一种管道止裂预测用临界单位面积损伤应变能的确定方法

摘要

本发明公开了一种管道止裂预测用临界单位面积损伤应变能的确定方法，本发明通过拉伸试验获取不同圆弧缺口试样载荷-位移曲线最高点至断裂过程中单位面积上的损伤应变能值；利用有限元软件计算得到裂纹扩展速度等于气体减压速度时的单位面积损伤应变能值，利用管材单位面积损伤应变能关于应力三轴度的关系式和有限计算所得的单位面积损伤应变能、裂纹尖端应力三轴度，计算应力三轴度为0.33时管材的临界单位面积损伤应变能。当X90管材光滑圆棒试样所得单位面积损伤应变能大于等于该临界值时，管道出现裂纹后能自行止裂。本发明以常规光滑试样的临界单位面积损伤应变能值为止裂判据，便于实际应用，对保障X90高钢级管道的安全运行具有示范作用。

说明书

【技术领域】

本发明属于管道设计制造技术领域，特别涉及一种管道止裂预测用临界单位 面积损伤应变能的确定方法。

【背景技术】

为满足国民经济发展对天然气日益增长的需求，天然气管道正朝着高钢级、 大口径、高压力方向发展。高钢级、高压力天然气管道惠及国计民生的同时，一 旦发生事故，后果不堪设想，其中管道裂纹长程扩展是最不可接受的灾难性后果， 因此设计对钢管性能的基本要求是起裂后能迅速止裂。其中脆性开裂的止裂设计 可以通过控制管材的韧脆转换温度来实现，而裂纹延性扩展则需要通过提高管材 止裂韧性加以控制。

以管材夏比冲击功(CVN)为指标的裂纹延性扩展止裂设计是目前国际上普 遍采用的方法。对于重大管道或采用明显技术进步的管道(如西气东输二线)， 夏比冲击功最小要求值的确定是管线设计的重要研究课题。现有管材止裂性能设 计方法为首先采用半经验公式(如BATTLE双曲线法)确定CVN值，然后利用 气体全尺寸爆破试验验证或修正。

随着天然气管道钢级的提高，以CVN为管材指标的止裂预测公式在实际应用 中发现一些不足。首先，CVN值是否可以代表管道的真实韧性值得商榷。CVN 试验实际上是三点弯曲试验，试样缺口处存在较大弯曲应力，而实际大口径钢管 管壁裂纹沿轴向起裂及扩展时，管壁环向的拉伸应力远远大于弯曲应力。因此可 以认为CVN试样增加了裂纹尖端的约束，过低估计了管线钢的韧性值。第二， 现有止裂预测的半经验公式是否对高钢级管道有效值得探讨。国际上，止裂预测 半经验公式有BATTLE双曲线法(BTC)、AISI、British Gas等模型，其中BTC模 型应用最为广泛。该模型于上世纪70年代提出，是以当时低钢级管线钢实物爆 破试验的统计数据为依据，拟合得出的公式。该模型成功预测了不同工况条件下 X70及以下级别管线钢止裂所需CVN值，然而当钢级超过X80、压力超过10MPa 时，BTC方法预测的准确性急剧下降。

为了克服CVN为管材指标进行管道止裂预测的不足，现有止裂预测技术采用 了其他管材指标，如管材单位面积损伤应变能。该预测方法中，通过有限元模拟 计算得到临界的管材单位面积损伤应变能，然后对比管材实际的单位面积损伤应 变能，若前者大于后者，则不能止裂，否则可以止裂。

现有技术至少存在以下问题：(1)不同应力状态下，材料的损伤应变能不同， 尚未出现损伤应变能关于应力状态的函数描述；(2)对于X90管材，尚未确定 管材临界单位面积损伤应变能的确定方法。

【发明内容】

本发明的目的在于解决上述现有技术的问题，提供一种管道止裂预测用临界 单位面积损伤应变能的确定方法。

为达到以上目的，本发明采用所采用的技术方案包括以下步骤：

1)在管道上切取加工含不同圆弧缺口的横向圆棒试样，利用拉伸试验获取 不同试样的载荷-位移曲线、能量-位移曲线和单位面积损伤应变能G_s；

2)计算不同圆弧缺口试样的应力三轴度η，得到单位面积损伤应变能G_s关 于应力三轴度η的关系式；

3)建立含裂纹钢管有限元模型，通过有限元模拟得到含裂纹管道要求的单 位面积损伤临界值G_sp和该应力状态下的应力三轴度η_p；

4)根据单位面积损伤临界值G_sp、应力三轴度η_p和单位面积损伤应变能G_s关于应力三轴度η的关系式，计算光滑圆棒应力状态下(η＝0.33)的临界单位面 积损伤应变能值G_sc，将此作为X90钢管的临界止裂判据；当X90管材光滑圆棒 试样所得单位面积损伤应变能大于等于临界单位面积损伤应变能值G_sc时，管道 出现裂纹后能自行止裂。

本发明进一步的改进在于：

步骤1)中，单位面积损伤应变能G_s为从材料载荷-位移曲线最高点开始到 断裂发生期间内，圆棒断裂区域单位面积上的应变能累积值。

步骤1)中，单位面积损伤应变能G_s获取方法为：

在能量-位移曲线上获取试样断裂时的能量值以及载荷最大点对应的能量 值，将所述断裂时的能量值和载荷最大点对应的能量值的差值除以试样断裂部位 原始截面积，得到单位面积损伤应变能G_s值。

步骤2)中，利用下式计算不同圆弧缺口试样的应力三轴度η：

$\eta =\frac{1}{3}+ln(1+\frac{r}{2R})$

式中，r为试样截面半径，R为圆弧缺口半径。

步骤2)中，单位面积损伤应变能G_s关于应力三轴度η的关系式为：

G_s＝f(η)＝-1.864lnη+0.065。

步骤3)中，有限元模拟的具体方法包括：

(a)根据钢管的管径、壁厚、长度、密度、弹性模量、泊松比、屈服强度、 真实抗拉强度、真实均匀延伸率、真实断裂极限应变、输送介质的温度、压力、 定压比热容、定容比热容以及给定单位面积损伤临界值G_sp的假设值G₀，建立流 固耦合的钢管有限元模型，并在模型中预制初始裂纹；钢管有限元模型通过限元 软件ABAQUS建立；

(b)在给定单位面积损伤临界值G_sp的假设值G₀下计算管道裂纹扩展速度 V_f以及气体减压速度V_s；

(c)若管道裂纹扩展速度V_f大于气体减压速度V_s，则管道不能止裂，增大 单位面积损伤临界值G_sp的假设值G₀，使G₁＝G₀+ΔG_sp，继续进行有限元计算； 再次对比管道裂纹扩展速度V_f和气体减压速度V_s，不断调整单位面积损伤临界 值G_sp的假设值G₀，直到管道裂纹扩展速度V_f等于和气体减压速度V_s；反之， 若管道裂纹扩展速度V_f小于气体减压速度V_s，则单位面积损伤临界值G_sp的假设 值G₀，使G₁＝G₀-ΔG_sp，继续进行有限元计算，再次对比管道裂纹扩展速度V_f和气体减压速度V_s，不断调整单位面积损伤临界值G_sp的假设值G₀，直到管道裂 纹扩展速度V_f等于气体减压速度V_s，得到此时单位面积损伤应变能值作为单位 面积损伤临界值G_sp的终值；

(d)计算提取管道裂纹尖端的应力三轴度η_p，得到数据组(η_p，G_sp)。

步骤4)中，单位面积损伤应变能临界值G_sc确定的具体方法如下：

将η＝η_p代入所述G_s关于η的关系式，得到

G_sp,0＝f(η_p)

如果：G_sp,0≥G_sp

则取所述单位面积损伤应变能临界值G_sc＝f(0.33)；

如果：G_sp,0<G_sp

则取所述单位面积损伤应变能临界值G_sc＝f(0.33)+(G_sp-G_sp,0)。

对于规格为Φ1219×16.3mm、设计压力为12MPa的X90输气管道，临界单 位面积损伤应变能值G_sc值为2.13J/mm²。

与现有技术相比，本发明具有以下有益效果：

本发明确定了X90管材单位面积损伤应变能与应力三轴度的函数关系，基于 有限元计算，给出了管材临界单位面积损伤应变能的确定方法，以单位面积损伤 应变能为管材止裂新指标，代替现有管材指标夏比冲击功，克服了现有以夏比冲 击功为指标的止裂预测模型对高钢级管道预测不准的缺点。根据本方法，单位面 积损伤应变能可从管材拉伸试样中获取，无需进行冲击试验，简化了管材性能评 价试验。本发明基于损伤应变吸收能，利用拉伸试样预测管道止裂性能，对保障 管道安全运行有一定的示范作用，能够有效的避免高钢级、高压力天然气管道因 为开裂发生意外事故，保证了生命和财产的安全。

【附图说明】

为了更清楚地说明本发明实施例中的技术方案，下面将对实施例描述中所需 要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一 些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可 以根据这些附图获得其他的附图。

图1是本发明实施例提供的单位面积损伤应变能与应力三轴度之间的关系；

图2是本发明然气管道止裂预测的方法的流程框图。

【具体实施方式】

为使本发明的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合附图对本发明实 施方式作进一步地详细描述。

如图2所示，本发明提供一种X90高钢级天然气管道止裂预测用临界单位面 积损伤应变能的确定方法，包括以下步骤：

1)在管道上切取并加工含不同圆弧缺口的横向圆棒试样，利用拉伸试验获 取不同试样的载荷-位移曲线、能量-位移曲线和单位面积损伤应变能G_s；具体为：

所述单位面积损伤应变能G_s获取方法为：在所述能量-位移曲线上获取试样 断裂时的能量值以及载荷最大点对应的能量值，将所述断裂时的能量值和载荷最 大点对应的能量值的差值除以试样断裂部位原始截面积，得到G_s值。

2)利用下式计算不同圆弧缺口试样的应力三轴度η：

$\eta =\frac{1}{3}+ln(1+\frac{r}{2R})$

式中，r为试样截面半径，R为圆弧缺口半径。

得到所述G_s关于η的关系式为：

G_s＝f(η)＝-1.864lnη+0.065

3)建立含裂纹钢管有限元模型，通过有限元模拟得到含裂纹管道要求的单 位面积损伤临界值G_sp和该应力状态下的应力三轴度η_p；

有限元模拟的具体方法包括：

(a)根据钢管的管径、壁厚、长度、密度、弹性模量、泊松比、屈服强度、 真实抗拉强度、真实均匀延伸率、真实断裂极限应变、输送介质的温度、压力、 定压比热容、定容比热容以及给定G_sp的假设值G₀，建立流固耦合的钢管有限元 模型，并在模型中预制初始裂纹；所述钢管有限元模型通过限元软件ABAQUS 建立；

(b)在所述给定的G₀值下计算管道裂纹扩展速度V_f以及气体减压速度V_s；

(c)若所述V_f大于V_s，则管道不能止裂，增大G_sp假设值，使G₁＝G₀+ΔG_sp， 继续进行有限元计算，再次对比V_f和V_s，不断调整G_sp假设值，直到V_f等于V_s； 反之，若所述V_f小于V_s，则减小G_sp假设值，使G₁＝G₀-ΔG_sp，继续进行有限元 计算，再次对比V_f和V_s，不断调整G_sp假设值，直到V_f等于V_s。得到此时单位 面积损伤应变能值作为G_sp的终值；

(d)计算提取管道裂纹尖端的应力三轴度η_p，得到数据组(η_p，G_sp)。

4)根据所述G_sp、所述η_p和所述G_s关于η的关系式，计算光滑圆棒应力状 态下(η＝0.33)的临界单位面积损伤应变能值G_sc，将此作为X90钢管的临界止 裂判据。当X90管材光滑圆棒试样所得单位面积损伤应变能大于等于G_sc时，管 道出现裂纹后能自行止裂。

单位面积损伤应变能临界值G_sc确定的具体方法如下：

将η＝η_p代入所述G_s关于η的关系式，得到

G_sp,0＝f(η_p)

如果：G_sp,0≥G_sp

则取所述单位面积损伤应变能临界值G_sc＝f(0.33)；

如果：G_sp,0<G_sp

则取所述单位面积损伤应变能临界值G_sc＝f(0.33)+(G_sp-G_sp,0)。

下面以具体实验为例进行说明：

步骤一：在管道上切取并加工5组含不同圆弧缺口的横向圆棒试样，利用拉 伸试验获取不同试样的载荷-位移曲线、能量-位移曲线和单位面积损伤应变能G_s， G_s值见表1。

表1不同缺口圆棒拉伸试验结果

步骤二：利用公式计算不同圆弧缺口试样的应力三轴度η，得到管材G_s关于 η的关系式。所述计算圆弧缺口应力三轴度的公式为：

$\eta =\frac{1}{3}+ln(1+\frac{r}{2R})$

式中，r为试样截面半径，R为圆弧缺口半径。5组试验应力三轴度的计算结果如 图1中“实点”所示。所述G_s关于η的关系式为：

G_s＝f(η)＝-1.864lnη+0.065

该函数如图1中虚线所示。

步骤三：建立含裂纹钢管有限元模型，通过有限元模拟得到含裂纹管道要求 的单位面积损伤临界值G_sp和该应力状态下的应力三轴度η_p。利用商用有限元软 件ABAQUS建立管道有限元模型，各项参数为：管道外径1219mm、壁厚16.3mm、 长度(半模型)24m、密度7.8g/mm³、弹性模量210000MPa、泊松比0.3、屈服 强度675MPa、真实抗拉强度1675MPa、均匀延伸率0.053、断裂极限应变1.65、 输送介质的温度20℃、压力12MPa、定压比热容2.25kJ/(kg.K)、定容比热容1.74 kJ/(kg.K)以及所述单位面积损伤断裂吸收能临界值2.0J/mm²。初始裂纹半长度 设为200mm。计算后当裂纹扩展(如图1所示)速度V_f与气体减压波速度V_s相 等时，得到G_sp＝1.0J/mm²。并且提取裂纹尖端单元的应力三轴度η_p＝0.56。

4)根据所述G_sp、所述η_p和所述G_s关于η的关系式，计算光滑圆棒应力状 态下(η＝0.33)的临界单位面积损伤应变能值G_sc，将此作为X90钢管的临界止 裂判据。

将η＝η_p代入所述G_s关于η的关系式，得到

G_sp,0＝f(η_p)＝-1.864ln(0.56)+0.065＝1.146

由于：G_sp,0＝1.146≥G_sp＝1.0

故取所述单位面积损伤应变能临界值G_sc＝f(0.33)＝2.13J/mm²；由此可以确 定，当X90管材光滑圆棒拉伸试样的单位面积损伤应变能大于等于2.13J/mm²时，管道出现裂纹后可以自行止裂。

上述本发明实施例序号仅仅为了描述，不代表实施例的优劣。

本领域普通技术人员可以理解实现上述实施例的全部或部分步骤可以通过 硬件来完成，也可以通过程序来指令相关的硬件完成。

以上所述仅为本发明的较佳实施例，并不用以限制本发明，凡在本发明的精 神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护 范围之内。