油氣管道的撓曲強(qiáng)度研究

趙明(中國(guó)石油管道局工程有限公司維搶修分公司，河北 廊坊 065001)

0 引言

本研究的目的旨在探討輸油氣鋼管在承受高內(nèi)壓與撓曲作用下的極限撓曲強(qiáng)度與韌性行為，并評(píng)估現(xiàn)行的全圓周套管焊接修補(bǔ)及對(duì)焊接合的方式于撓曲行為的影響。試驗(yàn)方式以油壓致動(dòng)器在距鋼管兩端三分之一管長(zhǎng)處施加側(cè)向拉力，擷取試體變位及應(yīng)變的資料，進(jìn)行整理與討論。

1 試體規(guī)劃與制作

本試驗(yàn)的試體共分三組，第一組試體是外徑為219 mm(8 5/8″)，厚度為 8.18 mm(0.322″)的八吋鋼管，第二組試體是外徑為 273 mm(10 3/4″)，厚度為9.27 mm(0.365″)的十吋鋼管，第三組試體則是外徑為 324 mm(12 3/4″)，厚度為 9.53 mm(0.375″)的十二吋鋼管，其徑厚比分別為 27、30 與34。

三組試體的鋼管長(zhǎng)度均在6 000 mm 左右，鋼管上標(biāo)示有鋼管基本資料。八吋鋼管與十吋鋼管均采用API 5L Gr. B的材質(zhì)，十二吋鋼管采用 API 5L X52的材質(zhì)，所采用的鋼管尺寸與鋼管材質(zhì)皆與中油目前所定的規(guī)格相同，Gr. B適用于低壓管線，而 X52 則用于高壓管線。三組試體中的每一組皆包含1根完整、1根對(duì)焊接合與2根全圓周套管焊接修補(bǔ)的鋼管，每組4根，共計(jì)12根鋼管。對(duì)焊接合試體的焊接方式采用全滲透焊，焊接程序完全依照管線工程施工說明書的規(guī)定。套管長(zhǎng)度應(yīng)至少102 mm(4″)以上，其材質(zhì)強(qiáng)度不應(yīng)低于鋼管強(qiáng)度[1]。

試驗(yàn)于鋼管內(nèi)注水，管壁厚度為0.322英吋，其試驗(yàn)壓力值為1 570 psi(10.78 MPa)，水壓試驗(yàn)壓力值的決定為依據(jù)管線的設(shè)計(jì)壓力。設(shè)計(jì)壓力的公式為：

式中：P為設(shè)計(jì)壓力(psi)；S為鋼管標(biāo)稱降伏強(qiáng)度(psi)；D為鋼管外徑(in)；t為管壁厚度(in)；于考慮地區(qū)分類2級(jí)時(shí)，基本設(shè)計(jì)因子F=0.6，鋼管材質(zhì)為API 5L時(shí)，縱向接合因子E=1.0，考慮為室溫下時(shí)，溫度降級(jí)因子T=1.0，故表達(dá)公式為：

即管線內(nèi)壓力所造成的環(huán)向應(yīng)力等于60%的鋼管標(biāo)稱降伏強(qiáng)度。故八吋鋼管、十吋鋼管及十二吋鋼管所加的水壓依次為 10.78 MPa(1 570psi)、9.8 MPa(1 430 psi)及12.64 MPa(1 835 psi)。

2 試驗(yàn)設(shè)置與步驟

2.1 試驗(yàn)設(shè)置

試驗(yàn)機(jī)使用極限載重為50 t、最大拉伸行程為±200 mm的MTS油壓致動(dòng)器，采用位移控制的方式施加側(cè)向拉力，位移速率設(shè)定在每分鐘5 mm。為達(dá)到鋼管在純彎下?lián)锨臓顩r，本試驗(yàn)在距鋼管兩端三分之一管長(zhǎng)處施加側(cè)向拉力，使得鋼管中段受到純彎矩的作用。力量的施加為MTS試驗(yàn)機(jī)施加側(cè)向力于一H型鋼梁，此鋼梁再藉由兩端的螺桿施加等值側(cè)向力于鋼管上。為了防止施力點(diǎn)產(chǎn)生鋼管局部挫屈的現(xiàn)象，在鋼管上包覆橡膠墊。鋼管試體置放于兩端的基座上，鋼管兩端的端板與基座接觸點(diǎn)可自由滑動(dòng)，以確保兩端為輥支承。

鋼管上的加壓孔連接手控水壓幫浦，水注滿鋼管后，將水壓計(jì)安裝至注水孔上，作為讀取再行加壓時(shí)管內(nèi)水壓大小之用。為進(jìn)一步了解鋼管撓曲的行為，于距鋼管兩端三分之一管長(zhǎng)處及靠近中點(diǎn)的位置架設(shè)位移計(jì)以量測(cè)鋼管撓曲之后的變形量，并于鋼管的張力側(cè)、壓力側(cè)及頂端沿軸向黏貼應(yīng)變計(jì)，分別為應(yīng)變計(jì)SGT、SGC及SGN，以記錄試體的軸向應(yīng)變，此外，在頂端還加貼沿環(huán)向的應(yīng)變計(jì)SGH，以記錄鋼管的環(huán)向應(yīng)變狀態(tài)[2]。

2.2 試驗(yàn)步驟

(1)將MTS油壓致動(dòng)器水平安裝至反力墻上。

(2)將H型鋼梁與油壓致動(dòng)器以螺栓鎖緊固定。

(3)組裝輥支承鋼板與鋼管試體。

(4)將試體放置定位于兩基座上。

(5)安裝、架設(shè)位移量測(cè)儀器及資料擷取系統(tǒng)。

(6)將手控水壓幫浦接上加壓孔，開始注水于鋼管內(nèi)。

(7)水滿后，安裝水壓計(jì)于注水孔上并開始加壓。

(8)水壓達(dá)到預(yù)定值后，啟動(dòng)油壓制動(dòng)器，對(duì)試體進(jìn)行預(yù)拉試驗(yàn)，以檢驗(yàn)試驗(yàn)裝置與量測(cè)儀器是否無誤。

(9)檢驗(yàn)無誤后，以位移控制來施加側(cè)向力，并由資料擷取系統(tǒng)同步讀取試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

(10)觀察并記錄試驗(yàn)進(jìn)行時(shí)的鋼管撓曲行為。

(11)當(dāng)鋼管撓曲變位接近400 mm時(shí)，停止試驗(yàn)進(jìn)行。

3 試驗(yàn)結(jié)果

本試驗(yàn)對(duì)鋼管所能提供在施力點(diǎn)的側(cè)向變位最大可達(dá)400 mm，顧及儀器使用安全的因素，試驗(yàn)于施力點(diǎn)變位接近400 mm即停止。

試驗(yàn)開始后一段時(shí)間內(nèi)，由監(jiān)控的側(cè)向力-變位曲線得知試體處于彈性階段，當(dāng)側(cè)向力再逐漸增大后側(cè)向力-變位曲線顯現(xiàn)出其斜率逐漸變小，判斷鋼管已有局部降伏，達(dá)降伏撓曲強(qiáng)度后，側(cè)向力-變位曲線呈現(xiàn)約略等值的上升線，直至試驗(yàn)停止。

停止試驗(yàn)后，觀察試體發(fā)現(xiàn)：在將近400 mm的變位下，鋼管試體因徑厚比小，皆無明顯的破壞狀況發(fā)生，而有施加初始水壓的鋼管試體觀察水壓計(jì)上的讀數(shù)顯示試驗(yàn)停止后鋼管試體內(nèi)的水壓較初始水壓為小，應(yīng)為鋼管變形后的體積較原體積為大所導(dǎo)致。由MTS控制系統(tǒng)所顯示的載重-變位曲線得知，除試體P12SO外，其余試體均無強(qiáng)度下降的現(xiàn)象，此試體強(qiáng)度的下降乃因螺桿施力點(diǎn)鋼管產(chǎn)生局部挫屈現(xiàn)象而造成。為討論各試體的側(cè)向力-變位關(guān)系，將相對(duì)應(yīng)兩位移量測(cè)儀器所量取的鋼管側(cè)向變位取平均值，以資比較各試體的撓曲強(qiáng)度與行為[3]。

3.1 第一組試體

試體P08系列的側(cè)向力-變位關(guān)系及側(cè)向力-應(yīng)變關(guān)系，此組鋼管在試驗(yàn)停止后的最大側(cè)向力在60～70 kN之間，最大張應(yīng)變?cè)?0.009～0.016之間，顯示鋼管局部已達(dá)應(yīng)變硬化階段，環(huán)向應(yīng)變顯示環(huán)向應(yīng)力值變化不大；試體P08SP因試驗(yàn)儀器發(fā)生問題的緣故，僅位移至250 mm便停止，而有施加初始水壓的鋼管試體在試驗(yàn)停止后的水壓值在4.90～8.82 MPa之間。

3.2 第二組試體

試體P10系列的側(cè)向力-變位關(guān)系及側(cè)向力-應(yīng)變關(guān)系，此組試體在試驗(yàn)停止后的最大側(cè)向力在118～128 kN之間，最大張應(yīng)變?cè)?.015～0.023之間，顯示鋼管局部已甚為降伏，而有施加初始水壓的鋼管試體在試驗(yàn)停止后的水壓值在5.88～6.37 MPa之間。

3.3 第三組試體

試體P12系列的側(cè)向力-變位關(guān)系及側(cè)向力-應(yīng)變關(guān)系，此組試體在試驗(yàn)停止后的最大側(cè)向力在190～200 kN之間，最大張應(yīng)變?cè)?.021～0.025之間，而有施加初始水壓之鋼管試體在試驗(yàn)停止后的水壓值在7.35～7.55 MPa之間。

4 結(jié)果與討論

鋼管試體在側(cè)向力作用下，取試體P08SO為例，以等階段的側(cè)向力顯示其側(cè)向變位情形如圖1所示，在一開始的加載至52.5 kN之中，試體均呈現(xiàn)小幅的側(cè)向變位，但側(cè)向力在52.5～70 kN之間，側(cè)向變位大幅的增加，顯現(xiàn)鋼管試體已局部進(jìn)入塑性行為，其勁度大幅滑落[4]。

結(jié)果顯示以側(cè)向力-變位曲線求得試體的彈性勁度與塑性勁度，各組試體的彈性勁度約略相等，八吋、十吋與十二吋鋼管各組試體彈性勁度平均值的比值為1∶2.39∶3.63，其彈性勁度接近各組試體慣性矩的比值為 1∶2.2∶3.85。各組試體的塑性勁度與彈性勁度的比值范圍為3%至5%間。

根據(jù)各試體的側(cè)向力-變位曲線，以脫離線性范圍的第一點(diǎn)為降伏點(diǎn)，此時(shí)的側(cè)向力為Py，側(cè)向變位為yA˙˙，將Py乘上輥支承中心至側(cè)向力作用點(diǎn)的距離X ，即可求得降伏撓曲強(qiáng)度My,test，如下所示：

所求得的各試體降伏撓曲強(qiáng)度My,test、塑性撓曲強(qiáng)度M8yA˙˙。

由結(jié)果可知，在降伏撓曲強(qiáng)度方面，以各組試體的SO試體最高，而SP試體次之；而各組試體在8yA˙˙下，除試體P10SO外，其余各組試體的SO試體均擁有最高的彎矩容量，而SP試體次之，顯示無內(nèi)壓力的試體擁有較高的降伏撓曲強(qiáng)度及極限撓曲強(qiáng)度。

4.1 鋼管接合方式的影響

考慮相同內(nèi)壓力情況下，比較P-XX、P-XX-SP及P-XX-BW試體，由圖1、圖2可知在撓曲強(qiáng)度方面，八吋鋼管的強(qiáng)度大小是P08SP>P08BW>P08；十吋鋼管，強(qiáng)度大小順序不變，但P10BW與P10的極限撓曲強(qiáng)度極為接近；十二吋鋼管，強(qiáng)度大小依序?yàn)镻12SP>P12>P12BW，P12與P12BW 的強(qiáng)度亦差異不多。上述結(jié)果顯示套管焊接修補(bǔ)的鋼管的撓曲強(qiáng)度大于完整及對(duì)焊的鋼管，可見經(jīng)過套管焊接修補(bǔ)后，亦有助于鋼管極限撓曲強(qiáng)度的提升。且對(duì)焊鋼管的極限撓曲強(qiáng)度與直管的強(qiáng)度極為接近。據(jù)研究，鋼管對(duì)焊接合后所引起的環(huán)向收縮將會(huì)導(dǎo)致鋼管產(chǎn)生一環(huán)向的殘留壓應(yīng)力，而此一殘留壓應(yīng)力將會(huì)延緩鋼管試體降伏的產(chǎn)生，并提高鋼管的撓曲強(qiáng)度，但此殘留壓應(yīng)力的值卻會(huì)隨著鋼管尺寸的增大而減小，因此本試驗(yàn)的鋼管試體 P08BW 由于該環(huán)向殘留壓應(yīng)力的影響，導(dǎo)致該試體的撓曲強(qiáng)度大于試體P08，而隨著鋼管尺寸的漸增，環(huán)向殘留壓應(yīng)力的影響逐漸變小，故試體P10BW的撓曲強(qiáng)度雖仍大于試體P10，但已甚為接近，直至試體P12BW，該殘留應(yīng)力的影響更為微小，使得該試體撓曲強(qiáng)度低于試體P12。

圖1 試體 P08SO 側(cè)向變位圖

圖2 試體P08、P08SP及P08BW側(cè)向力-變位關(guān)系比較圖

4.2 管內(nèi)壓力的影響

于考慮管內(nèi)壓力有無的影響，比較SP系列及SO系列的試體，由結(jié)果可知，除試體P10SO外，無內(nèi)壓的鋼管試體其強(qiáng)度均大于施加內(nèi)壓的鋼管試體，故內(nèi)壓力會(huì)降低鋼管的極限撓曲強(qiáng)度。

5 結(jié)語

(1)相較于小地層變位易受損的管線接頭，API 對(duì)焊接合提供管線穩(wěn)定的撓曲強(qiáng)度與優(yōu)良的韌性行為。

(2) API 5L 鋼管在受到撓曲作用之后，其側(cè)向變位一開始維持彈性，隨著撓曲彎矩的增加，鋼管在進(jìn)入塑性行為之后，勁度大幅滑落，側(cè)向變位急遽上升，其塑性勁度與彈性勁度的比值范圍在3%～5%之間。

(3)地下管線由于長(zhǎng)期埋在地底下，可能會(huì)因銹蝕或其他外在因素而破損泄漏，除了一般的更換修補(bǔ)方式外，若考慮該地下管線必須維持原有的撓曲強(qiáng)度甚或提高，可采用全圓周套管焊接修補(bǔ)的方式，此一方式能夠有效維持鋼管的撓曲強(qiáng)度與變形能力。

(4)管內(nèi)壓力的存在，對(duì)鋼管撓曲強(qiáng)度將造成負(fù)面的影響，所以對(duì)于高壓地下管線應(yīng)定期監(jiān)控與檢測(cè)，以確保管線正常運(yùn)作。