海底不同材料的雙金屬復(fù)合管力學(xué)性能分析

王 維，余建星,2,3

（1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2.天津大學(xué) 天津市港口與海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；3.北部灣大學(xué) 機(jī)械與船舶海洋工程學(xué)院，廣西 欽州 535011）

引 言

深海油氣開發(fā)中，油氣輸送結(jié)構(gòu)是重中之重。而由于在深海環(huán)境下，油氣輸送管道面臨著極端的環(huán)境和復(fù)雜地質(zhì)條件，在外力與自身缺陷的共同作用下會發(fā)生局部的失穩(wěn)破壞，即管道的壓潰。而管道的局部失穩(wěn)極易沿管道軸向傳播，造成管道的全線失效，帶來極大的危險(xiǎn)與經(jīng)濟(jì)損失。因此，對深海油氣管道力學(xué)性能的研究對于深海油氣的開發(fā)顯得尤為重要。在深海油氣管道選材與應(yīng)用上，目前普遍采用的輸油氣管道技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)為美國石油協(xié)會制定的API Spec 5L和挪威船級社制定的DNV OSF 101[1]，常見的深海油氣管道主要有碳鋼管、耐腐蝕雙金屬復(fù)合管兩類[2]。在碳鋼方面，現(xiàn)今我國海底管道建設(shè)中普遍應(yīng)用的是X65鋼管，X70鋼管的應(yīng)用較少，常用于非酸性環(huán)境下[3]。而對于含有大量腐蝕介質(zhì)的石油天然氣，則需采用帶有防腐蝕內(nèi)襯的雙金屬復(fù)合管，內(nèi)襯層一般采用 316L奧氏體不銹鋼或2205雙相不銹鋼等耐腐蝕鋼材[4]。

雙金屬復(fù)合管是一種由內(nèi)抗腐蝕合金材料層和外碳鋼材料層復(fù)合而成的新型管材，其由兩種不同金屬材料構(gòu)成：在選擇外基管的時候，可以根據(jù)對輸送壓力的需求和對流量的需求選擇不同壁厚和通經(jīng)的碳鋼管材，比如可以選擇螺旋管、直縫焊管等[5]。管道的其他參數(shù)為：壁厚最少為2.5 mm，最高不超過50 mm，直徑最少為20 mm，最高不超過1 020 mm。可以根據(jù)需要選擇不同的內(nèi)襯管，比如是否需要具有耐腐蝕性等，因此可以選擇的材料為雙相不銹鋼、鎳基合金、奧氏體不銹鋼系列等。可以根據(jù)焊接工藝和內(nèi)襯管壁的使用壽命決定其厚度，一般最低為0.3 mm，最高不超過4 mm。在連接不同管層的時候是使用變形和連接技術(shù)完成的，通過使用該技術(shù)，可以結(jié)合兩種材料。所以，雙金屬復(fù)合管結(jié)合了外層碳鋼管的高強(qiáng)度和內(nèi)層合金材料的抗腐蝕性能，能很好地適應(yīng)各種惡劣環(huán)境下的管道運(yùn)輸需求[6]。

1 靜載荷作用下不同材料管道力學(xué)性能分析

1.1 靜荷載作用下管線鋼管道模型

計(jì)算模型材料選取API X52以及API X65鋼材，長度10 m，外徑325 mm，壁厚10 mm，橢圓度0.02。由于沒有偏心等缺陷，由對稱性采取一半管長（5 m）的1/4管道模型。為便于分析步的進(jìn)行，在模型下方添加一解析剛體平面。在加載與約束方面，荷載采用10 MPa均布荷載，在管道模型一端施加剛性約束，另一端對稱面施加軸向約束，同時于各對稱面施加對稱約束。以 X65管道為例，在ABAQUS中建立實(shí)體模型如圖1所示。

圖1 X65管道模型示意

模型網(wǎng)格單元采用線性減縮積分單元C3D8R，分析步采用靜態(tài)Riks分析步，運(yùn)行步數(shù)設(shè)置為100步，進(jìn)行模型的有限元分析運(yùn)算。用設(shè)定好的模型進(jìn)行有限元分析的運(yùn)算，模擬管道發(fā)生屈曲壓潰的過程。對稱面處管道壓潰過程如圖2所示。

圖2 靜荷載作用下管道模型壓潰過程

在ABAQUS中輸出兩個模型的LPF曲線如圖3。LPF，即荷載比例系數(shù)（Load Proportionality Factors），指分析步當(dāng)前加載與設(shè)定荷載的比值，荷載比例系數(shù)與設(shè)定荷載的乘積即為模型當(dāng)前所受荷載大小。

圖3 管道模型LPF曲線

LPF曲線最大值處即為管道的壓潰壓力，經(jīng)取值計(jì)算得到X52與X65鋼管道壓潰時所受壓潰壓力為：

X52鋼管道Pc=0.816×10=8.16MPa

X65鋼管道Pc=0.848×10=8.48MPa

同時，選取管道壓潰處點(diǎn)，由ODB場變量輸出選項(xiàng)輸出節(jié)點(diǎn)位移隨分析步歷程變化的數(shù)據(jù)及曲線，如圖4所示。

圖4 鋼管道壓潰處節(jié)點(diǎn)位移變化曲線

隨后，對壓潰壓力及節(jié)點(diǎn)位移隨歷程變化的數(shù)據(jù)進(jìn)行無量綱化處理。

位移δ0，位移無量綱化：δ=2δ0/πR；

壓潰壓力Pc，壓潰壓力無量綱化：Pc/P0，其中P0=2σ0t/πD，σ0=448MPa。

經(jīng)數(shù)據(jù)無量綱化處理，可以直觀的體現(xiàn)出管道在靜荷載下壓潰、屈曲傳播過程中的力與位移變化關(guān)系，以便于各模型運(yùn)行結(jié)果進(jìn)行對比與分析。

圖5 兩管線鋼管道壓力比—位移變化曲線

得到兩管線鋼管道壓力比—無量綱化位移變化曲線圖如圖5所示?？梢钥吹絏52管線鋼的力學(xué)性能弱于X65鋼管道。

1.2 靜荷載作用下雙金屬復(fù)合管模型

模型采取與管線鋼管道模型相同的尺寸，在內(nèi)側(cè)增加一1～4 mm的襯管層。襯管層材料選取316L奧氏體不銹鋼以及 2205雙相不銹鋼，基管材料為X65鋼。模型加載及約束條件與管線鋼管道模型一致，為模擬襯管與基管以冶金方式結(jié)合的狀況，在襯管與基管接觸面上設(shè)置綁定約束。如圖6所示，為襯管厚度2 mm時的雙金屬復(fù)合管模型。

同樣，模型網(wǎng)格單元采用 C3D8R單元，分析步設(shè)置為100步的靜態(tài)Riks分析步。建立襯管層材料分別為 316L奧氏體不銹鋼以及 2205雙相不銹鋼，襯管厚度分別為1 mm、2 mm、3 mm、4 mm，共計(jì)8個模型進(jìn)行有限元分析運(yùn)算。

用設(shè)定好的8個模型進(jìn)行有限元分析的運(yùn)算，模擬管道發(fā)生屈曲壓潰的過程。以襯管材料為316L奧氏體不銹鋼、襯管厚度2 mm模型為例，對稱面處管道壓潰過程如圖7所示。從應(yīng)力云圖中看到，基管與襯管在同一時間上所受應(yīng)力有明顯的差別。

同管線鋼管道模型一樣，對8個雙金屬復(fù)合管模型進(jìn)行荷載比例系數(shù)曲線以及壓潰點(diǎn)位移曲線的輸出，并對其數(shù)據(jù)進(jìn)行無量綱化處理，得到可供對比的數(shù)據(jù)與圖像。

圖6 雙金屬復(fù)合管模型示意

圖7 靜荷載作用下雙金屬復(fù)合管模型壓潰過程

1.3 靜荷載作用下各模型計(jì)算結(jié)果匯總

經(jīng) ABAQUS有限元數(shù)值模擬，輸出各模型的LPF曲線并找到其最大值，得到各管道模型壓潰壓力數(shù)值如表1所示。

表1 各管道壓潰壓力

繪制以X65鋼為基管材料、分別以316L奧氏體不銹鋼以及 2205雙相不銹鋼為襯管材料的雙金屬復(fù)合管壓潰壓力隨襯管厚度變化的折線，如圖8所示。從圖表對比中可以看到，不同材料襯管的存在會使管道的壓潰壓力有所降低，對管道壓潰屈曲過程中的性能也會有所影響。由于 2205雙相不銹鋼性能與X65鋼相似，故2205雙相不銹鋼襯管對管道性能影響較??；而 316L奧氏體不銹鋼相對于X65鋼力學(xué)性能較差，故對管道力學(xué)性能的削減也更加明顯。

圖8 管道壓潰壓力隨襯管厚度變化折線

保持管道的尺寸及襯管材料不變，將襯管厚度分別為1 mm、2 mm、3 mm、4 mm的雙金屬復(fù)合管數(shù)據(jù)對比并繪制成曲線，如圖9所示。

可以看出，在出現(xiàn)壓潰前，不同厚度的襯管對管道性能幾乎沒有影響。隨著襯管厚度的增加，316L奧氏體不銹鋼襯管顯著降低了整體管道的壓潰壓力以及屈曲傳播過程中的抗壓能力。2205雙相不銹鋼襯管由于其材料力學(xué)性質(zhì)，影響并不十分明顯；而在屈曲傳播階段，由于 2205雙相不銹鋼的屈服極限略大于X65鋼材，襯管厚度的增加反而會對整體管道抵抗屈曲傳播的性能略有增強(qiáng)。2205雙相不銹鋼厚度的增加雖然使整體管道壓潰壓力有所減小，但其性能與X65鋼相差很小。

圖9 雙金屬復(fù)合管壓力比與無量綱化位移變化曲線

2 動載荷作用下不同材料管道力學(xué)性能分析

2.1 動荷載作用下管線鋼管道模型

建模同上節(jié)，分析步分為靜荷載與動荷載兩個加載步進(jìn)行。經(jīng)過之前Riks靜水壓潰壓力計(jì)算，試驗(yàn)各管件的壓潰壓力分布在6.22～8.48 MPa之間，為研究動力載荷對管道壓潰的作用，所施加的靜荷載不能超過靜壓潰壓力，因此設(shè)定靜荷載加載大小為 6 MPa，分析步設(shè)置為通用靜力分析步 Static General。

動荷載方面，經(jīng)反復(fù)建模試驗(yàn)，最終選取一較合適的設(shè)置方式。動荷載設(shè)置為均布于管壁，大小為12 MPa，幅值函數(shù)為F（t）=1-cos ωt的周期荷載，其中圓頻率ω=10 rad/s。分析步類型為隱式動力分析步Dynamic Implicit，本文主要研究的是管道受較大動力載荷作用下的短時壓潰屈曲，故動力分析步時長可取較短的60 s。圖10為周期動荷載壓力隨時間變化曲線（以前10 s為例）。

圖10 周期荷載隨時間變化曲線（前10 s）

用設(shè)定好的模型進(jìn)行有限元分析的運(yùn)算，模擬管道發(fā)生屈曲壓潰的過程。從 ABAQUS中輸出壓潰處位移關(guān)于時間變化的曲線及數(shù)據(jù)，如圖11所示。

圖11 X65管道模型壓潰點(diǎn)位移-時間曲線

為便于對比動荷載對管道的影響，將數(shù)據(jù)進(jìn)行處理。去除靜荷載加載步的加載時間及產(chǎn)生的微小形變，并對之后動荷載作用下的位移進(jìn)行無量綱化處理，得到兩管道模型在動荷載作用下60 s內(nèi)的無量綱化位移隨時間變化曲線，如圖12所示。

由圖可知X52鋼管道比X65管道更早出現(xiàn)壓潰，且最后的形變明顯大于X65鋼管道。

圖12 無量綱化位移隨時間變化曲線

2.2 動荷載作用下管線鋼管道模型

建模同上節(jié)，分析步仍分為靜力分析步與隱式動力分析步兩個加載步進(jìn)行，荷載大小、幅值曲線、圓頻率、加載時長等具體設(shè)置同之前管線鋼管道模型一致。用設(shè)定好的模型進(jìn)行有限元分析的運(yùn)算，模擬管道發(fā)生屈曲壓潰的過程。以襯管厚度為2 mm的雙金屬復(fù)合管模型為例，管道壓潰過程如圖13所示。

同之前管線鋼管道模型一樣，對8個雙金屬復(fù)合管模型壓潰點(diǎn)處進(jìn)行位移-時間曲線的輸出，并對其數(shù)據(jù)進(jìn)行無量綱化處理，得到可供對比的數(shù)據(jù)與圖像。

圖13 動荷載作用下管道壓潰過程（襯管厚度2 mm）

2.3 海底環(huán)境下各模型計(jì)算結(jié)果匯總

1）不同材料對管道力學(xué)性能的影響

對各襯管厚度下 316L奧氏體不銹鋼襯管與2205雙相不銹鋼襯管的雙金屬復(fù)合管，以及 X65鋼管道的無量綱化位移-時間曲線進(jìn)行比較，如圖14所示。

圖14 不同厚度襯管的復(fù)合管位移隨時間變化曲線

通過與X65勻質(zhì)鋼管的對比中可以看出，襯管的存在會使管道力學(xué)性能有所減弱，壓潰的速率更快。而在同等的襯管厚度下，316L奧氏體不銹鋼材料襯管的管道壓潰相對于 2205雙相不銹鋼材料襯管的管道壓潰更快，其對管道整體力學(xué)性能的影響更大。

2）動荷載下襯管厚度敏感性分析

在管道的尺寸及襯管材料保持不變的基礎(chǔ)上，將襯管厚度分別為1 mm、2 mm、3 mm、4 mm的雙金屬復(fù)合管模型位移隨時間變化數(shù)據(jù)對比并繪制成曲線，如圖15所示。

從圖中可以看到，316L奧氏體不銹鋼襯管層越厚，對管道性能的削減越明顯，管道壓潰越快；而2205雙相不銹鋼襯管層的存在雖然會對管道整體力學(xué)性能有所影響，但對襯管層厚度這一因素并不十分敏感，各曲線基本重合，差別極小。

圖15 襯管的雙金屬復(fù)合管位移隨時間變化曲線

3 結(jié) 論

1）對于雙金屬復(fù)合管，一般襯管層材料采用不銹鋼材，強(qiáng)度要弱于基管層的碳素鋼材，故襯管層的存在會一定程度上削弱管道的強(qiáng)度。襯管層材料的性能與基管層材料差別越大，對管道整體力學(xué)性能的削弱也就越明顯。

2）在壁厚一定的基礎(chǔ)上，雙金屬復(fù)合管中襯管層厚度越大，使得襯管材料所占比重越大，管道強(qiáng)度也就越弱。對于與基管材料屬性差別較大的襯管材料，襯管厚度變化帶來的影響較為明顯；而對于與基管材料屬性差別較小的襯管材料，對襯管厚度的敏感性則較小。