管線環(huán)焊接頭拉伸應(yīng)變?nèi)萘磕Ｐ陀懻?

陳慶龍，陳宏遠(yuǎn)，葛加林，于晨陽(yáng)

(1.西安石油大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院 陜西 西安 710065；2.中國(guó)石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院，石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 陜西 西安 710077)

0 引 言

傳統(tǒng)的管線設(shè)計(jì)方法是基于應(yīng)力設(shè)計(jì)的，即限制其環(huán)向應(yīng)力不大于規(guī)定最小屈服應(yīng)力(Specified Minimum Yield Strength, SMYS)的一定百分比。通常管線并不會(huì)發(fā)生高的縱向塑性應(yīng)變，但是當(dāng)管線面臨某些地質(zhì)活動(dòng)，比如地震、采礦沉降、滑坡、凍土地區(qū)的消融，以及海洋管線鋪設(shè)時(shí)的卷管操作時(shí)，管線將發(fā)生較大的縱向應(yīng)變，其應(yīng)變量甚至可以達(dá)到2%以上?；趹?yīng)變?cè)O(shè)計(jì)(Strain-Based Design,SBD)是指在大縱向應(yīng)變(通常定義為大于0.5%)下確保管道完整性的管線設(shè)計(jì)方法[1]?；趹?yīng)變?cè)O(shè)計(jì)需要明確兩個(gè)極限狀態(tài)，即拉伸斷裂與壓縮屈曲[2]。管線承受拉伸變形時(shí)，當(dāng)突破某一限定值后，管道薄弱部位將萌生裂紋并最終失穩(wěn)擴(kuò)展導(dǎo)致管線破壞，基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)管線在拉伸變形下可以承受的應(yīng)變極限即為拉伸應(yīng)變?nèi)萘?Tensile Strain Capacity,TSC)。 環(huán)焊接頭是管線最薄弱的地方，大部分管線失效發(fā)生于此處，所以環(huán)焊接頭的拉伸應(yīng)變?nèi)萘繘Q定著管道的應(yīng)變?nèi)萘?。管線鋼管受壓縮變形發(fā)生屈曲時(shí)，對(duì)應(yīng)的應(yīng)變量即為壓縮應(yīng)變?nèi)萘?Compressive Strain Capacity,CSC)。在位移控制載荷條件下，管道達(dá)到壓縮應(yīng)變?nèi)萘恳话闳钥蛇\(yùn)行，但會(huì)影響內(nèi)檢測(cè)與清管。

對(duì)管線拉伸應(yīng)變?nèi)萘康南到y(tǒng)性研究開(kāi)始于21世紀(jì)初,挪威船級(jí)社首先研究海洋管線鋪設(shè)過(guò)程中的高縱向應(yīng)變，制定并逐步完善了適用于基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)的標(biāo)準(zhǔn)DNV OS F101《海底管道系統(tǒng)》[3]與DNV RP F108《高塑性應(yīng)變下管道的斷裂控制》[4]，加拿大也將基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)引入到標(biāo)準(zhǔn)CSA Z662《石油和天然氣管道系統(tǒng)》[5]中。為了解決北美極地凍土區(qū)管線面臨的地層活動(dòng)問(wèn)題，國(guó)際管線研究委員會(huì)(PRCI)進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究，提出了PRCI-CRES拉伸應(yīng)變?nèi)萘磕Ｐ?。?？松梨诠具M(jìn)行了類(lèi)似的工作，建立了ExxonMobil模型，此外還有一些組織機(jī)構(gòu)進(jìn)行了大量相關(guān)研究。如挪威科技工業(yè)研究院(SINTEF)、日本JFE鋼鐵集團(tuán)、比利時(shí)根特大學(xué)、英國(guó)焊接研究所等。國(guó)內(nèi)隨著高鋼級(jí)大應(yīng)變管線鋼的使用，石油管工程技術(shù)研究院也對(duì)管線拉伸應(yīng)變?nèi)萘窟M(jìn)行了研究[6-7]，獲取了熱影響區(qū)軟化管線鋼環(huán)焊接頭的拉伸應(yīng)變?nèi)萘?。?duì)于確定管線TSC所需要實(shí)施的試驗(yàn)制定了行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)SY/T 7318.1—2016《油氣輸送管特殊性能試驗(yàn)方法 第一部分：寬板拉伸試驗(yàn)》[8]與SY/T 7318.2—2016《油氣輸送管特殊性能試驗(yàn)方法 第二部分：?jiǎn)芜吶笨诶煸囼?yàn)》[9]。天津大學(xué)李一哲等[10-13]對(duì)獲取拉伸應(yīng)變?nèi)萘克枰牡图s束斷裂韌性試驗(yàn)進(jìn)行了一些研究，探究了試樣尺寸與斷裂韌性關(guān)系相關(guān)的內(nèi)容。

本文將比較國(guó)際上發(fā)展較完善的幾個(gè)拉伸應(yīng)變?nèi)萘磕Ｐ?，討論其?yōu)點(diǎn)與不足，為基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)研究工作提供參考。同時(shí)對(duì)今后環(huán)焊接頭拉伸應(yīng)變?nèi)萘磕Ｐ托枰鉀Q的問(wèn)題進(jìn)行展望。

1 主要模型與相關(guān)研究簡(jiǎn)介

國(guó)際管線研究委員會(huì)、美國(guó)?？松梨诠?、比利時(shí)根特大學(xué)、英國(guó)焊接研究所、歐洲管線組織等對(duì)管線拉伸應(yīng)變?nèi)萘孔龀隽舜罅康难芯?，逐漸形成了幾個(gè)比較成熟的模型，雖然模型仍有完善空間，但已應(yīng)用于管線設(shè)計(jì)實(shí)踐中，接下來(lái)本文將介紹這些模型及相關(guān)工作。

1.1 PRCI—CRES模型

PRCI—CRES模型是較早建立起來(lái)的TSC模型[14]之一。它是由PRCI及美國(guó)運(yùn)輸部管道與危險(xiǎn)材料安全管理局PHMSA資助，CRES、C—FER及微合金國(guó)際公司等承擔(dān)的研究項(xiàng)目，目的是為了開(kāi)發(fā)和驗(yàn)證基于應(yīng)變的管道環(huán)焊接頭設(shè)計(jì)評(píng)估方法。該模型針對(duì)不同的分析需求設(shè)置有4種水平，見(jiàn)表1。

表1 PRCI-CRES模型的4種TSC評(píng)估水平[14-15]

水平1、水平2和水平3a的分析均基于表觀韌性CTODA，根據(jù)PRCI-CRES模型的定義，表觀韌性是材料性能和結(jié)構(gòu)行為結(jié)合后的材料韌性體現(xiàn)，是與管線環(huán)焊縫具有類(lèi)似約束條件的試樣所獲得的韌性[16]。CTODA可以通過(guò)上平臺(tái)夏比沖擊功與高約束水平試樣斷裂韌性轉(zhuǎn)換而來(lái)。CTODA與上平臺(tái)夏比沖擊功的轉(zhuǎn)換關(guān)系為：

對(duì)于X52-X65管線鋼：

CTODA=(0.008 0×Y/T-0.001 4)×CVNUS

(1)

對(duì)于X70和X80管線鋼：

CTODA=(0.008 0×Y/T-0.001 4)×CVNUS

(2)

式中,Y/T為屈強(qiáng)比；CVNUS為美標(biāo)上平臺(tái)夏比沖擊功，J。該轉(zhuǎn)換關(guān)系適用于1.2 mm以下的CTODA。

實(shí)際管線受拉伸載荷時(shí)為裂紋尖端處于低約束水平，管線鋼進(jìn)行傳統(tǒng)斷裂力學(xué)如SENB試驗(yàn)與CTOD試驗(yàn)時(shí)，試樣裂紋尖端處于高約束水平。研究管線環(huán)焊接頭拉伸應(yīng)變?nèi)萘浚叽缭囼?yàn)是最貼近實(shí)際載荷約束水平的，但是全尺寸試驗(yàn)操作復(fù)雜、費(fèi)用昂貴，通常可使用寬板(Curved Wide Plate,CWP)試樣和單邊缺口拉伸(Single Edge-Notched Tensile,SENT)試樣測(cè)試來(lái)獲取材料的斷裂韌性。高裂紋尖端約束水平的試樣得到的斷裂韌性值可以通過(guò)約束轉(zhuǎn)換因子實(shí)現(xiàn)，PRCI-CRES模型中從SENB試樣CTOD值到SENT試樣CTOD值的轉(zhuǎn)換系數(shù)為1.5～2.0，推薦使用1.75[14]。

水平1的TSC可通過(guò)查PRCI所做報(bào)告的附錄[14]快速估計(jì)，水平2使用大量實(shí)驗(yàn)總結(jié)的TSC公式：

(3)

式中，a指表面缺陷的深度,mm；2c指缺陷的長(zhǎng)度，mm；h指缺陷的寬度，mm；t為壁厚，mm；OM為焊縫金屬的強(qiáng)度強(qiáng)匹配水平；fp為內(nèi)壓因子，指內(nèi)壓所產(chǎn)生的環(huán)向應(yīng)力與管線鋼屈服應(yīng)力之比，下文同。水平3使用有限元獲取裂紋驅(qū)動(dòng)力，斷裂韌性試驗(yàn)獲取斷裂阻力，依據(jù)斷裂力學(xué)基本原理，當(dāng)結(jié)構(gòu)的等應(yīng)變裂紋驅(qū)動(dòng)力曲線與斷裂阻力曲線相切時(shí)，驅(qū)動(dòng)力曲線的應(yīng)變水平即為延性失穩(wěn)擴(kuò)展的臨界點(diǎn)。水平4需要有經(jīng)驗(yàn)的專(zhuān)家來(lái)進(jìn)行特殊實(shí)例的有限元分析和試驗(yàn)以獲取TSC。

1.2 ExxonMobil模型

在過(guò)去的近20年中，為獲取管線的TSC，?？松梨诠驹贔airchild和Tang等人的主持下進(jìn)行了全面的試驗(yàn)和有限元分析，進(jìn)行了低約束CTOD試樣SENT試驗(yàn)的開(kāi)發(fā)和大量的全尺寸試驗(yàn)，并對(duì)驅(qū)動(dòng)力模型做了深入研究。

?？松梨诠鹃_(kāi)發(fā)的TSC模型包含兩類(lèi)有限元模型。第一類(lèi)有限元模型基于靜態(tài)裂紋(與上節(jié)PRCI-CRES模型相同),包括三種水平的評(píng)估，水平一和水平二為簡(jiǎn)單的封閉方程，水平三為有限元分析，有限元分析被認(rèn)為可以提供最準(zhǔn)確的結(jié)果。水平一與水平二的方程具有局限性，比如未考察高鋼級(jí)管線鋼的TSC。Tang等人[17-19]的研究確定了單邊缺口拉伸SENT試樣的尺寸和試驗(yàn)方法以獲取比較準(zhǔn)確的斷裂阻力曲線應(yīng)用于模型。

第二類(lèi)模型基于GTN損傷模型。Fairchild等人[20]的研究表明：使用靜態(tài)裂紋模型會(huì)低估管線的TSC，原因在于靜態(tài)裂紋模型中所有能量被缺陷附近的塑性擴(kuò)展吸收進(jìn)而導(dǎo)致過(guò)高預(yù)測(cè)裂紋驅(qū)動(dòng)力。故?？松梨诠驹贔airchild的主持下進(jìn)行損傷力學(xué)模型的研究。損傷力學(xué)的優(yōu)勢(shì)在于：靜態(tài)裂紋模型既不能精確模擬撕裂，也不能捕獲撕裂中全部能量吸收的過(guò)程，在高驅(qū)動(dòng)力條件下其對(duì)TSC的預(yù)測(cè)不準(zhǔn)確，而損傷力學(xué)模型則解決了這些問(wèn)題。但損傷力學(xué)模型的微觀力學(xué)參數(shù)的設(shè)定需要進(jìn)一步討論，有大量的工作去做，比如缺口圓棒拉伸試驗(yàn)、小沖桿試驗(yàn)和單邊缺口拉伸試驗(yàn)。

經(jīng)過(guò)共計(jì)93個(gè)全尺寸試驗(yàn)的驗(yàn)證，?？松梨诠咎岢龇忾]公式[21-22]：

(4)

(5)

(6)

式中，TSC0.8為0.8倍屈服應(yīng)力對(duì)應(yīng)內(nèi)壓水平下的TSC；δ1為裂紋擴(kuò)展1 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的CTOD；K為強(qiáng)度系數(shù)；σy為屈服強(qiáng)度,MPa；n為硬化指數(shù)；UEL為均勻延伸率；PF定義為壓力系數(shù)；σh為工作內(nèi)壓產(chǎn)生的環(huán)向應(yīng)力占屈服應(yīng)力的百分值。

1.3 CSA Z622模型

CSA Z622附錄C根據(jù)PRCI提出的研究框架[16,23]制定基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)的管線ECA方法，使用2個(gè)參數(shù)方程計(jì)算用于估算含表面裂紋和埋藏裂紋管道的拉伸應(yīng)變?nèi)萘?。拉伸?yīng)變?nèi)萘勘硎緸楣艿乐睆?、壁厚、缺陷尺寸、焊縫與熱影響區(qū)的表觀韌性以及屈強(qiáng)比的函數(shù)，但不包括焊縫錯(cuò)配、錯(cuò)邊及內(nèi)壓的影響。

在限制參數(shù)范圍內(nèi)，CSA Z622可通過(guò)下列2個(gè)公式計(jì)算含缺陷管道的拉伸應(yīng)變?nèi)萘俊?/p>

對(duì)于表面缺陷：

(7)

對(duì)于埋藏型缺陷：

(8)

式中,δapp為表觀韌性，ρ為埋藏型缺陷的韌帶高度,mm。

1.4 其他重要的研究

根特大學(xué)Hertelé與Denys等人對(duì)拉伸應(yīng)變?nèi)萘窟M(jìn)行了比較系統(tǒng)的研究，研究低約束CTOD試樣的試驗(yàn)方法[24-25]并制定了寬板試驗(yàn)的指南[26]、深入研究焊接接頭的局部力學(xué)性能[27-28]。在Hertelé等[29]關(guān)于應(yīng)變?nèi)萘磕Ｐ偷挠懻撝校\(yùn)用根特大學(xué)基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)相關(guān)的研究成果研究了管體幾何形狀、母材金屬應(yīng)力應(yīng)變性能、焊縫金屬?gòu)?qiáng)度匹配水平、焊縫金屬斷裂韌性和缺陷尺寸對(duì)管線拉伸應(yīng)變?nèi)萘康挠绊憽?/p>

DNV OS-F101 2013版附錄A在高縱向應(yīng)變條件下(應(yīng)變大于0.4%)的接受準(zhǔn)則是基于BS 7910水平3 FAD的，對(duì)于低縱向應(yīng)變條件(應(yīng)變小于0.4%),建議使用BS 7910水平2 FAD進(jìn)行判斷。SINTEF由φstby等人在一個(gè)聯(lián)合工業(yè)項(xiàng)目“海上管道裂紋控制”中進(jìn)行一系列的研究，針對(duì)含周向表面缺陷的管道，提出估算裂紋驅(qū)動(dòng)力的方程[30],使用有限元將裂紋驅(qū)動(dòng)力表示為施加應(yīng)變、管道幾何形狀、缺陷尺寸、錯(cuò)邊、材料性能、焊縫強(qiáng)度不匹配和內(nèi)壓的函數(shù)。但其模型需要CTOD的增量計(jì)算，這并不容易實(shí)現(xiàn)，且采用一種還未應(yīng)用于其他材料的特殊斷裂準(zhǔn)則。故模型整體應(yīng)用受限較大。

JFE與大阪大學(xué)開(kāi)發(fā)了一種基于應(yīng)力三軸度失效軌跡評(píng)估方法[31-32]，依賴于裂尖應(yīng)力三軸度和等效塑性應(yīng)變。模型不含經(jīng)驗(yàn)方程，大多數(shù)情況下總是需要有限元分析，因而不方便用戶使用。

英國(guó)焊接研究所Pisarski和Smith等人的全尺寸試驗(yàn)，研究含缺陷環(huán)焊管線的拉伸應(yīng)變?nèi)萘縖33]，改進(jìn)了BS 7910水平2 FAD以適用于高塑性應(yīng)變下的管線鋼評(píng)估[34]。

2 主要模型的比較與討論

對(duì)于國(guó)際上比較成熟的幾個(gè)模型Zhang[35]、Wu[36]和Gordon[37]，進(jìn)行了綜合性的分析。本節(jié)將討論主要模型應(yīng)用的參數(shù)考察范圍、參數(shù)敏感性和TSC預(yù)測(cè)結(jié)果的準(zhǔn)確性。

2.1 主要模型的參數(shù)考察范圍與敏感性比較

管線鋼TSC的影響因素由四大方面入手，即管線環(huán)焊接頭的幾何參數(shù)、母材與焊縫金屬的材料參數(shù)、環(huán)焊接頭(焊縫金屬、熱影響區(qū))表面周向缺陷水平、載荷水平(遠(yuǎn)端應(yīng)變、內(nèi)壓)，見(jiàn)表2。

表2 主要模型的參數(shù)考察范圍

對(duì)于管線環(huán)焊縫，大錯(cuò)邊量、高鋼級(jí)、高屈強(qiáng)比、大缺陷和高內(nèi)壓都會(huì)降低管線拉伸應(yīng)變?nèi)萘俊；趹?yīng)變?cè)O(shè)計(jì)管線要求環(huán)焊接頭處為強(qiáng)度高匹配，一般使用焊縫金屬與母材的抗拉強(qiáng)度之比表達(dá)匹配水平，強(qiáng)度低匹配會(huì)造成環(huán)焊縫處管線應(yīng)變集中，更易使含缺陷環(huán)焊接頭發(fā)生延性失穩(wěn)擴(kuò)展最終導(dǎo)致失效。

微合金國(guó)際公司結(jié)合阿拉斯加管線對(duì)PRCI-CRES模型和ExxonMobil模型實(shí)施參數(shù)敏感性分析[37]，將壁厚、屈強(qiáng)比、均勻延伸率、工程Lüders應(yīng)變、內(nèi)壓因子、焊縫金屬?gòu)?qiáng)度強(qiáng)匹配水平、錯(cuò)邊量和CTOD-R曲線作為敏感參數(shù)分析。在靈敏度分析中，一次只改變一個(gè)參數(shù)，即其余參數(shù)固定。響應(yīng)曲線的斜率表明了拉伸應(yīng)變能力對(duì)輸入?yún)?shù)的敏感性；響應(yīng)曲線越陡，對(duì)輸入?yún)?shù)的敏感性越強(qiáng)。規(guī)定ΔTSC(定義見(jiàn)公式9)大于2%的參數(shù)敏感性為“非常高”, 1%～2%的參數(shù)敏感性為“高”， 0.5%～1%的參數(shù)敏感性為“中等”，小于0.5%的參數(shù)敏感性為“低”。各個(gè)參數(shù)的敏感性見(jiàn)表3。

ΔTSC=TSC′-TSC0

(9)

式中,ΔTSC為T(mén)SC的改變值，TSC′為參數(shù)改變后的TSC值，TSC0為參數(shù)基準(zhǔn)值對(duì)應(yīng)的TSC值。

在表3中，除屈強(qiáng)比、錯(cuò)邊量與斷裂阻力曲線外考察參數(shù)的改變范圍均以相對(duì)基準(zhǔn)值的變化百分值表示。可以看到管線鋼的屈強(qiáng)比、環(huán)焊接頭的強(qiáng)度匹配水平、環(huán)焊縫的斷裂韌性、環(huán)焊接頭兩側(cè)管體的錯(cuò)變量對(duì)管線TSC影響大。

表3 應(yīng)用PRCI-CRES模型和ExxonMobil模型對(duì)阿拉斯加管線TSC參數(shù)敏感性對(duì)比[35]

2.2 主要模型對(duì)管線真實(shí)TSC預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性討論

根據(jù)發(fā)表的PRCI-CRES模型的24組驗(yàn)證數(shù)據(jù)[14]、ExxonMobil模型的122組驗(yàn)證數(shù)據(jù)[22]及微合金國(guó)際公司基于阿拉斯加管道的22組寬板試驗(yàn)[37]建立試驗(yàn)值和擬合值的45°線圖，45°線圖如圖1?？梢钥闯鯡xxonMobil模型的預(yù)測(cè)值較PRCI-CRES模型的預(yù)測(cè)值更趨向于分布在45°線兩側(cè)，PRCI-CRES模型的預(yù)測(cè)值較ExxonMobil模型的預(yù)測(cè)值更低，ExxonMobil的預(yù)測(cè)值和實(shí)驗(yàn)值更接近1:1，說(shuō)明PRCI-CRES模型的TSC預(yù)測(cè)更保守。

此外，英國(guó)焊接研究所利用2個(gè)不同缺陷水平的全尺寸試驗(yàn)(一個(gè)缺陷水平為6 mm×50 mm，一個(gè)為5 mm×100 mm)比較不同方法得出的TSC預(yù)測(cè)值的準(zhǔn)確性，結(jié)果表明[36]在缺陷水平為6 mm×50 mm的管線TSC預(yù)測(cè)中，基于GTN損傷力學(xué)的ExxonMobil模型得到非常接近試驗(yàn)值的結(jié)果，但同樣的模型在對(duì)缺陷水平為5 mm×100 mm的管線TSC預(yù)測(cè)中，與試驗(yàn)值的差異較大。

可見(jiàn)PRCI-CRES的預(yù)測(cè)結(jié)果較ExxonMobil模型的預(yù)測(cè)結(jié)果更保守。

圖1 TSC模型預(yù)測(cè)45°線圖

3 結(jié) 論

1)管線鋼的屈強(qiáng)比、環(huán)焊接頭的強(qiáng)度匹配水平、環(huán)焊縫的斷裂韌性、環(huán)焊接頭兩側(cè)管體的錯(cuò)邊量對(duì)于管線鋼TSC的影響較大。

2)PRCI-CRES模型的TSC預(yù)測(cè)結(jié)果偏保守，ExxonMobil模型的TSC預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值更接近。

3)在過(guò)去的20 a中，管線TSC的預(yù)測(cè)模型得到不斷發(fā)展，建立了幾個(gè)較為完整的TSC模型，為基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)管道提供了重要支持,但其預(yù)測(cè)水平仍需提高。