丁宇奇，戴子威，蘆 燁，楊 明，張 強，葉碧濤

(東北石油大學 機械科學與工程學院，黑龍江大慶 163318)

0 引言

埋地管道在制造生產(chǎn)、焊接和安裝過程中，不可避免地會在表面產(chǎn)生各種缺陷。當遭受臨近管道爆炸、工程爆破等偶然外爆載荷作用，缺陷處可能會被破壞，在管內(nèi)流體作用下缺陷可能開始擴展并造成流體泄漏和管道大面積破壞，因此研究爆炸等沖擊性載荷作用下含缺陷埋地管道的破壞問題對預防和控制此類事故具有重要意義[1-7]。

含缺陷埋地管道在外爆載荷作用下的破壞問題涉及到炸藥-土體-管道-管內(nèi)流體的多相耦合作用和爆炸載荷對管道的破壞問題。對于外爆多相耦合方面的研究，宋娟等[8]利用共節(jié)點、接觸和ALE等算法探討了土中爆炸數(shù)值計算方法的優(yōu)劣，得出ALE算法更適合模擬土中爆炸問題的結(jié)論；梁博等[9]用SPH-FEM耦合算法研究埋地管道近場爆炸的沖擊響應，實現(xiàn)了土體與管道之間不同算法的耦合，詳細描述了最大沖擊應力的截面分布及其在不同時刻的出現(xiàn)位置；Parviz等[10]對含水埋地管道進行了外爆沖擊模擬，得到了管內(nèi)水壓力變化和振動情況。在含缺陷管道破壞問題方面的研究中，辛健[11]通過試驗研究得到了不同形狀的貫穿缺陷在內(nèi)爆載荷作用下的破壞形狀，并用數(shù)值模擬進行了對比驗證；陳良路[12]通過數(shù)值模擬方法研究了炸藥直接接觸對管道的沖擊，得到了管道局部的花瓣狀破口，且破口翻唇程度與壁厚有關；田曉建等[13]通過SPH-FEM耦合法研究了含缺陷輸氣管道在外爆載荷下的沖擊破壞情況，得出缺陷尺寸與位置相比缺陷深度和爆心距對管道的擾動程度小的結(jié)論；Jayasinghe等[14]探究了爆炸載荷作用下含缺陷圓柱樁基的失效問題，得到了樁基斷裂時的極限爆炸載荷；杜洋[15]利用數(shù)值模擬方法研究了管內(nèi)可燃氣體爆炸后含缺陷管道的動態(tài)斷裂過程，并提出了管道爆炸后果的評估方法；Aursand等[16]通過自編程序?qū)崿F(xiàn)了CO2氣體壓力致使管道缺陷破壞并伴隨氣體泄漏減壓的過程，提出了預防CO2管道破壞的方法。

通過上述文獻對比分析可以看出，現(xiàn)有對埋地管道在外爆載荷作用下的破壞研究主要集中在管道受到?jīng)_擊后的變形和應力分析，且部分研究對象為不含缺陷的管道。而對于管道的破壞問題，材料的損傷是一個動態(tài)過程，對由沖擊引起的管道厚度方向損傷積累過程導致破壞的研究目前還很少。因此，通過建立土體-含缺陷管道-流體的多相耦合動力學模型，分析含缺陷埋地管道在外爆載荷作用下缺陷沿管道厚度方向的損傷程度，并探討改變?nèi)毕萆疃扰c形狀、炸藥量與爆心距對含缺陷管道破壞的影響，可為管道的破壞預測提供參考。

1 含缺陷埋地管道多相耦合模型和管道破壞判定準則

1.1 含缺陷埋地管道多相耦合模型

建立土體-含缺陷管道-流體的外爆多相耦合動力學模型，管道長度5 m，外徑1 219 mm，壁厚16.3 mm，并在管道外表面正中間預置一個長100 mm、寬度20 mm的菱形缺陷，該缺陷深度8 mm，約等于壁厚的一半。土體長為5 000 mm，寬高都為3 219 mm，并在土體上表面放置正方體型TNT炸藥，邊長600 mm(352 kg)，管道缺陷正對著炸藥。所有模型均采用實體單元進行離散，管道與土體采用拉格朗日網(wǎng)格描述，炸藥和流體采用歐拉網(wǎng)格描述。土體模型用六面體單元劃分，單元尺寸為50 mm，長度方向約100個單元，寬高方向約60個單元，可保證土體準確傳播爆炸波。管道缺陷處用四面體單元劃分，單元尺寸為3 mm，可準確描述缺陷的形狀并保證厚度方向有多層單元；管道其余部分用六面體單元劃分，單元尺寸為20 mm，在減少單元數(shù)量的同時，確保管道受力的精確性，混合單元的過渡部分為漸進過渡，避免應力梯度的突變。歐拉網(wǎng)格要小于拉格朗日網(wǎng)格，單元尺寸為20 mm，確保流固耦合作用的正常傳遞，網(wǎng)格尺寸經(jīng)過網(wǎng)格無關性驗證，精度滿足要求。土體除上表面為自由邊界外，其他面均施加無反射邊界條件，流體設定12 MPa輸送壓力，起爆點設在炸藥正方體中心，整體模型見圖1。

炸藥采用TNT材料模型，并采用JWL狀態(tài)方程來描述爆炸過程，其狀態(tài)方程表達式為：

(1)

式中P——TNT爆炸壓力,Pa；

A，B，R1，R2，w——TNT材料常數(shù)；

η——無量綱量，η=ρ/ρ0;

ρ——密度，kg/m3;

ρ0——參考密度,kg/m3。

各參數(shù)具體數(shù)值見表1。

(a)埋地管道外爆多相耦合整體模型 (b)管道與預置缺陷模型

圖1 含缺陷埋地管道外爆多相耦合動力學模型

表1 TNT材料參數(shù)

在高速劇烈載荷下，管道材料應表現(xiàn)出應變率強化效應，故采用Johnson-Cook強化模型來描述管道的塑性性能，該模型廣泛用于描述材料在高速載荷沖擊下的屈服與強化[17-18]，其表達式為：

(2)

式中Y——屈服強度,Pa；

A，B，C，m，n——管道材料常數(shù)；

εp——有效塑性應變,s-1；

TH——溫度,K;

本文不考慮溫度影響，管材選取X90鋼的參數(shù)[18]，具體數(shù)值見表2。

表2 X90鋼材料參數(shù)

土體材料采用Drucker-Prager材料模型模擬土壤，它考慮了材料的剪切膨脹特性，并可以描述土壤的長期塑性變形[19]，表3為土體材料參數(shù)。

表3 土壤材料參數(shù)

管內(nèi)流體為天然氣，采用理想氣體狀態(tài)方程來描述：

p=(γ-1)ρe

(3)

式中p——天然氣壓力,Pa；

γ——絕熱系數(shù)，γ=1.4；

ρ——天然氣密度，kg/m3,ρ=0.717 kg/m3。

1.2 土體-管道-流體載荷傳遞方法

管土之間采用接觸描述，將管道與土體軸向摩擦系數(shù)視為無窮大，即土體表面與管道外表面之間沒有切向滑動位移，同時管土界面法向接觸采用罰函數(shù)[20]的方式進行計算；管內(nèi)流體與管道內(nèi)壁的相互作用采用流固耦合算法[21]，模型整體的多相耦合作用如圖2所示。

圖2 炸藥-土體-管道-流體多相耦合作用示意

爆炸波沖擊土體使土體向管道面運動，管道與土體之間會產(chǎn)生一個接觸力FN，土體接觸面穿透管道目標面時產(chǎn)生一段穿透距離xp，而罰函數(shù)算法會在接觸面與目標面節(jié)點之間加上一個彈簧，該彈簧具有罰剛度kN，此時接觸力FN可表示為：

FN=kNxp

(4)

當彈簧罰剛度kN很大時，穿透距離xp很小，以至于xp接近為零，此時接觸力為準確值，管道與土體之間則通過這種方式傳遞接觸力。

管內(nèi)壁與流體之間的耦合界面上需要滿足運動學條件：

Df=Ds

(5)

式中Df,Ds——流體、管道位移向量。

流體的力通過下式傳遞到管道結(jié)構(gòu)上：

τf=Hfsτs

(6)

式中τf——管道內(nèi)流體壓力向量；

Hfs——管道內(nèi)流體域到管道結(jié)構(gòu)域的傳遞矩陣；

τs——管道結(jié)構(gòu)的壓力向量。

管道結(jié)構(gòu)接收到流體的力會產(chǎn)生變形，并通過下式反饋給流體：

df=Hsfds

(7)

式中df——管道結(jié)構(gòu)的位移向量；

Hsf——管道結(jié)構(gòu)域到管道內(nèi)流體域的傳遞矩陣；

ds——管道結(jié)構(gòu)域變形后流體邊界處的位移向量。

1.3 管道破壞判定準則

預置缺陷穿透則視為管道被破壞，而缺陷的穿透本質(zhì)是材料的破壞。材料的破壞不是瞬間完成的，而是有一個損傷積累過程。管道受沖擊作用時，當應力超過材料的屈服強度，該處會出現(xiàn)不可恢復的塑性變形；隨著沖擊作用的加深，塑性應變會積累，而材料本身的性質(zhì)決定了在外力作用下斷裂應變的大小。隨著爆炸波的傳播，管道外壁塑性應變會逐漸增大，塑性應變積累到一定程度，達到了斷裂應變，材料即被破壞；當內(nèi)壁塑性應變也達到了斷裂應變，管道即被穿透。取塑性應變和斷裂應變的比值作為損傷值，用來衡量材料破壞的程度。管道受到爆炸載荷這種高速劇烈的沖擊載荷引起的破壞，斷裂應變必須要考慮到應變率的影響。由于管道材料使用了Johnson-Cook強化模型來描述管道的應變率效應，故相應地使用Johnson-Cook失效準則來判定材料的破壞與否。Johnson-Cook失效準則的表達式為：

(8)

式中εf——管道單元有效斷裂應變；

σ*——管道單元的應力，Pa；

T*——溫度,K；

D1～D5——材料本身的參數(shù)，通過試驗來測出，這里使用X90動態(tài)斷裂試驗擬合出來數(shù)據(jù)[20]，具體參數(shù)見表4；

Δε——管道有效塑性應變增量；

D——損傷積累比率。

表4 X90鋼的Johnson-Cook失效準則參數(shù)

式(8)中3個括號部分分別描述壓力效應、應變率效應和溫度效應，綜合三者計算出爆炸波沖擊管道所產(chǎn)生的斷裂應變。

管道的變形超過彈性階段后，產(chǎn)生的有效塑性應變與斷裂應變的比值為該時刻管道材料的損傷比率，通過求和的方式描述在一段時間內(nèi)管道的損傷積累程度即為D值。D值表示為比率形式，取值范圍為0～1，當達到1時，管道單元被視作失效并刪除。當壁厚方向的單元損傷都達到了1，管道即被穿透。

為了監(jiān)測管道的損傷積累比率D值，如圖1(b)所示設置兩個監(jiān)測點和一條路徑，A點為缺陷表面中心，B點為缺陷在管道厚度方向內(nèi)壁位置；路徑L由點A指向點B，目的是為了監(jiān)測厚度方向的D值變化。

2 埋地含缺陷管道在外爆載荷下破壞的計算

對于管道結(jié)構(gòu)，在前5 ms僅有管內(nèi)流體作用，從第5 ms起爆炸波開始在土中傳播，第6.75 ms時爆炸波剛剛傳播到管道缺陷處，第10 ms時爆炸波已穿過整個管道截面，計算總時間為15 ms，其中爆炸波的傳播時間共計10 ms。爆炸波的傳播過程與相應時間管道缺陷處的損傷積累比率見圖3。

圖3 爆炸波的傳播過程與相應時間管道缺陷處的損傷積累比率圖

由圖3(a)可以看出，第5 ms時炸藥爆炸，爆炸波壓迫土體使之變形形成凹坑，但爆炸波未傳播到管道表面。此時管道僅受流體壓力作用，管道整體的損傷集中在缺陷處。缺陷處的損傷集中在尖端，最大值為0.049，說明損傷很小。圖3(b)所示第6.75 ms時，土體的凹坑變大，爆炸波此時經(jīng)過土體剛剛到達管道表面，管道迎爆面由于受到爆炸波的壓力，且與流體壓力方向相反，損傷分布表現(xiàn)出了中間大、兩邊小的趨勢。缺陷處A點處于正中心，此處的損傷值最大，達到了0.83。圖3(c)所示第10 ms時，土體凹坑變得更大，爆炸波前緣經(jīng)過管道整個截面，管道缺陷位置處的土體向下擠壓管道，此時管道已被擠壓出一個凹坑，凹坑處的損傷值大于其他部位。缺陷處出現(xiàn)了大面積的損傷，A點處損傷值仍然最大，達到了0.92。圖3(d)所示第15 ms時，爆炸波穿越了整個土體，管道的迎爆面變形達到最大，此時缺陷處損傷加劇，A點處損傷積累比率達到1，單元被刪除，管道被破壞。

由圖3可以看出，貫穿位置發(fā)生在A點處，為了分析缺陷的貫穿情況，取A點、B點的損傷積累比率D隨時間變化的曲線如圖4所示，并取路徑L在不同時刻的D值分布如圖5所示。

圖4 監(jiān)測點處損傷積累比率隨時間變化曲線

由圖4可以看出，5 ms之前只有流體壓力作用，故兩個點處的D值很小。第5 ms炸藥爆炸，大約第6.75 ms時爆炸波到達管道表面，兩個點處D值有明顯的升高。點A在缺陷外表面，比B點更早、更劇烈地受到爆炸波的沖擊，因此A點處的D值要比B點大。從6.75～10 ms之間，由于爆炸波接觸到管道表面后，爆炸波壓力一開始并不很大，管內(nèi)流體會抵消一部分爆炸波的能量，D值升高的速度變慢；隨著爆炸波的傳播，爆炸波壓力上升，流體對爆炸波的抵抗能力越來越小，D值升高速度變快，因此導致D值在上升過程中，曲線呈階梯性上升而不是線性上升。10 ms后爆炸波前緣已經(jīng)過缺陷處，穿過整個管道截面，此時管道的受力又以流體為主導，所以D值趨于平穩(wěn)。兩點的D值在12 ms后都達到了1，為極限D(zhuǎn)值，此時管內(nèi)外單元完全失效被刪除。

圖5 不同時刻路徑L上的損傷積累比率分布

圖5提取了4個時間點的路徑L的D值，路徑L平分為50個點，代表缺陷厚度方向的50份數(shù)據(jù)。第6.75,10,15 ms時間點為圖3中爆炸波作用于管道的3個關鍵時刻，第11.25 ms為A點剛剛破壞而B點尚未破壞的時刻。圖中4條不同時刻曲線都是呈線性趨勢，A點比B點的D值大，說明D值在壁厚方向由外向內(nèi)越來越小，即缺陷在爆炸波作用下的損傷在壁厚方向由外向內(nèi)越來越小。隨著時間的增長，曲線的斜率越來越小，說明兩點之間的差值越來越小，表5給出了4個時刻下A點、B點處的D值。

從表5可以看出，第6.75 ms時A點D值比B點大得多，約為B點的2.5倍。隨著時間的增長，B點D值增大，第10 ms時A點D值只比B點大6.9%。結(jié)合圖4和表5，11.25 ms時A點已達到極限D(zhuǎn)值，B點D值為0.98，缺陷接近貫穿；第12 msA點和B點的D值已經(jīng)為1，說明第12 ms時缺陷已貫穿，因此12 ms之后的曲線呈水平狀態(tài)。

表5 不同時刻監(jiān)測點D值匯總

本節(jié)通過計算爆心距為1 m的352 kg炸藥，對含深度為8 mm的菱形缺陷管道的破壞情況分析，得到了缺陷處A,B兩點及其厚度方向的損傷積累比率D的變化規(guī)律。而不同缺陷深度、形狀和炸藥量、爆心距等因素會影響缺陷的破壞，因此以下在該模型的基礎上做不同工況的對比，以研究不同因素對缺陷破壞的影響。

3 不同預置缺陷對管道破壞的影響

3.1 初始缺陷深度對破壞情況的影響

分別設定缺陷深度為4,8,12 mm，缺陷形狀為菱形，炸藥量與爆心距不變，得到3種缺陷深度下路徑L的D值曲線如圖6所示，表6為3個時刻下各監(jiān)測點處D值匯總。

圖6 不同缺陷深度下第10 ms時路徑L的D值分布

當爆炸波完全傳播穿過管道截面的時刻(第10 ms)，從圖6和表6可以看出，隨著缺陷深度的增加，在路徑L上D值曲線斜率逐漸降低，損傷比率也逐漸降低，說明在管道缺陷的厚度方向上，損傷積累隨深度的增加而增加。這是由于缺陷深度越深，管道壁厚越薄，對爆炸波的抵抗能力越弱。對于4 mm缺陷深度，全程沒有被貫穿，8 mm缺陷深度在15 ms時已經(jīng)貫穿，12 mm缺陷深度在10 ms時已經(jīng)貫穿。

表6 不同缺陷深度下各監(jiān)測點處不同時刻的D值匯總

由表6可看出，對于4 mm深度缺陷，6.75 ms時路徑L損傷比率高至318%，說明缺陷處兩點D值的差值大，厚度方向損傷積累較小；10 ms時降至56.8%，損傷積累增大；15 ms時A點最終的損傷值為0.716 4，未達到極限值，說明4 mm深度缺陷未破壞。對于8 mm深度缺陷，6.75 ms時路徑L損傷比率為251%，相比318%變小了，說明管道壁厚減薄，損傷積累增加了；10 ms時降至6.9%，下降程度和速度都很大，此時A點損傷值達到0.927 6，接近極限值；11.25 ms時A點達到了極限值而B點未到極限，該時刻缺陷即將貫穿，12 ms時就已經(jīng)貫穿了。對于12 mm深度缺陷，6.75 ms時路徑L損傷比率為176%，8.9 ms時就降到了12.1%，并且A點達到了極限值1；10 ms 時兩點都達到極限，缺陷貫穿，此時4 mm和8 mm深度缺陷都未貫穿，說明12 mm深度缺陷不僅不能抵抗爆炸波的沖擊，而且受到?jīng)_擊后的損傷積累也很快，更加表明缺陷深度增加的危險性。

3.2 初始缺陷形狀對破壞情況的影響

分別設定缺陷形狀為菱形、橢圓形、圓形，缺陷深度為8 mm，尺寸如圖7所示，得到3種缺陷形狀下路徑L的D值曲線如圖8所示。表7為4個時刻下各監(jiān)測點處D值匯總。

圖7 不同缺陷形狀尺寸

圖8 不同缺陷形狀下第10 ms時路徑L的D值分布

表7 不同缺陷形狀下各監(jiān)測點處不同時刻的D值匯總

從圖8和表7可以看出，第10 ms時橢圓形缺陷的路徑L曲線D值要遠遠小于菱形和橢圓形的曲線；橢圓形和菱形缺陷的A點損傷值相差0.05，圓形和菱形缺陷的A點損傷值相差為0.7；但在厚度方向，圓形缺陷的路徑L損傷比率為94.5%，遠遠大于其他兩種缺陷。這是由于菱形缺陷有尖角，會在尖端產(chǎn)生損傷值集中，導致缺陷處的損傷整體偏大，橢圓形缺陷也會在長軸端產(chǎn)生一定程度的損傷集中。圓形缺陷將損傷近似平均地分布在了邊緣處，使中心點A處的損傷值降低，圓面面積大比較均勻地吸收了爆炸波的破壞作用，因此在厚度方向損傷值下降得比較快。

由表7可以看出，菱形缺陷在第6.75 ms時A點損傷值為0.433 1，第10 ms時為0.927 6，提高了1.14倍；橢圓形缺陷在第6.75 ms時A點損傷值提高了1.16倍；圓形缺陷在第6.75 ms時A點損傷值僅提高了0.25倍。這說明菱形和橢圓形缺陷在爆炸波的作用過程中受到的損傷相近，圓形缺陷受到的損傷相比之下較小。第15 ms時菱形缺陷已經(jīng)貫穿；橢圓形缺陷A點損傷值達到了0.908 2，路徑L損傷比率為2.7%，近乎貫穿；圓形缺陷此時的A點損傷值僅為0.230 7，路徑L損傷比率為82.8%，遠達不到貫穿效果。

4 炸藥量和爆心距對缺陷破壞的影響

4.1 不同炸藥量作用下管道缺陷貫穿的情況

分別設定炸藥量為104,203,352 kg(分別對應炸藥立方體模型邊長400,500,600 mm)，爆心距為1 m，缺陷形狀為菱形，深度為8 mm，得到3種炸藥量下路徑L的D值曲線如圖9所示。表8為4個時刻下各監(jiān)測點處D值匯總。

圖9 不同炸藥量下第10 ms時路徑L的D值分布

表8 不同炸藥量下各監(jiān)測點處不同時刻的D值匯總

由圖9和表8可以看出，第10 ms時，3種炸藥量的路徑L曲線斜率隨炸藥量的增加而減少，D值隨炸藥量增加而增加。第6.75～10 ms時間段內(nèi)104 kg炸藥作用下管道的路徑L損傷比率從231%降至207%，平均每毫秒下降7.4%；203 kg炸藥作用下平均每毫秒下降53.5%；352 kg炸藥作用下平均每毫秒下降75%。下降速度越快，表明B點D值接近A點的速度越快，這說明在該時間段內(nèi)，炸藥量越大，管道的破壞速度越快。第10～第15 ms，352 kg炸藥作用下平均每毫秒下降1.4%，203 kg作用下平均每毫秒下降0.9%，說明該段時間內(nèi)管道的破壞速度變慢；而104 kg炸藥作用下平均每毫秒下降27.6%，說明該段時間內(nèi)管道破壞速度相較352 kg和203 kg炸藥量的作用要快。這是由于損傷積累比率是塑性應變和斷裂應變的比值，大炸藥量下塑性應變積累速度快，D值升高速度變快，因此6.75～10 ms之間炸藥量越大，損傷比率降速越快；而10～15 ms之間，由于塑性應變不能無限增加，故大炸藥量作用下剩余塑性變形很少，導致?lián)p傷比率降速很小。并且由式(8)可以看出，斷裂應變與管道的應力和應變率有關，但并不是二者的線性函數(shù)，因此炸藥量的線性增加并不能表現(xiàn)出管道損傷的線性增加。

4.2 不同爆心距下管道缺陷貫穿的情況

分別設定爆心距為1,2,3 m，炸藥質(zhì)量為352 kg，得到3種爆心距下路徑L的D值曲線見圖10。表9為4個時刻下各監(jiān)測點處D值匯總。

圖10 不同爆心距下第10 ms時路徑L的D值分布

表9 不同爆心距下各監(jiān)測點處不同時刻的D值匯總

由圖10、表9可看出，第10 ms時曲線D值隨爆心距的增加而減少，2 m和3 m爆心距的路徑L斜率都小于1 m的曲線，1 m爆心距的A點損傷值為0.927 6，比2 m的損傷值0.089 7高出967%，比3 m的損傷值0.041 4高出2 140%，說明爆心距的增加會極大地減少A點處的損傷，這是由于2 m和3 m爆心距工況下的炸藥爆炸后的沖擊波在傳播過程中能量耗散得很嚴重，導致到達缺陷時的能量大大減小，因此曲線D值整體都很小。

由表9可看出，第6.75 ms時，2 m和3 m爆心距下，由于炸藥距離變遠，爆炸波還未達到管道表面，此時的損傷值由流體產(chǎn)生，且損傷值相同。第6.75～10 ms之間，2 m爆心距下路徑L損傷比率從95.1%減少到15.5%，而3 m爆心距下從95.1%增加到132%，說明此段時間內(nèi)2 m爆心距下的損傷累積速度變快，3 m爆心距下的損傷累積速度已經(jīng)變慢。第10～15 ms之間，2 m爆心距下A點D值增加了18.4%，B點僅增加了4%，路徑L損傷比率從15.5%增加到了31.4%；3 m爆心距下A點增加20%，B點僅增加2.8%，路徑L損傷比率從132%增加到了161%，損傷累計速度都已經(jīng)變慢。與不同炸藥量作用工況同理，爆心距的線性變化未表現(xiàn)出損傷積累的線性變化。

以上通過不同炸藥質(zhì)量和爆心距的研究得知，炸藥量變化與爆心距變化相比，每增加100 kg左右的炸藥量后管道損傷值僅為增加前的1～2倍，說明改變爆心距對缺陷破壞的影響要比改變炸藥量更敏感。

5 結(jié)論

(1)考慮了含缺陷管道與管內(nèi)流體的流固耦合作用、土體與管道間的接觸作用，建立了土體-含缺陷管道-流體的外爆多相耦合模型。整體模型采用實體單元進行離散，采用考慮應變率效應的Johnson-Cook強化準則描述管道性能，并使用基于損傷積累的Johnson-Cook失效準則來計算管道的損傷。通過計算管道缺陷處在外爆載荷作用下的損傷積累比率，分析了管道破壞的損傷積累過程，并以該失效準則為標準判定管道的破壞程度。

(2)以含8 mm深度菱形缺陷的管道為例，對管道在352 kg炸藥量、1 m爆心距的外爆載荷下缺陷破壞的過程進行計算，監(jiān)測A點、B點的損傷積累比率值D，得到了兩點處和路徑L的D值變化規(guī)律。分析3個關鍵時刻的D值，發(fā)現(xiàn)缺陷損傷在壁厚方向外側(cè)大于內(nèi)側(cè)，以路徑L損傷比率作為壁厚破壞的程度，增幅越小、破壞越大。隨著時間的推移，監(jiān)測A，B兩點之間的損傷差值越來越小，路徑L損傷比率由251%降為6.9%，最終降為0，缺陷貫穿。

(3)通過對不同缺陷深度的計算結(jié)果表明，缺陷越深，管道越容易破壞，且破壞的時間越早；通過對不同缺陷形狀的計算結(jié)果表明，菱形、橢圓形、圓形3種缺陷在爆炸波剛開始作用時的損傷相差不大，隨著爆炸波的傳遞，菱形缺陷被貫穿，橢圓形缺陷所受最大損傷達到了0.9，圓形缺陷所受損傷最小，說明圓形缺陷對爆炸波的抵抗能力最強。同時，缺陷深度的變化比形狀變化在外爆載荷作用下破壞影響更大。

(4)探討了不同炸藥量和爆心距對缺陷破壞的影響，結(jié)果表明：炸藥量越大，管道損傷值越大，且管道損傷速度隨炸藥量增加而增加；不同爆心距下由于炸藥的能量耗散嚴重，損傷值隨爆心距的增加而減小。同時，1 m爆心距增加到3 m后的管道損傷值比1 m爆心距高出2 140%，而每增加100 kg左右的炸藥量后管道損傷值僅為增加前的1～2倍，說明爆心距變化比炸藥量變化對缺陷的破壞更敏感。