鋼質(zhì)管道彎曲破壞時(shí)材料曲線的確定試驗(yàn)

楊 培，李 昕，高 杰，周 晶

(大連理工大學(xué)建設(shè)工程學(xué)部，遼寧 大連 116024)

鋼質(zhì)管道彎曲破壞時(shí)材料曲線的確定試驗(yàn)

楊 培，李 昕，高 杰，周 晶

(大連理工大學(xué)建設(shè)工程學(xué)部，遼寧 大連 116024)

依據(jù)ASTM-A370-13規(guī)范，對(duì)API 5L X52無縫管道鋼進(jìn)行了單軸拉伸試驗(yàn)。得到了不同取樣形式下拉伸試樣的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，據(jù)此分析拉伸試樣取樣形式對(duì)材料特性的影響規(guī)律。利用數(shù)值仿真軟件ABAQUS，以得到的材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線作為有限元計(jì)算輸入曲線，對(duì)復(fù)雜荷載作用下X52管道全尺寸彎曲破壞試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。結(jié)果表明：采用軸向圓棒試樣對(duì)應(yīng)的材料曲線得到的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合最好，該取樣形式下的材料曲線可以更加準(zhǔn)確地表達(dá)鋼質(zhì)管道彎曲破壞時(shí)的材料特性。

拉伸試驗(yàn)； 應(yīng)力-應(yīng)變曲線； 管道鋼； 取樣形式； 彎曲破壞試驗(yàn)

1 引 言

海底管道處于惡劣的海洋環(huán)境中，常常受到內(nèi)壓、外壓、軸向力、剪力、彎矩，扭矩等荷載聯(lián)合作用。國(guó)內(nèi)外學(xué)者[1-6]通過理論分析、模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)海底管道在聯(lián)合荷載作用下的失效機(jī)理和極限承載力進(jìn)行了研究。在研究中，管材本構(gòu)關(guān)系是影響管道極限承載力的關(guān)鍵因素，如何通過材料單軸拉伸試驗(yàn)得到準(zhǔn)確的材料本構(gòu)關(guān)系對(duì)研究工作的成功至關(guān)重要。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者在金屬材料拉伸試驗(yàn)影響因素方面進(jìn)行了一些研究。Kyriakides和Corona[7]研究了鋼材材料強(qiáng)度與加載應(yīng)變率之間的關(guān)系。張方舉等[8]通過試驗(yàn)測(cè)定了V-5Cr-5Ti合金在不同應(yīng)變率下的拉伸性能。李國(guó)強(qiáng)等[9]通過Q345鋼的恒溫加載和恒載升溫單軸拉伸試驗(yàn)，得到了高溫鋼材料模型。胡文軍等[10]研究了溫度對(duì)V-5Cr-5Ti合金拉伸性能及組織結(jié)構(gòu)的影響。馬鵬程、王迎等[11-12]則研究了加工工藝對(duì)鋁鎂合金力學(xué)性能的影響。以上作者給出了拉伸試樣的外部環(huán)境對(duì)金屬材料力學(xué)性能的影響規(guī)律。在管道鋼拉伸試樣取樣形式方面，國(guó)內(nèi)外現(xiàn)有拉伸試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)[13-15]等都規(guī)定了多種取樣形式。如全尺寸軸向試樣、軸向矩形試樣、軸向弧形試樣、軸向圓棒試樣、環(huán)向矩形試樣和環(huán)向圓棒試樣等。但在如何選取拉伸試樣取樣形式方面各標(biāo)準(zhǔn)并沒有給出指導(dǎo)性意見。因此，本文從拉伸試樣取樣形式的角度對(duì)管道彎曲破壞時(shí)材料曲線的確定進(jìn)行了試驗(yàn)研究。

首先通過材料單軸拉伸試驗(yàn)得到了不同取樣形式拉伸試樣的材料曲線，給出了取樣形式對(duì)材料特性的影響規(guī)律。然后進(jìn)行了復(fù)雜荷載作用下管道的全尺寸彎曲破壞試驗(yàn)，利用數(shù)值仿真軟件ABAQUS對(duì)破壞試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬進(jìn)而確定管道鋼材料拉伸試驗(yàn)時(shí)最

合理的取樣形式，這對(duì)管道鋼材料的單軸拉伸試驗(yàn)具有一定的借鑒意義。

2 材料單軸拉伸試驗(yàn)

拉伸試樣母材為API 5L X52[16]無縫鋼質(zhì)管道，共計(jì)6根，分別用 X52#1—X52#6標(biāo)識(shí)。管道標(biāo)稱外徑356mm，標(biāo)稱壁厚9mm，長(zhǎng)3000mm。拉伸試樣采用“X52#X-Y”標(biāo)識(shí)，其中X為管道編號(hào)，如上所述，Y為取樣形式編號(hào)，取S1、S2、S3、S4，分別表示軸向矩形試樣、軸向弧形試樣、軸向圓棒試樣和環(huán)向圓棒試樣，如圖1所示。從#1和#6管道上切取S1、S2、S3型拉伸試樣，從#2和#5管道上切取S1、S3型拉伸試樣，從#3和#4管道上切取S1、S3、S4型拉伸試樣，各類型拉伸試樣均為2根。表1給出了拉伸試樣的實(shí)際幾何尺寸。

圖1 拉伸試樣示意圖Fig.1 Shapes of tensile specimens

ItemLDBCGRW(d)tS125690751850131259S22628907518502512510S31850805010356875875S4853522616544

由于軸向弧形試樣具有初始曲率，而試驗(yàn)機(jī)夾具為扁平夾頭，為防止試樣從夾頭滑落，在進(jìn)行拉伸試驗(yàn)前對(duì)試樣兩端部進(jìn)行了冷壓平處理。拉伸試驗(yàn)在CSS電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，采用引伸計(jì)和靜態(tài)電阻應(yīng)變儀來測(cè)量變形和應(yīng)變。試驗(yàn)加載方式采用位移控制，十字頭的自由運(yùn)行速率為2mm/min。

材料單軸拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。表中偏差為其他取樣形式試樣試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)于軸向矩形試樣的偏離程度。從表中可以看出彈性模量E的分布隨機(jī)性較大。隨著取樣形式的變化，材料的屈服強(qiáng)度sy和工程極值強(qiáng)度st的變化規(guī)律基本一致，即環(huán)向圓棒試樣所得結(jié)果最大，軸向圓棒試樣次之，軸向矩形和弧形試樣所得結(jié)果基本一致且最小。雖然各取樣形式下拉伸試樣的試驗(yàn)結(jié)果存在偏差，但偏差程度均不是很大。由此可見，拉伸試樣取樣形式對(duì)材料特性的影響程度有限。

表2 X52管道鋼拉伸試驗(yàn)結(jié)果(平均值)

注：通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)取樣形式對(duì)材料泊松比幾乎無影響，這里統(tǒng)一取ν=0.28

拉伸試驗(yàn)已得到材料的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線，根據(jù)式(1)和式(2)可得到X52#6管道鋼的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖2所示，該曲線將作為下文數(shù)值計(jì)算用的材料本構(gòu)關(guān)系輸入數(shù)據(jù)。可以看出，軸向圓棒試樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線在屈服和強(qiáng)化階段要略高于軸向矩形和軸向弧形試樣。

(1)

(2)

式中：σtrue為真實(shí)應(yīng)力；εnom為真實(shí)應(yīng)變；σnom為工程應(yīng)力；εnom為工程應(yīng)變。

圖2 X52#6管道鋼真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線(平均值)Fig.2 X5 2#6 steel true stress-strain curves (averaged)

3 管道全尺寸彎曲破壞試驗(yàn)

以X52#6管道為試驗(yàn)管道，長(zhǎng)2620mm，該長(zhǎng)度大于管道直徑的3倍，可以保證局部屈曲的發(fā)展且不受邊界條件的影響[1]。在試驗(yàn)管道兩端部110mm范圍內(nèi)采用加強(qiáng)鋼板將端部與法蘭蓋焊接，以避免局部屈曲發(fā)生在端部區(qū)域。

由于海底管道與周圍土體的摩擦作用，管道常常受到由管道內(nèi)外溫差引起的軸力Pα和泊松效應(yīng)引起的軸力Pν作用。此外，試驗(yàn)管道兩端與法蘭蓋焊接成封閉系統(tǒng)，內(nèi)壓作用在封閉端對(duì)管道產(chǎn)生軸向拉力，該拉力在實(shí)際兩端開口的管道中并不存在，因此需要在管道端部施加軸向壓力PP以抵消該拉力的影響,各軸向力計(jì)算公式如下所示。

(3)

(4)

(5)

式中，“+”表示拉力，“-”表示壓力，A為管道橫截面面積，E為材料彈性模量，α為材料熱膨脹系數(shù)，ΔT為管道內(nèi)外溫差，ν為泊松比，σh為環(huán)向應(yīng)力，ri為管道內(nèi)半徑，p為內(nèi)壓。

破壞試驗(yàn)研究在45℃溫差下無內(nèi)壓管道的極限彎矩承載力。已知α=11.7E-06/℃，彈性模量E通常取207GPa，則施加在管道上的總軸力為：

P=Pα+Pν+Pp=-1092+0+0=-1092kN

(6)

管道全尺寸彎曲破壞試驗(yàn)在復(fù)雜荷載動(dòng)靜試驗(yàn)機(jī)[17]上進(jìn)行。該試驗(yàn)機(jī)可以對(duì)管道施加內(nèi)壓、軸力和彎矩的任意組合荷載，模擬油氣輸送管道真實(shí)的受力環(huán)境，并能夠自動(dòng)采集試驗(yàn)過程中的載荷、位移、變形等數(shù)據(jù)。試驗(yàn)時(shí)，首先對(duì)管道施加軸向壓力1092kN，然后采用軸力不變加載方式對(duì)管道進(jìn)行彎矩加載，直至管道破壞。在該加載方式下，管道所受軸力在整個(gè)彎矩加載過程中始終保持不變。彎矩加載是通過位于彎曲梁之間的彎曲油缸施加的反向軸力對(duì)管道端部產(chǎn)生力矩的形式實(shí)現(xiàn)的。試驗(yàn)過程中管道始終在由彎曲梁及管道中心軸線所在的平面內(nèi)變形。

4 數(shù)值分析

4.1 有限元模型

考慮到直徑、壁厚等初始幾何缺陷對(duì)復(fù)雜荷載作用下管道的極限彎矩承載力影響相對(duì)較大[18]，故使用管道幾何尺寸測(cè)量機(jī)[19]測(cè)量了管道直徑和壁厚數(shù)據(jù)，其分布情況如圖3、4所示。從圖中可以看出試驗(yàn)管道的直徑離散程度較小，壁厚離散程度較大，其中環(huán)向165°方向壁厚較小，將其作為管道彎曲破壞試驗(yàn)的中心受壓側(cè)。

圖3 管道直徑分布Fig.3 Distribution of diameters

圖4 管道壁厚分布Fig.4 Distribution of wall thickness

采用ABAQUS建立全尺寸有限元分析模型，如圖5所示。該模型包括兩部分：(1)試驗(yàn)管道，含初始幾何缺陷，采用8結(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元C3D8R；(2)彎曲梁及法蘭蓋，采用4結(jié)點(diǎn)四面體線性單元C3D4。試驗(yàn)時(shí)彎曲梁與法蘭蓋采用螺絲緊固，建模時(shí)可將兩者視為整體。模型兩端設(shè)置參考點(diǎn)RP-1和RP-2，參考點(diǎn)與彎曲梁的轉(zhuǎn)軸采用Coupling約束，管道端部與法蘭蓋采用tie約束。試驗(yàn)管道會(huì)產(chǎn)生較大的塑性變形，其網(wǎng)格密度對(duì)數(shù)值收斂有很大影響，經(jīng)過初步的網(wǎng)格密度收斂性分析確定管道網(wǎng)格密度為2層(徑向)×96份(環(huán)向)×176份(軸向)。彎曲梁和法蘭蓋的剛度較大，只需進(jìn)行適當(dāng)?shù)木W(wǎng)格劃分即可保證足夠的計(jì)算精度。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

4.2 材料模型

X52#6管道鋼材料模型為各向同性的彈塑性模型，采用Von Mises 屈服準(zhǔn)則及對(duì)應(yīng)的塑性流動(dòng)法則，并遵循等向強(qiáng)化規(guī)律。對(duì)于管道兩端部110mm長(zhǎng)的加強(qiáng)區(qū)，認(rèn)為其材料參數(shù)與原管道鋼一致，考慮為線彈性模型，這樣就可以保證端部不發(fā)生塑性變形，從而避免端部位置局部屈曲的產(chǎn)生[1]。彎曲梁及法蘭蓋采用線彈性模型，其材料的彈性模量E=209GPa，泊松比ν=0.27。

4.3 邊界條件及荷載

試驗(yàn)過程中管道在軸向(Z)自由伸縮，在彎曲平面內(nèi)(XOZ)變形。因此，施加在參考點(diǎn)RP-1、RP-2的邊界條件為：RP-1，U1=U2=U3=UR1=UR3=0；RP-2，U1=U2=UR1=UR3=0。其中U1、U2、U3分別為沿X、Y、Z軸的平動(dòng)自由度，UR1、UR2、UR3分別為繞X、Y、Z軸的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。荷載分兩個(gè)加載步加載：軸力加載步，在RP-2點(diǎn)加載軸向壓力F1=1092kN；彎曲力加載步，在彎曲力作用點(diǎn)加載反向彎曲力F2，并在RP-2點(diǎn)加載相同大小的F2，以抵消彎曲力對(duì)管道軸力的影響。

4.4 結(jié)果分析

采用Full Newton法對(duì)軸力加載步進(jìn)行非線性分析，采用改進(jìn)的Riks法對(duì)彎曲力加載步進(jìn)行非線性分析，分析試驗(yàn)加載工況下管道的反應(yīng)。非線性分析考慮了管道的大位移、大變形、幾何非線性及材料非線性。

圖6為管道平均端部彎矩-整體曲率關(guān)系的數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。最初管道的彎矩承載力與整體曲率之間為線性關(guān)系，隨著彎曲變形的增加，管道逐步進(jìn)入屈服，并出現(xiàn)應(yīng)變硬化和橢圓化現(xiàn)象。材料的應(yīng)變硬化促使管道彎矩承載力進(jìn)一步增加至最大值。隨著彎曲變形的進(jìn)一步增加，橢圓化變形開始占主導(dǎo)地位，致使管道的彎矩承載力緩慢下降。最后，管道達(dá)到臨界屈曲狀態(tài)，超過臨界狀態(tài)后管道的彎矩承載力急劇下降，管道屈曲破壞。可以看出，平均端部彎矩—整體曲率曲線的有限元值與試驗(yàn)值在彈性段吻合很好，在塑性段各曲線開始出現(xiàn)不同程度的分離。其中，采用軸向矩形和軸向弧形試樣對(duì)應(yīng)的材料曲線得到的有限元結(jié)果相近，但均與試驗(yàn)結(jié)果存在較大的偏差。采用軸向圓棒試樣對(duì)應(yīng)的材料曲線得到的有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合很好，說明軸向圓棒試樣對(duì)應(yīng)的材料曲線相對(duì)而言能夠很好地反映X52#6管道鋼在彎曲破壞時(shí)的材料特性。表3列出了不同材料曲線下數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的偏差。從中可知采用X52#6-S3材料曲線得到的各數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的最大偏差僅為-4.15%。

圖6 數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較Fig.6 Comparison between numerical resultsand test results

PositionMaterialcurvesUltimatemomentpointCriticalbucklingpointMoment/kN·mDeviation/%Globalcurvature/rad·m-1Deviation/%Moment/kN·mDeviation/%Globalcurvature/rad·m-1Deviation/%Testresults43724-00265-39298-00720-X52#6?S140286-78600241-90637453-46900773736X52#6?S239502-96600230-132137178-53900759542X52#6?S342195-35000254-41538712-14900736222

5 結(jié) 論

通過材料單軸拉伸試驗(yàn)得到了不同取樣形式拉伸試樣的材料曲線。利用得到的材料曲線對(duì)管道的全尺寸彎曲破壞試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比得出以下結(jié)論：

1. 拉伸試樣取樣形式對(duì)材料屈服強(qiáng)度及工程極限強(qiáng)度的影響具有規(guī)律性，而對(duì)彈性模量的影響顯示出較大的隨機(jī)性。

2.軸向圓棒試樣對(duì)應(yīng)的材料曲線能夠更加準(zhǔn)確地表達(dá)鋼質(zhì)管道彎曲破壞時(shí)的材料特性。因此建議采用軸向圓棒拉伸試樣來獲得管道鋼材料的本構(gòu)關(guān)系。

出于經(jīng)濟(jì)因素，本文所進(jìn)行的單軸拉伸試驗(yàn)的試樣數(shù)量有限，但還是能夠在利用拉伸試驗(yàn)確定管道鋼的材料曲線方面給出一個(gè)客觀的試驗(yàn)結(jié)果，這對(duì)管道鋼材料單軸拉伸試驗(yàn)具有一定的借鑒意義。

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Experimental Research on Determination of Material Curve of Steel Pipe during Bending Failure

YANG Pei， LI Xin， GAO Jie， ZHOU Jing

(Faculty of Infrastructure Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China)

Uniaxial tensile tests of API 5L X52 seamless pipeline steel were carried out according to ASTM-A370-13 standard. The stress-strain curves of the tensile specimens of different shapes were obtained, and the influence of the specimen shape on the material properties was analyzed. Using the stress-strain curves obtained above, the full scale bending failure test of the X52 pipeline under complex loads was simulated by ABAQUS. The numerical results were compared with the experimental results. It shows that the numerical results obtained by using the stress-strain curve of longitudinal round specimen are in good agreement with the experimental results. It can be concluded that the stress-strain curve of the longitudinal round specimen is more accurate to represent the true material properties of steel pipe during bending failure.

tensile tests； stress-strain curve； pipeline steel； shapes of specimens； bending failure test

1673-2812(2017)01-0134-05

2015-10-26；

2015-12-30

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2011CB013702)

楊 培(1989-)，男，碩士研究生，研究方向:鋼結(jié)構(gòu)。E-mail：1051871269@qq.com。

周 晶，教授，E-mail：zhouj@dlut.edu.cn。

TE973

A

10.14136/j.cnki.issn 1673-2812.2017.01.027