地質(zhì)災(zāi)害引發(fā)管道失效的應(yīng)變分析*

陳宏遠(yuǎn)，封 輝，楊 坤，王 磊，高雄雄

(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

油氣管道的基本設(shè)計(jì)準(zhǔn)則是保證服役過(guò)程中，因內(nèi)壓產(chǎn)生的環(huán)向應(yīng)力不超過(guò)管道的安全承壓能力(一般為屈服強(qiáng)度乘以安全系數(shù))，以此確保其服役安全。同時(shí)在大多數(shù)設(shè)計(jì)規(guī)范中，還通過(guò)限制軸向應(yīng)力的方式來(lái)實(shí)現(xiàn)軸向載荷的設(shè)計(jì)，通常是將等效應(yīng)力限制在90% SMYS(Specified minimum yield strength,規(guī)定最小屈服強(qiáng)度)以下。以上都是基于應(yīng)力的設(shè)計(jì)方法，管道在設(shè)計(jì)條件下均處于彈性范圍以內(nèi)，不會(huì)發(fā)生塑性變形。還有一種方法，對(duì)于承受塑性變形的管道，通過(guò)限制其軸向應(yīng)變來(lái)保證服役安全，這就是基于應(yīng)變的管道設(shè)計(jì)方法。目前，基于應(yīng)變的設(shè)計(jì)方法已經(jīng)在包括海底管道在內(nèi)的多種管道設(shè)計(jì)規(guī)范中獲得應(yīng)用[1]。

基于應(yīng)變的管道設(shè)計(jì)方法對(duì)鋼管和環(huán)焊縫提出了嚴(yán)格的要求。對(duì)于新建管道，可以通過(guò)設(shè)計(jì)、材料規(guī)格、采購(gòu)和焊接工藝評(píng)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(guān)內(nèi)容。近年來(lái)，一些基于應(yīng)力設(shè)計(jì)的管道由于經(jīng)歷了地層運(yùn)動(dòng)引發(fā)了塑性應(yīng)變，并在服役過(guò)程中發(fā)生失效。這個(gè)問(wèn)題在國(guó)內(nèi)外均受到了高度重視[3-4]，獲得該類失效問(wèn)題的定量分析結(jié)果也成為非常迫切的技術(shù)需求。但需要注意的是，對(duì)于需要做基于應(yīng)變準(zhǔn)則評(píng)估的在役管道，經(jīng)常很難獲得管道基于應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)方法所需的全部數(shù)據(jù)和信息，而現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)中的應(yīng)變能力評(píng)估模型的適用范圍有限，未必適合所有的管道參數(shù)。因此，有必要針對(duì)承受塑性應(yīng)變的基于應(yīng)力設(shè)計(jì)管道，開(kāi)發(fā)適用的工程評(píng)估方法。

管道承受的應(yīng)力值一般很難通過(guò)無(wú)損檢測(cè)手段準(zhǔn)確獲取，但無(wú)論是在役管道還是失效管道，其應(yīng)變/位移都非常容易通過(guò)監(jiān)測(cè)、檢測(cè)手段精確測(cè)量。同時(shí)，地層運(yùn)動(dòng)對(duì)管道作用，也往往是以位移控制載荷形勢(shì)施加，因此使用基于應(yīng)變的方法，可以直觀的幫助進(jìn)行地層運(yùn)動(dòng)引發(fā)的管道失效過(guò)程分析。

歐洲管道研究組織(EPRG)已經(jīng)啟動(dòng)了一個(gè)研究項(xiàng)目[5]，以評(píng)估受軸向應(yīng)變影響的基于應(yīng)力設(shè)計(jì)管道的適用性，并開(kāi)發(fā)相應(yīng)導(dǎo)則。該項(xiàng)目涉及到了檢驗(yàn)記錄、焊縫金屬斷裂韌性和管體力學(xué)性能等數(shù)據(jù)的要求，并且編制了工作流程圖，指導(dǎo)操作人員評(píng)估承受高應(yīng)變的在役管道，進(jìn)行分析，明確需要專門開(kāi)展的工作。此外，PRCI也在進(jìn)行著類似的工作，其目的主要是針對(duì)在役管道的應(yīng)變能力，進(jìn)行量化評(píng)估工具的開(kāi)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(yīng)變分析手段，對(duì)地層位移作用下的管道環(huán)焊縫失效行為進(jìn)行量化的方法。該管道強(qiáng)度為X80，現(xiàn)場(chǎng)環(huán)焊采用藥芯電弧半自動(dòng)焊接工藝，V形坡口。事故前由于持續(xù)降雨導(dǎo)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(guò)三維激光外形測(cè)量，獲得事故管段的外形數(shù)據(jù)并獲取變形主要參數(shù)。通過(guò)變形條件(位移形式施加的荷載)和材料參數(shù)(試驗(yàn)獲得)作為主要條件，使用有限元方法獲得失效過(guò)程中臨界應(yīng)變和臨界應(yīng)力的量化分析結(jié)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(cè)的管段進(jìn)行分析。兩側(cè)均為螺旋縫埋弧焊鋼管，長(zhǎng)度各約11 m。失效環(huán)焊縫完全斷裂，經(jīng)斷口宏觀檢測(cè)，啟裂點(diǎn)位于拉伸側(cè)的9點(diǎn)位置，裂紋由根焊位置向外表面擴(kuò)展至貫穿后，總體沿環(huán)焊縫環(huán)向擴(kuò)展，如圖2所示。啟裂處斷口呈現(xiàn)脆性特征。

圖2 環(huán)焊縫斷裂啟裂位置

1.1 幾何測(cè)量及模型重建

在對(duì)材料取樣測(cè)試前，通過(guò)激光跟蹤儀對(duì)失效管段進(jìn)行外表面的測(cè)量，獲得管道失效后的變形信息，該信息以外表面坐標(biāo)點(diǎn)云數(shù)據(jù)表達(dá)。對(duì)點(diǎn)云數(shù)據(jù)進(jìn)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(guò)程的分析提供依據(jù)。圖3和圖4分別為失效管段的點(diǎn)云數(shù)據(jù)和重建的CAD模型。圖4顯示，變形后管段的中間部位撓度達(dá)到178.8 mm。這意味著通過(guò)數(shù)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(shí)的臨界應(yīng)力和應(yīng)變值。

圖3 失效管段外形測(cè)量點(diǎn)云

圖4 失效管段CAD模型中的撓度分析

1.2 變形量測(cè)量

對(duì)失效環(huán)焊縫附近管壁進(jìn)行超聲壁厚測(cè)量，測(cè)量位置為失效環(huán)焊縫附近環(huán)向均勻分布的12個(gè)方位，并分別距失效斷口10、20、40和80 mm，共測(cè)量48個(gè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)，如圖5所示。圖6和圖7顯示，壁厚在11.5～14 mm之間波動(dòng)。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(cè)量點(diǎn)

圖6 壁厚測(cè)量結(jié)果

圖7 壁厚減薄 vs. 時(shí)鐘位置關(guān)系

1.3 力學(xué)性能測(cè)試

1.3.1 拉伸試驗(yàn)

依據(jù)ASTM E8進(jìn)行管道縱向和環(huán)向的力學(xué)性能測(cè)試，在相鄰的環(huán)焊縫上取樣進(jìn)行全焊縫金屬拉伸試驗(yàn)[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(jiàn)表1。

拉伸試驗(yàn)結(jié)果及標(biāo)準(zhǔn)值見(jiàn)表1，抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度的結(jié)果符合API 5L對(duì)X80管線鋼的強(qiáng)度要求。在環(huán)焊接頭拉伸試驗(yàn)中同時(shí)用DIC測(cè)量，以此獲得管體(點(diǎn)1和點(diǎn)2)和根焊位置(點(diǎn)3)的軸向應(yīng)變。 管體和全焊縫金屬的試驗(yàn)結(jié)果顯示，焊縫屈服強(qiáng)度略有不足，如表1和圖8所示。 雖然抗拉強(qiáng)度結(jié)果表明環(huán)焊縫強(qiáng)度高于管體，但圖8(b)～(d)表明，根焊位置在拉伸過(guò)程中發(fā)生明顯的應(yīng)變集中。這也是導(dǎo)致根焊位置往往最先產(chǎn)生破壞的原因。

表1 力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果

圖8 環(huán)焊接頭沿軸向的應(yīng)變?cè)茍D分布

1.3.2 沖擊試驗(yàn)

依據(jù)ASTM E23[8]進(jìn)行相鄰環(huán)焊縫材料的夏比沖擊試驗(yàn)，試驗(yàn)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(yàn)的結(jié)果。根據(jù)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(yàn)值均符合標(biāo)準(zhǔn)要求。

表2 夏比沖擊試驗(yàn)結(jié)果

1.4.3 硬度云圖測(cè)試

為了表征環(huán)焊接頭的強(qiáng)度分布特征，對(duì)相鄰環(huán)焊接頭區(qū)域整體進(jìn)行硬度云圖測(cè)試。測(cè)試的加載力為5 kg，測(cè)量點(diǎn)的間距為0.3 mm，如圖9(a)所示。試驗(yàn)結(jié)果顯示，雖然全焊縫金屬的拉伸試驗(yàn)測(cè)得的抗拉強(qiáng)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(xiàn)出最明顯的強(qiáng)度低匹配，這也是引發(fā)V型焊接接頭根焊位置應(yīng)變集中的原因。

圖9 硬度云圖測(cè)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(duì)圖2中標(biāo)記為1，2的啟裂區(qū)域進(jìn)行了觀察。如圖10，掃描電鏡的測(cè)試結(jié)果表明，斷口整體呈現(xiàn)典型的脆性斷裂特征，并且在啟裂位置的斷口中未發(fā)現(xiàn)超標(biāo)準(zhǔn)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(duì)失效管段進(jìn)行分析。圖11表征的是50 m長(zhǎng)度的失效位置附近的管線，采用二次管單元模型(3節(jié)點(diǎn)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(gè)節(jié)點(diǎn)的厚壁圓柱，在截面的內(nèi)外表面及它們的中間位置，分布著24個(gè)節(jié)點(diǎn)，如圖11所示。材料參數(shù)包括剛度、強(qiáng)度、密度、膨脹系數(shù)。

通過(guò)類似于套管的結(jié)構(gòu)模擬土壤約束。套管和管道厚度分別為為0.5 m和真實(shí)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(shuō)明了管道與套管之間的節(jié)點(diǎn)以及接觸條件。套管內(nèi)半徑和管道外半徑分別用a和b表示。數(shù)字為節(jié)點(diǎn)的序列號(hào)。t為切向，n為法向。

圖12 節(jié)點(diǎn)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(zhì)定義依賴于經(jīng)驗(yàn)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(yīng)變分析準(zhǔn)則作為有限元分析的基本思路：參照失效管段測(cè)量及建模分析結(jié)果，在環(huán)焊縫附近26 m的管道上施加位移約束，當(dāng)管道應(yīng)變量達(dá)到失效管段外形狀態(tài)時(shí)，管道環(huán)焊縫上的載荷和變形也達(dá)到了失效時(shí)的狀態(tài)，即分別為臨界應(yīng)力和臨界應(yīng)變，如圖14所示。 位移控制荷載使套管表達(dá)的土壤約束所呈現(xiàn)的土體發(fā)生變形，產(chǎn)生反力。通過(guò)遠(yuǎn)端的管道引入兩側(cè)對(duì)失效管段的末端約束，同時(shí)遠(yuǎn)端管道自身不發(fā)生側(cè)向的位移或變形。在上述模型中，對(duì)管道施加的位移控制載荷使管道變形達(dá)到測(cè)量獲得的撓度時(shí)(中心點(diǎn)為178.8 mm，如圖14所示)，獲取失效環(huán)焊縫位置的軸向應(yīng)變和應(yīng)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(yīng)變和臨界應(yīng)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(yīng)變和臨界應(yīng)變

3 分析與討論

試驗(yàn)結(jié)果及相關(guān)證據(jù)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(jié)合外形測(cè)量、試驗(yàn)研究，采用有限元分析獲得了失效時(shí)的臨界應(yīng)變和應(yīng)力，結(jié)果如下：

1.失效環(huán)焊縫斷口形貌顯示，在環(huán)焊縫一側(cè)(彎曲的拉伸側(cè))發(fā)生斷裂，斷裂由內(nèi)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(kuò)展，直至環(huán)焊縫完全斷開(kāi)。

2.啟裂區(qū)域沒(méi)有明顯的超標(biāo)缺陷。

3.對(duì)相鄰環(huán)焊縫的拉伸試驗(yàn)和硬度云圖測(cè)試結(jié)果表明，焊接接頭的抗拉強(qiáng)度符合標(biāo)準(zhǔn)要求，環(huán)焊縫的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均為低匹配，夏比沖擊功也高于標(biāo)準(zhǔn)值。

4.通過(guò)激光外形測(cè)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(guò)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(yīng)變和臨界應(yīng)力分別為0.57%和639 MPa。這說(shuō)明失效環(huán)焊縫的強(qiáng)度符合625 MPa的標(biāo)準(zhǔn)，但變形已經(jīng)進(jìn)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(dǎo)致環(huán)焊縫超出塑性極限，發(fā)生斷裂。