缺陷尺寸取值具有合理性。

表1 管道缺陷尺寸Table 1 Pipe defect size table

2 腐蝕缺陷尺寸對管道極限承載力的影響分析

2.1 數(shù)值建模

選用4點彎曲的受力形式建立管道模型，利用4點1/3彎曲的加載形式，實驗時支輥跨距選擇為管道直徑的10倍，有限元模型見圖1。ABAQUS數(shù)值建模所采用的是API 5L X52級鋼，管道外徑為406.4 mm，壁厚為12.7 mm。

圖1 含腐蝕缺陷管道4點彎曲有限元模型Fig.1 Four-point bending finite element model for pipelines with corrosion defects

2.2 缺陷尺寸對管道承載力的影響

2.2.1 缺陷深度

W=0.1，L=1，腐蝕深度系數(shù)A分別取0.2，0.4，0.6和0.8。不同腐蝕深度下，管道在外力作用下的極限承載力如圖2所示。

圖2 管道極限承載力與腐蝕深度關系Fig.2 Relationship between ultimate bearing capacity and corrosion depth of pipeline

圖3 L為1，A為0.6，W為0.1時的應力應變Fig.3 Stress-strain cloud diagram when L is 1, A is 0.6, and W is 0.1

在W為0.1，L為1時，由圖2可知在缺陷長度和寬度一定時，腐蝕深度系數(shù)A在達到0.6之前，管道極限承載力隨深度增加，其承載力變化較大，但是當腐蝕深度系數(shù)達到0.6之后，含缺陷管道的極限承載力基本已經(jīng)降到最低程度，此時的實際腐蝕深度為7.62 mm。圖3為L為1，A為0.6，W為0.1時的應力應變云圖。由圖3可知，最大應力應變首先出現(xiàn)在管道正下方，而沒有出現(xiàn)在缺陷的邊界處。

2.2.2 缺陷寬度

L=1，A=0.6，腐蝕寬度系數(shù)W分別取0.01，0.05，0.1，0.15和0.25。不同腐蝕寬度下，管道在外力作用下的極限承載力如圖4所示。

圖4 管道極限承載力與腐蝕寬度關系Fig.4 Relationship between ultimate bearing capacity and corrosion width of pipeline

圖5 L為1，A為0.6，W為0.05時的應力應變云圖Fig.5 Stress-strain cloud diagram when L is 1, A is 0.6, and W is 0.05

在腐蝕系數(shù)W小于等于0.1時，管道在加載過程中，應力應變主要集中在腐蝕缺陷沿管道長度的兩端邊緣，圖5為L為1，A為0.6，W為0.05時的應力應變云圖。如圖5所示，因此兩端容易在外力作用下造成腐蝕開裂現(xiàn)象。從圖4中可知，在腐蝕長度系數(shù)L為1.0，腐蝕深度系數(shù)A為0.6時，含缺陷管道所能承受的極限承載力隨腐蝕寬度的增加而逐漸降低，并且隨著寬度系數(shù)的增加，外力下降越來越明顯。表明腐蝕缺陷寬度的增加，對管道外壓承載能力具有顯著影響。

2.2.3 缺陷長度

W=0.1，A=0.6，腐蝕長度系數(shù)L分別取0.006，0.1，0.2，0.5，1.0和1.5。不同腐蝕長度系數(shù)下，管道在外力作用下的極限承載力如圖6所示。

圖6 管道極限承載力與腐蝕長度關系Fig.6 Relationship between ultimate bearing capacity and corrosion length of pipeline

通過圖6可知，在腐蝕長度系數(shù)在小于0.5時，管道的所能承受的極限承載力，隨腐蝕長度的增加有較明顯的降低；在腐蝕長度系數(shù)大于0.5之后，腐蝕長度系數(shù)的變化對管道的所能承受的極限承載力的影響減小。

圖7為L為0.006，A為0.6，W為0.1時的應力應變云圖。如圖7所示，在腐蝕長度系數(shù)大于0.2時，管道所承受得應力主要分布在缺陷的長度方向，此時，腐蝕缺陷沿長度方向更易腐蝕和受到應力破壞；而在腐蝕長度系數(shù)小于0.2時，應力主要分布在缺陷的寬度方向上。

圖7 L為0.006，A為0.6，W為0.1時的應力應變云圖Fig.7 Stress-strain cloud diagram withL of 0.006, A of 0.6, and W of 0.1

3 含缺陷油氣管道極限承載力全尺寸實驗

通過數(shù)值模擬結果得出的優(yōu)化物理實驗的工況參數(shù)，確定了缺陷的具體尺寸。為了得到實際工況下含缺陷管道的實驗數(shù)據(jù)，先利用軟件對實際工況的管道進行數(shù)值模擬，后在PWS-500 kN電液伺服試驗機上對含有外表面人工預制缺陷的管道進行3點彎曲靜力加載實驗，并通過設計超聲探頭布置方案，運用超聲探傷儀器監(jiān)測人工預制缺陷在位移加載和受到持續(xù)外部靜力載荷作用下的發(fā)展變化情況。

3.1 實驗材料

試件材質(zhì)為API 5L X52，管道長度1 000 mm，直徑406.4 mm，壁厚12.7 mm，彈性模量E=207 GPa，屈服強度360 MPa，抗拉強度為460 MPa，延伸率為26%。選定W=0.1，A=0.6，L=0.006(實際尺寸為寬12.76 mm，深7.62 mm，長3 mm)作為人工預制缺陷的監(jiān)測對象。

3.2 油氣長輸管道的靜力加載實驗

3.2.1 實際工況模擬

加載實驗裝置如圖8所示。

圖8 實驗加載裝置Fig.8 Experimental loading device diagram

利用ABAQUS對實驗中的含缺陷管道的承載力狀況進行數(shù)值模擬，分別采用位移加載、載荷加載的形式，研究管道在不同加載形式下的破壞狀況。管道應力的數(shù)值模擬結果如圖9所示。

圖9 管道模型及缺陷應力分布云圖Fig.9 Pipe model and defect stress distribution cloud map

通過上述模擬結果可以看出管道隨位移加載過程中,缺陷附近產(chǎn)生了明顯應力集中。通過其承載力曲線(見圖10)可以看出，當承載力超過395.1 kN時，曲線變化已經(jīng)基本趨于穩(wěn)定。為還原埋地管道在真實環(huán)境中的受力情況，本實驗選用位移緩慢加載和載荷持續(xù)加載2種方式對管道持續(xù)加載，并通過超聲探傷監(jiān)測缺陷是否會在邊緣或底部發(fā)生應力開裂現(xiàn)象。

圖10 管道承力與時間曲線Fig.10 Pipe bearing capacity and time curve

3.2.2 加載實驗

本文將含缺陷管道所受的徑向應力分別通過位移和載荷對管道進行加載，研究地質(zhì)災害對管道不同作用方式對缺陷發(fā)展的影響。

1)位移加載

首先對含相同缺陷管道進行了位移加載實驗，位移加載控制速率為0.5 mm/min，實驗共持續(xù)加載了184 min，位移加載到了92 mm。管道承力與位移曲線如圖11所示。由圖11可以看出，物理實驗的管道承載力隨位移變化曲線與ABAQUS數(shù)值模擬所得的結果曲線吻合度較好，表明采用ABAQUS有限元軟件對X52管道的承壓受力情況模擬的結果具有較高可信度。

實驗中，隨著位移加載的進行，管道整體主要呈現(xiàn)壓扁變形，管道的上半部分的彎曲變形較為明顯。超聲波探傷儀在人工預制缺陷附近探測到缺陷具有張開的趨勢，但沒有檢測到裂紋開裂，其原因是管道在位移加載過程中管道腐蝕缺陷處還沒有產(chǎn)生足夠的應力集中時已經(jīng)加載了過量位移。

圖11 管道承力與位移曲線Fig.11 Pipe bearing capacity and displacement curve

2)載荷加載

本組實驗采用載荷加載的方式進行，為避免壓頭沖擊式樣，在載荷加載之前，先用位移加載方式(0.5 mm/min)使壓頭與試樣表面接觸，并承載一定力(10 kN)，然后切換到載荷控制0.1 kN/s，實驗力達到250 kN時持續(xù)保持19 465 s。實驗結果如圖12-13所示。

圖12 力與時間變化曲線Fig.12 Force versus time curve

圖13 力與位移變化曲線Fig.13 Force and displacement curve

由圖12可以看出，用時2 400 s將實驗力從10 kN達到指定的250 kN，并在實驗力達到250 kN時保持了17 065 s。由圖13可以得知，在實驗力從10 kN到達250 kN的時間內(nèi)，壓頭位移了38.6 mm。在保持250 kN實驗力的17 065 s內(nèi)，壓頭共移動了61 mm。實驗中，隨著載荷加載的進行管道呈現(xiàn)壓扁狀態(tài)，管道缺陷處產(chǎn)生了較大的變形，但未產(chǎn)生明顯的裂紋擴展。對比位移加載與載荷加載方式對管道缺陷擴展的影響，管道的彎曲與壓扁變形均導致缺陷的擴大，說明外力對管道缺陷擴展的影響較大，但位移載荷中缺陷變化現(xiàn)象更為明顯，證明位移載荷在管道的全尺寸實驗中更貼合實際情況。

4 結論

1)采用數(shù)值模擬與管道全尺寸物理實驗結合的方法，可以得到較為準確的管道承載力的預測結果，對其他材質(zhì)管道在外力作用時的承載力研究具有指導意義。

2)采用DNV RP-F101標準、PCORRC方法對含缺陷管道的失效壓力進行計算，并結合ABAQUS軟件模擬結果，得出保證X52管道在不受外力作用時正常運行的最大缺陷尺寸與缺陷位置，驗證了數(shù)值模擬結果的合理性。

3)通過數(shù)值模擬得到優(yōu)化的物理實驗的工況參數(shù)，利用物理實驗進一步觀察到管道上的缺陷在外力作用下有明顯的變形擴大，說明該尺寸的缺陷對管道的整體力學性能存在一定的影響。

4)腐蝕缺陷的深度與長度能在一定范圍內(nèi)影響埋地管道的極限承載力；而缺陷寬度系數(shù)對管道承載力的影響隨寬度系數(shù)增加越來越顯著。