陳宏遠，封 輝，楊 坤，王 磊，高雄雄

(中國石油集團石油管工程技術研究院，石油管材及裝備材料服役行為與結構安全國家重點實驗室 陜西 西安 710077)

0 引 言

油氣管道的基本設計準則是保證服役過程中，因內壓產生的環(huán)向應力不超過管道的安全承壓能力(一般為屈服強度乘以安全系數)，以此確保其服役安全。同時在大多數設計規(guī)范中，還通過限制軸向應力的方式來實現軸向載荷的設計，通常是將等效應力限制在90% SMYS(Specified minimum yield strength,規(guī)定最小屈服強度)以下。以上都是基于應力的設計方法，管道在設計條件下均處于彈性范圍以內，不會發(fā)生塑性變形。還有一種方法，對于承受塑性變形的管道，通過限制其軸向應變來保證服役安全，這就是基于應變的管道設計方法。目前，基于應變的設計方法已經在包括海底管道在內的多種管道設計規(guī)范中獲得應用[1]。

基于應變的管道設計方法對鋼管和環(huán)焊縫提出了嚴格的要求。對于新建管道，可以通過設計、材料規(guī)格、采購和焊接工藝評定等方面的規(guī)定滿足這些要求，例如CSA Z 662[2]的附錄C的相關內容。近年來，一些基于應力設計的管道由于經歷了地層運動引發(fā)了塑性應變，并在服役過程中發(fā)生失效。這個問題在國內外均受到了高度重視[3-4]，獲得該類失效問題的定量分析結果也成為非常迫切的技術需求。但需要注意的是，對于需要做基于應變準則評估的在役管道，經常很難獲得管道基于應變設計方法所需的全部數據和信息，而現行標準中的應變能力評估模型的適用范圍有限，未必適合所有的管道參數。因此，有必要針對承受塑性應變的基于應力設計管道，開發(fā)適用的工程評估方法。

管道承受的應力值一般很難通過無損檢測手段準確獲取，但無論是在役管道還是失效管道，其應變/位移都非常容易通過監(jiān)測、檢測手段精確測量。同時，地層運動對管道作用，也往往是以位移控制載荷形勢施加，因此使用基于應變的方法，可以直觀的幫助進行地層運動引發(fā)的管道失效過程分析。

歐洲管道研究組織(EPRG)已經啟動了一個研究項目[5]，以評估受軸向應變影響的基于應力設計管道的適用性，并開發(fā)相應導則。該項目涉及到了檢驗記錄、焊縫金屬斷裂韌性和管體力學性能等數據的要求，并且編制了工作流程圖，指導操作人員評估承受高應變的在役管道，進行分析，明確需要專門開展的工作。此外，PRCI也在進行著類似的工作，其目的主要是針對在役管道的應變能力，進行量化評估工具的開發(fā)[6]。

本文以某天然氣管道環(huán)焊縫斷裂的失效事故為例，介紹了使用應變分析手段，對地層位移作用下的管道環(huán)焊縫失效行為進行量化的方法。該管道強度為X80，現場環(huán)焊采用藥芯電弧半自動焊接工藝，V形坡口。事故前由于持續(xù)降雨導致土體滑坡，造成管道環(huán)焊縫斷裂。裂縫位置和管道的狀態(tài)如圖1所示。研究中，通過三維激光外形測量，獲得事故管段的外形數據并獲取變形主要參數。通過變形條件(位移形式施加的荷載)和材料參數(試驗獲得)作為主要條件，使用有限元方法獲得失效過程中臨界應變和臨界應力的量化分析結果。

圖1 管道環(huán)焊縫斷裂位置

1 失效分析

截取失效環(huán)焊縫兩側的管段進行分析。兩側均為螺旋縫埋弧焊鋼管，長度各約11 m。失效環(huán)焊縫完全斷裂，經斷口宏觀檢測，啟裂點位于拉伸側的9點位置，裂紋由根焊位置向外表面擴展至貫穿后，總體沿環(huán)焊縫環(huán)向擴展，如圖2所示。啟裂處斷口呈現脆性特征。

圖2 環(huán)焊縫斷裂啟裂位置

1.1 幾何測量及模型重建

在對材料取樣測試前，通過激光跟蹤儀對失效管段進行外表面的測量，獲得管道失效后的變形信息，該信息以外表面坐標點云數據表達。對點云數據進行處理，可以獲得管段的CAD模型，從中可以提取量化的變形信息，為失效過程的分析提供依據。圖3和圖4分別為失效管段的點云數據和重建的CAD模型。圖4顯示，變形后管段的中間部位撓度達到178.8 mm。這意味著通過數值仿真手段，將失效管段施加同樣的變形量，有望獲得其失效時的臨界應力和應變值。

圖3 失效管段外形測量點云

圖4 失效管段CAD模型中的撓度分析

1.2 變形量測量

對失效環(huán)焊縫附近管壁進行超聲壁厚測量，測量位置為失效環(huán)焊縫附近環(huán)向均勻分布的12個方位，并分別距失效斷口10、20、40和80 mm，共測量48個點的數據，如圖5所示。圖6和圖7顯示，壁厚在11.5～14 mm之間波動。在延性撕裂區(qū)壁厚減薄量非常明顯，但在脆性斷裂區(qū)域和啟裂區(qū)域變化不顯著。

圖5 壁厚測量點

圖6 壁厚測量結果

圖7 壁厚減薄 vs. 時鐘位置關系

1.3 力學性能測試

1.3.1 拉伸試驗

依據ASTM E8進行管道縱向和環(huán)向的力學性能測試，在相鄰的環(huán)焊縫上取樣進行全焊縫金屬拉伸試驗[7]。管體縱向拉伸和環(huán)焊縫接頭拉伸使用縱向條形試樣，管體環(huán)向拉伸和全焊縫金屬拉伸采用圓棒試樣，見表1。

拉伸試驗結果及標準值見表1，抗拉強度和屈服強度的結果符合API 5L對X80管線鋼的強度要求。在環(huán)焊接頭拉伸試驗中同時用DIC測量，以此獲得管體(點1和點2)和根焊位置(點3)的軸向應變。 管體和全焊縫金屬的試驗結果顯示，焊縫屈服強度略有不足，如表1和圖8所示。 雖然抗拉強度結果表明環(huán)焊縫強度高于管體，但圖8(b)～(d)表明，根焊位置在拉伸過程中發(fā)生明顯的應變集中。這也是導致根焊位置往往最先產生破壞的原因。

表1 力學性能試驗結果

圖8 環(huán)焊接頭沿軸向的應變云圖分布

1.3.2 沖擊試驗

依據ASTM E23[8]進行相鄰環(huán)焊縫材料的夏比沖擊試驗，試驗溫度-10 ℃。表2為試樣尺寸為10 mm×10 mm×55 mm的試樣夏比沖擊試驗的結果。根據焊接工藝規(guī)范，夏比沖擊吸收能量的最小值和平均值分別為80 J和60 J。樣品試驗值均符合標準要求。

表2 夏比沖擊試驗結果

1.4.3 硬度云圖測試

為了表征環(huán)焊接頭的強度分布特征，對相鄰環(huán)焊接頭區(qū)域整體進行硬度云圖測試。測試的加載力為5 kg，測量點的間距為0.3 mm，如圖9(a)所示。試驗結果顯示，雖然全焊縫金屬的拉伸試驗測得的抗拉強度略高于管體，但管體的硬度值普遍高于焊縫區(qū)域(尤其是根焊位置)，如圖9(b)所示。因此，在根焊位置，焊縫金屬表現出最明顯的強度低匹配，這也是引發(fā)V型焊接接頭根焊位置應變集中的原因。

圖9 硬度云圖測試

1.5 斷口研究

將失效環(huán)焊縫啟裂位置的斷口試樣切成小塊，并用酒精和超聲波清洗。并使用掃描電鏡對圖2中標記為1，2的啟裂區(qū)域進行了觀察。如圖10，掃描電鏡的測試結果表明，斷口整體呈現典型的脆性斷裂特征，并且在啟裂位置的斷口中未發(fā)現超標準的夾雜物。

圖10 啟裂區(qū)域的形貌分析

2 有限元分析

2.1 有限元模型

使用有限元模型對失效管段進行分析。圖11表征的是50 m長度的失效位置附近的管線，采用二次管單元模型(3節(jié)點的二次管單元)建立有限元模型。

圖11 管道模型示意

將管單元看作是具有24個節(jié)點的厚壁圓柱，在截面的內外表面及它們的中間位置，分布著24個節(jié)點，如圖11所示。材料參數包括剛度、強度、密度、膨脹系數。

通過類似于套管的結構模擬土壤約束。套管和管道厚度分別為為0.5 m和真實的管道壁厚。 采用ITT(即管與管之間的相互作用)摩擦接觸單元，在管道和套管之間模擬管-土作用。 圖12說明了管道與套管之間的節(jié)點以及接觸條件。套管內半徑和管道外半徑分別用a和b表示。數字為節(jié)點的序列號。t為切向，n為法向。

圖12 節(jié)點和接觸條件示意

圖13顯示了管道和土壤的有限元模型。土壤的性質定義依賴于經驗和唯像分析確定。

圖13 管道和套管的有限元模型

2.2 載荷和位移

使用應變分析準則作為有限元分析的基本思路：參照失效管段測量及建模分析結果，在環(huán)焊縫附近26 m的管道上施加位移約束，當管道應變量達到失效管段外形狀態(tài)時，管道環(huán)焊縫上的載荷和變形也達到了失效時的狀態(tài)，即分別為臨界應力和臨界應變，如圖14所示。 位移控制荷載使套管表達的土壤約束所呈現的土體發(fā)生變形，產生反力。通過遠端的管道引入兩側對失效管段的末端約束，同時遠端管道自身不發(fā)生側向的位移或變形。在上述模型中，對管道施加的位移控制載荷使管道變形達到測量獲得的撓度時(中心點為178.8 mm，如圖14所示)，獲取失效環(huán)焊縫位置的軸向應變和應力，分別為0.57%和639 MPa，如圖15所示。 這意味著在土壤引起的位移作用下，該失效管道的臨界應變和臨界應力分別為0.57%和639 MPa。

圖14 有限元模型中的位移控制載荷

圖15 臨界應變和臨界應變

3 分析與討論

試驗結果及相關證據表明，管道環(huán)焊縫因土壤引發(fā)的位移控制荷載發(fā)生了破壞。結合外形測量、試驗研究，采用有限元分析獲得了失效時的臨界應變和應力，結果如下：

1.失效環(huán)焊縫斷口形貌顯示，在環(huán)焊縫一側(彎曲的拉伸側)發(fā)生斷裂，斷裂由內表面啟裂，向外表面貫穿，然后以脆性斷裂及延性撕裂方式沿周向擴展，直至環(huán)焊縫完全斷開。

2.啟裂區(qū)域沒有明顯的超標缺陷。

3.對相鄰環(huán)焊縫的拉伸試驗和硬度云圖測試結果表明，焊接接頭的抗拉強度符合標準要求，環(huán)焊縫的屈服強度和抗拉強度均為低匹配，夏比沖擊功也高于標準值。

4.通過激光外形測量和模型分析，確定了失效管段的變形撓度約為178 mm。

5.在有限元分析中，通過使管道變形至失效管段樣品的狀態(tài)，可以得出失效環(huán)焊縫的臨界應變和臨界應力分別為0.57%和639 MPa。這說明失效環(huán)焊縫的強度符合625 MPa的標準，但變形已經進入了塑性階段。

6.綜合上述原因，管道失效的直接原因是管道受到位移形式的外部荷載作用，最終導致環(huán)焊縫超出塑性極限，發(fā)生斷裂。