高鋼級天然氣輸送管道止裂預(yù)測模型研究進(jìn)展*

楊 坤，池 強(qiáng)，李 鶴，張偉衛(wèi)，霍春勇

(中國石油集團(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)安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 陜西 西安 710077)

0 引 言

當(dāng)脆性斷裂逐漸被人們認(rèn)識并找到有效的控制措施后，發(fā)現(xiàn)即使是延性斷裂仍然會發(fā)生長程擴(kuò)展，這促進(jìn)了延性斷裂相關(guān)研究工作開展。延性斷裂控制可以分為啟裂控制和擴(kuò)展控制兩個(gè)方面。通常，通過控制材料的夏比沖擊韌性值即可使延性裂紋止裂，所以夏比沖擊韌性成為延性裂紋止裂控制的重要技術(shù)指標(biāo)，后來又研究和發(fā)展出了DWTT能量法、CTOA方法、有限元預(yù)測法等方法來控制延性裂紋的止裂行為。

關(guān)于延性斷裂的啟裂控制最早始于1953年的美國燃?xì)鈪f(xié)會AGA的NG-18項(xiàng)目，并且Battelle在Athens進(jìn)行大量X65以下鋼級的靜水壓試驗(yàn)和全氣體爆破試驗(yàn)。在此基礎(chǔ)上，1972～1973年，Maxey、Kiefner、Eiber、Duffy等開發(fā)了NG18方程組(穿透性裂紋TWC)，適用于X65及以下韌性較低的管線鋼[1-7]。

NG-18方程組是基于壓力狀態(tài)下的直接失效行為，并沒有考慮到裂紋在低于失效壓力下裂紋也可以增長直至啟裂擴(kuò)展的情況。因而，1991年Leis研究了延性裂紋生長現(xiàn)象并開發(fā)了相應(yīng)的模型(DFGM)，以確定延性斷裂的啟裂韌性。后來此模型經(jīng)過Xiankui Zhu和Leis的進(jìn)一步改進(jìn)，可以更準(zhǔn)確地計(jì)算起裂韌性的要求。

與延性斷裂的啟裂控制類似，直到目前為止，延性斷裂止裂控制是最經(jīng)典、使用最廣泛的方法，主要是控制材料夏比沖擊韌性。

延性斷裂控制技術(shù)是由Battelle所進(jìn)行的延性裂紋起裂研究發(fā)展而來。1974年Maxey提出Battelle雙曲線模型(BTCM)，它是延性斷裂控制的基本方法。主要的思路是氣體減壓波曲線(驅(qū)動力曲線)和裂紋擴(kuò)展阻力特性(阻力曲線)都與裂紋尖端壓力相關(guān)，當(dāng)它們相等時(shí)即為裂紋擴(kuò)展到停止的臨界點(diǎn)。

天然氣輸送管道延性斷裂與裂尖前沿區(qū)的氣體壓力密切相關(guān)。當(dāng)氣體壓力管道出現(xiàn)裂紋時(shí)，斷口處內(nèi)壓不可能立即降為零，在斷裂起始點(diǎn)將產(chǎn)生擴(kuò)展波，并以工作壓力下的聲速沿管道傳播，在裂尖前沿形成減壓波。如果斷裂速度大于減壓波速，即裂尖總處以減壓波前端，那么此時(shí)裂尖所受壓力為管道運(yùn)行壓力，因此裂紋具有較大的驅(qū)動力，發(fā)生繼續(xù)擴(kuò)展。如果斷裂速度小于減壓波速，此時(shí)裂尖所受壓力處于迅速降低的狀態(tài)，裂尖驅(qū)動力降低，裂紋則會發(fā)生止裂。通過比較裂紋擴(kuò)展速度和減壓波速度的大小則可以得到裂紋止裂的判據(jù)。對于天然氣管道延性斷裂而言，雙曲線法是通過求解減壓波速度及斷裂速度與氣體壓力之間的關(guān)系，從而建立速度-壓力曲線(BTC雙曲線)，最終獲得斷裂臨界條件。

已建成管道大多采用單管止裂韌性要求，而管道實(shí)際可允許的裂紋擴(kuò)展距離取決于管道爆炸后對環(huán)境及人身安全的影響和維修成本。如美國DOT 49 CFR Part 192規(guī)定：管道裂紋應(yīng)在5-8根鋼管范圍內(nèi)止裂，對應(yīng)的止裂概率分別應(yīng)在90%和99%以上。X90/X100管道單管止裂韌性要求會使實(shí)際生產(chǎn)難于滿足或顯著增加制造成本，因此需要通過止裂概率計(jì)算以確定其合理的夏比沖擊功技術(shù)指標(biāo)，保障管道的安全。

1 天然氣管線止裂預(yù)測方法及應(yīng)用分析

GB/T 9711(ISO 3183—2007)附錄G一共推薦了5種適用于CVN沖擊試驗(yàn)的管道母材抗延性擴(kuò)展止裂預(yù)測方法，該方法用以確定控制陸上埋地輸氣管線鋼管管體延性斷裂擴(kuò)展所必須的CVN吸收功，這5種方法源自主要針對焊接管線管進(jìn)行的大量理論和試驗(yàn)數(shù)據(jù)，且在針對無縫鋼管的延性斷裂所需CVN吸收功數(shù)值時(shí)，使用者宜謹(jǐn)慎對待得到的計(jì)算值，可要求用鋼管全尺寸爆破試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

EPRG(歐洲管線研究機(jī)構(gòu))準(zhǔn)則——方法1是以歐洲管線研究機(jī)構(gòu)(EPRG)輸氣管線止裂原則為基礎(chǔ)。該方法限于焊接鋼管，鋼管的最小平均吸收功Kv計(jì)算公式如下：

a)鋼管等級≤L450/X65，Kv=C1×σh1.5×D0.5

b)鋼管等級>L450/X65且≤L485/X70，Kv=C2×σh1.5×D0.5

c)鋼管等級>L450/X65且≤L485/X70，Kv=C3×σh2×(Dt/2)1/3

式中，σh為設(shè)計(jì)環(huán)向應(yīng)力；D為規(guī)定外徑；t為規(guī)定壁厚；C1在使用SI制時(shí)為2.67×10-4，使用USC制時(shí)為1.79×10-2；C2在使用SI制時(shí)為3.21×10-4，使用USC制時(shí)為2.16×10-2；C3在使用SI制時(shí)為3.57×10-5，使用USC制時(shí)為1.08×10-2。

該方法根據(jù)鋼管鋼級可估算出不同尺寸鋼管的最小平均吸收功Kv，但是適用于運(yùn)行壓力最高達(dá)8 MPa，D≤1 422 mm，t≤25.4 mm瞬時(shí)減壓時(shí)表現(xiàn)出單向流體行為的輸氣管線。

Battelle簡化公式——方法2是以Battelle雙曲線法為基礎(chǔ)。該方法僅限于焊接鋼管。適用于輸送運(yùn)行壓力最高達(dá)7.0 MPa，具有單相減壓性質(zhì)的混合天然氣，鋼管等級≤L555/X80且40

Kv=C3×σh2×(Dt/2)1/3

式中，σh為設(shè)計(jì)環(huán)向應(yīng)力；D為規(guī)定外徑；t為規(guī)定壁厚；C3在使用SI制時(shí)為3.57×10-5，使用USC制時(shí)為1.08×10-2。

如果本方法計(jì)算的全尺寸CVN吸收功值大于100 J，則要求修正止裂韌性。

Battelle雙曲線法(BTC法)——方法3是依據(jù)Battelle雙曲線法將斷裂速度曲線(驅(qū)動力)和鋼管韌性或阻力曲線相匹配而成。當(dāng)兩曲線相切時(shí)，定義為止裂所需的最小斷裂韌性。國際管線研究委員會(PRCI)208報(bào)告，PR-3-9113描述了Battelle雙曲線法，報(bào)告中也給出了試驗(yàn)數(shù)據(jù)的范圍，并依據(jù)數(shù)據(jù)對其進(jìn)行了校驗(yàn)。該方法限于焊接鋼管，適用于管線運(yùn)行壓力最高達(dá)12 MPa，鋼管等級≤L55/X80且40

AISI法——方法4是依據(jù)公式Kv=C4×σh1.5×D0.5進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果在統(tǒng)計(jì)上與AISI全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)相吻合，適用于減壓過程中表現(xiàn)為單相特征的流體。該方法的應(yīng)用限于試驗(yàn)數(shù)據(jù)的范圍，并依據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對其進(jìn)行了初始校核，鋼管等級≤L485/X70且D≤1 219 mm，公式中最大規(guī)定試驗(yàn)壁厚為18.3 mm，公式中σh為設(shè)計(jì)環(huán)向應(yīng)力，D為規(guī)定外徑，t為規(guī)定壁厚，C1在使用SI制時(shí)為3.57×10-4，使用USC制時(shí)為2.40×10-2。如果該方法計(jì)算的全尺寸CVN吸收功值大于100 J，則要求修正止裂韌性。

全尺寸爆破試驗(yàn)——方法5是依據(jù)全尺寸爆破試驗(yàn)，對特定設(shè)計(jì)和輸送流體的管線止裂韌性進(jìn)行驗(yàn)證。典型的作法是：一定范圍的鋼管韌性值設(shè)置在爆破試驗(yàn)段，隨著距起裂源距離的增大，試驗(yàn)段兩側(cè)鋼管韌性隨之增加。依據(jù)鋼管發(fā)生止裂時(shí)的實(shí)際CVN吸收功確定止裂所需CVN吸收功。在爆破試驗(yàn)時(shí)，要使用管線特定的氣體組分、溫度、壓力水平。該方法是最常用的方法，適用于現(xiàn)有試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫之外的管線設(shè)計(jì)，缺點(diǎn)是試驗(yàn)周期較長、花費(fèi)較大且具有一定的危險(xiǎn)性。

2 BTC方法存在的問題及基于BTC模型的各種修正方法

然而隨著天然氣管線高壓力、大輸量的要求，管道的管徑和承壓能力要求不斷提高；此外為了降低建設(shè)成本，又要求管道的壁厚不斷減薄，因在管材鋼級不斷提升的同時(shí)，還需要提高管道的斷裂性能，保障管道運(yùn)行安全。既提高管線鋼材料的強(qiáng)度又提高其韌性，除了改善熱處理工藝之外，通常的作法是添加合金元素，從而形成具有較好性能的微觀組織結(jié)構(gòu)，滿足性能要求。

(1)

σf=σy+10(ksi) Mtσθθ=σf

(2)

通過計(jì)算，斷裂韌性Kv與夏比沖擊上平臺能為1:1的線性關(guān)系不再適用于現(xiàn)有的管線鋼材料，利用原有關(guān)系獲得的止裂預(yù)測會有較大的誤差。

由于BTC雙曲線模型中假設(shè)能量釋放率與夏比沖擊上平臺能為1:1的線性關(guān)系具有很大的局限性，不適用于目前所使用的高鋼級管線鋼材料(止裂韌性高于95 J)，為了解決這個(gè)問題，研究者對這一關(guān)系進(jìn)行了修正，并用實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果對其進(jìn)行了驗(yàn)證。

Eiber等人[11-12]認(rèn)為BTCM在預(yù)測X70加拿大-美國聯(lián)合天然氣管道具有較大的局限性。Leis及 Eiber認(rèn)為天然氣管道鋼級從X70到X120范圍內(nèi)，BTCM的局限性仍然存在。Leis考慮了CVN試樣固有斷裂阻力的不同，研究了從低鋼級到早期的X80管線，CVN能量從24 J至352 J管線鋼等大范圍的夏比沖擊試樣。通過這些工作，認(rèn)為沖擊試驗(yàn)過程的能量耗散可分為起裂、塑性變形、和斷裂阻力，并利用這些分析對原有方法進(jìn)行了修正，而Leis修正因子在X70加拿大-美國聯(lián)合天然氣管道的止裂預(yù)測上成功運(yùn)用。

隨著CVN試樣沖擊韌性的增加，試樣斷裂這部分所需的CVN能量也相應(yīng)的提高。Leis的試驗(yàn)結(jié)果表明，高韌性鋼裂紋擴(kuò)展所需的功與總功比例與低韌性鋼相比差異很大。隨著沖擊韌性的增加斷裂所需的能量增加，相應(yīng)的斷裂過程發(fā)生的塑形變形需能量也逐漸提高；隨著管線鋼材料的不斷改進(jìn)，裂紋擴(kuò)展功占總共的比例逐漸提高?；谏鲜鼋Y(jié)果和能量耗散原理，Leis等研究者發(fā)展了BTCM的修正模型，并用于X70加拿大-美國聯(lián)合天然氣管道的止裂預(yù)測，可以預(yù)測CVN高于96 J管線的止裂韌性。該方法利用全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫對BTCM進(jìn)行校準(zhǔn)，修正的關(guān)系如下：

(Cv)Arrest=(Cv)BTCM，Cv≤95 J

(3)

其中(Cv)Arrest為止裂功，(Cv)BTCM為利用BTCM預(yù)測的止裂功。由于公式是反映早期X70、X80管線鋼的流變及斷裂性能，因此這種修正方法仍具有一定的局限性，尤其是在X80及X80以上鋼級的管線鋼材料使用時(shí)，局限性更加明顯。

通過研究了北美、歐洲及日本的X70、X80高強(qiáng)度天然氣管線全尺寸氣體爆破試驗(yàn)的數(shù)據(jù)，Eiber對上述公式的準(zhǔn)確性進(jìn)行了評估，證明了Leis修正方法對X70管線比較準(zhǔn)確，但并不適用于X80管線。當(dāng)將上述公式的0.002系數(shù)替換為0.003后(公式4)，Eiber發(fā)現(xiàn)X80管線的止裂預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)符合較好，其計(jì)算公式如下：

(4)

這種經(jīng)驗(yàn)性的修正需要大量的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證。隨著管線鋼鋼級的增加、組織結(jié)構(gòu)的改變、材料性能的提高，這種經(jīng)驗(yàn)性修正不具有普遍適用性，需要新的數(shù)據(jù)對其進(jìn)行修正和驗(yàn)證，仍然具有一定的局限性[13-15]。

為了處理利用BTCM預(yù)測的止裂韌性與試驗(yàn)值間的差距，CSM采用乘以一個(gè)系數(shù)的處理方法對BTCM進(jìn)行修正，用于預(yù)測X80和X100高強(qiáng)度管線鋼的最小止裂韌性?；谌叽缭囼?yàn)數(shù)據(jù)，CSM獲得了預(yù)測止裂的修正如下：

(Cv)Arrest=k(Cv)BTCM

(5)

式中，k為修正系數(shù)，對于X80而言，修正系數(shù)為1.43，X100及更高鋼級管線的修正系數(shù)為1.7[16]。對于X80及X100管線而言，該方法與BTCM的結(jié)果相比更貼近實(shí)際的韌性值。Leis的修正方法是一個(gè)非線性的關(guān)系，可用于止裂韌性大于95 J的管線鋼材料，而CSM的修正為線性的修正，適用范圍更廣。但是基于最新的試驗(yàn)結(jié)果，CSM認(rèn)識到這種線性的修正可能不適用于X100管線，建議考慮新的修正系數(shù)。

綜合CSM線性修正以及Leis的非線性修正方法。C-FER的Wolodko和Stephens發(fā)展了一種基于BTCM的統(tǒng)計(jì)學(xué)修正，該方法總結(jié)各種全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)，得到以下公式[17]：

(Cv)Arrest=(1.5+0.29nsd)(Cv)BTCM

(6)

上述公式中nsd為修正模型的一個(gè)乘數(shù)，使用上述修正可用來描述擴(kuò)展裂紋無法止裂的概率。例如，當(dāng)nsd=1.0,1.5,2.0時(shí)，不止裂的概率分別為16%、6.7%、2.3%，相對應(yīng)的實(shí)際需要止裂韌性與BTCM預(yù)測值比值分別為1.79，1.935，2.08。

圖1為四種修正模型的預(yù)測結(jié)果比較，其中曲線4、5為Leis修正[18]，曲線6為CSM修正，曲線7為統(tǒng)計(jì)因子修正，預(yù)測的對象為X80管線鋼，得出公式6的修正因子相當(dāng)于1.43，曲線7的修正因子相當(dāng)于1.935。X80管線的止裂韌性是在130 J到270 J范圍，此時(shí)CSM模型可給出較為合理的預(yù)測。

圖1 四種修正模型的預(yù)測結(jié)果

對于埋地管線，土壤填充在管線周圍，與地上管線相比，回填可以提高動態(tài)裂紋的擴(kuò)展阻力，抑制管線開裂。BTCM引入了一個(gè)參數(shù)用于描述回填的影響，稱為回填因子，而回填因子的取值不能區(qū)別不同土壤類型和土壤強(qiáng)度。

Rudland和Wilkowski進(jìn)行了一系列不同回填深度和土壤類型的天然氣管線爆破試驗(yàn)?；谶@些數(shù)據(jù)，斷裂曲線可以修改為：

(7)

式中，K=0.275Hactual/Hnomal+0.725，Hactual=762 mm為實(shí)際土壤深度；Hnomal為早期爆破試驗(yàn)中使用的回填深度；C為BTCM中使用的回填參數(shù)。然而上述爆破試驗(yàn)僅是采用CVN小于100 J的管線鋼，因此上述模型使用范圍具有很大的限制。

在原始的BTCM中，斷裂韌性CVN假設(shè)材料阻力與與斷裂速度無關(guān)。試驗(yàn)結(jié)果證明斷裂阻力與斷裂速度是相關(guān)的。TransCanada的Duan和Zhou將裂紋擴(kuò)展阻力進(jìn)行了修改，將斷裂阻力R變成了一個(gè)與速度有關(guān)的材料性能，如下所示：

(8)

式中，Rref為文獻(xiàn)中速度為Vref下的斷裂阻力，a為斷裂速度指數(shù)。

圖2為不同斷裂速度指數(shù)X80管線鋼的裂紋速度曲線。當(dāng)a=0，即為原有的BTCM。當(dāng)a=0.2，修正的BTCM預(yù)測與X80管線全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)符合較好。

圖2 不同斷裂速度指數(shù)的裂紋速度曲線

3 改進(jìn)的BTC修正模型TGRC-1

3.1 高鋼級管線能量釋放率Gc及流變應(yīng)力的修正

Jc是斷裂失效時(shí)J積分的臨界狀態(tài)。Jc通?？捎蓸?biāo)準(zhǔn)試樣的三點(diǎn)彎曲或緊湊拉伸試驗(yàn)繪制的J-R阻力曲線所求得。

由于缺乏管線鋼的J-R阻力曲線數(shù)據(jù)庫，可以假設(shè)在低韌性時(shí)，Jc等于能量釋放率Gc，如下所示：

(9)

隨著管線鋼化學(xué)成分的不斷改進(jìn)，材料的流變行為改變，性能也發(fā)生較大的變化。原NG -18公式(公式1)中Gc與夏比沖擊上平臺能為1∶1的線性關(guān)系不再適用于現(xiàn)有的管線鋼材料，原有流變應(yīng)力的表達(dá)式也不再適用于現(xiàn)有管線材料，如圖3所示。

圖3 CVN能量與預(yù)測止裂韌性的比較

圖4為CVN與Jc的關(guān)系，從圖中可以看出在低韌性階段，二者保持一定的線性關(guān)系，而隨著韌性的增加，這種線性關(guān)系發(fā)生變化，擬合結(jié)果滿足：

(10)

圖4 CVN與Jc的關(guān)系及擬合曲線

上述關(guān)系可以較好地?cái)M合CVN與Jc的關(guān)系，但使用這種非線性關(guān)系來預(yù)測止裂韌性會帶來過于保守的估計(jì)。為了提高修正后BTCM預(yù)測的準(zhǔn)確度，CVN與Jc關(guān)系的最佳擬合是接近1∶1的線性關(guān)系。

通過進(jìn)行大量的曲線擬合，并利用全尺寸試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行校準(zhǔn)，發(fā)現(xiàn)下邊關(guān)系可以較好地描述高韌性管線鋼CVN與Jc的關(guān)系：

(11)

3.2 修正后止裂預(yù)測模型TGRC-1模型

此外，流變應(yīng)力表達(dá)式修改為：

σf=(σy+σT)/2

(12)

其中σy為屈服強(qiáng)度，σT為抗拉強(qiáng)度。

通過修改CVN與Jc的關(guān)系以及流變應(yīng)力的表達(dá)式，從而預(yù)測鋼管的止裂韌性，稱為BTC修正的模型TGRC-1。

3.3 模型的計(jì)算結(jié)果分析

利用TGRC-1模型對X90管線爆破試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行止裂預(yù)測，并與BTCM及修正后的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較。使用BTCM對爆破試驗(yàn)氣體組分析下X90管道進(jìn)行預(yù)測，可以得出不修正時(shí)的止裂韌性分別為146 J(土壤回填)、163 J(低約束)、181 J(無回填)。利用1.65的修正系數(shù)進(jìn)行修正后的數(shù)據(jù)分別為241J(土壤回填)、269 J(低約束)、299 J(無回填)。利用TGRC-1預(yù)測的止裂韌性分別為176 J(土壤回填)、194 J(低約束)、215 J(無回填)。TGRC-1模型的預(yù)測結(jié)果要比BTCM更為安全和可靠。

4 基于落錘撕裂能量的止裂預(yù)測模型TGRC-2

4.1 止裂預(yù)測模型TGRC-2

由于BTCM在CVN能量較低時(shí)的預(yù)測結(jié)果較為準(zhǔn)確，因此可以通過DWTT能量密度與CVN能量密度間的關(guān)系對BTCM進(jìn)行修正。

與CVN試樣相比，DWTT試樣更大且為全壁厚試樣，與全尺寸試驗(yàn)更為接近，隨著鋼級的提高，由于DWTT試樣為全壁厚試樣，因此利用基于DWTT能量密度預(yù)測鋼管的止裂準(zhǔn)確性較好。

但是由于DWTT試驗(yàn)中的試樣厚度代表不同的管道壁厚，并不是統(tǒng)一的，比較起來較為困難，而且對試驗(yàn)?zāi)芰σ筝^高，因此可通過DWTT能量密度與CVN能量密度之間的關(guān)系，換算為對應(yīng)DWTT能量下的CVN能量，用于進(jìn)行止裂預(yù)測。

BTCM中壓力滿足：

(13)

速度滿足：

(14)

上述公式可繪制出速度-壓力的阻力曲線，與減壓波曲線的切點(diǎn)對應(yīng)的R值即為止裂條件。

R為止裂的CVN能量密度。

在低韌性條件下，DTWW能量密度與CVN能量密度滿足：

(15)

因此：

RDWTT=3RCVN+63.0(J/cm2)

(16)

其中RDWTT、RCVN分別為DWTT、CVN的能量密度。

當(dāng)鋼級提高至X80以上時(shí)，與試驗(yàn)結(jié)果相比，BTCM計(jì)算的CVN能量出現(xiàn)較大偏差，無法用于止裂預(yù)測，可用BTCM計(jì)算的DWTT能量來進(jìn)行預(yù)測。

由于DWTT數(shù)據(jù)不便于分析使用，可利用高韌性下DWTT能量密度與CVN能量密度的關(guān)系，將DWTT能量換算為高韌性下的CVN能量：

RCVN(X80)=(RDWTT-6.02)/1.76

(17)

RCVN(X90,X100)=(RDWTT-63.04)/1.91

(18)

將能量密度乘以CVN試樣的斷裂截面積，即可得到高韌性下的CVN能量，該方法稱為TGRC-2止裂預(yù)測模型。

4.2 模型的計(jì)算結(jié)果分析

利用TGRC-2模型對X90管線爆破試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行止裂預(yù)測，并與BTCM及修正后的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較。利用BTCM對爆破試驗(yàn)氣體組分下X90管道進(jìn)行預(yù)測，可以得出不修正時(shí)的止裂韌性分別為146 J(土壤回填)、163 J(低約束)、181 J(無回填)。利用TGRC-2預(yù)測的止裂韌性分別為229 J(土壤回填)、259 J(低約束)、283 J(無回填)。TGRC-2模型的預(yù)測結(jié)果要比TGRC1更為安全和可靠。

5 結(jié) 論

通過對天然氣管線不同的止裂預(yù)測方法及應(yīng)用進(jìn)行分析，得出了以下結(jié)論：

1)隨著天然氣管道鋼級的提高，Battelle模型不能準(zhǔn)確預(yù)測管道的斷裂行為，需要對模型中夏比沖擊功與能量釋放率的變化關(guān)系進(jìn)行修正。

2)提出了基于高鋼級管道能量釋放率和流變應(yīng)力修正后的止裂預(yù)測模型TGRC-1以及基于落錘撕裂能量的止裂預(yù)測模型TGRC-2。在西氣東輸天然氣組分下，TGRC-1、TGRC-2的預(yù)測結(jié)果均比Battelle模型的結(jié)果更安全和可靠，而TGRC-2模型的預(yù)測結(jié)果比TGRC1模型的結(jié)果更安全和可靠。