陈宏远，封 辉，杨 坤，王 磊，高雄雄

(中国石油集团石油管工程技术研究院，石油管材及装备材料服役行为与结构安全国家重点实验室 陕西 西安 710077)

0 引 言

油气管道的基本设计准则是保证服役过程中，因内压产生的环向应力不超过管道的安全承压能力(一般为屈服强度乘以安全系数)，以此确保其服役安全。同时在大多数设计规范中，还通过限制轴向应力的方式来实现轴向载荷的设计，通常是将等效应力限制在90% SMYS(Specified minimum yield strength,规定最小屈服强度)以下。以上都是基于应力的设计方法，管道在设计条件下均处于弹性范围以内，不会发生塑性变形。还有一种方法，对于承受塑性变形的管道，通过限制其轴向应变来保证服役安全，这就是基于应变的管道设计方法。目前，基于应变的设计方法已经在包括海底管道在内的多种管道设计规范中获得应用[1]。

基于应变的管道设计方法对钢管和环焊缝提出了严格的要求。对于新建管道，可以通过设计、材料规格、采购和焊接工艺评定等方面的规定满足这些要求，例如CSA Z 662[2]的附录C的相关内容。近年来，一些基于应力设计的管道由于经历了地层运动引发了塑性应变，并在服役过程中发生失效。这个问题在国内外均受到了高度重视[3-4]，获得该类失效问题的定量分析结果也成为非常迫切的技术需求。但需要注意的是，对于需要做基于应变准则评估的在役管道，经常很难获得管道基于应变设计方法所需的全部数据和信息，而现行标准中的应变能力评估模型的适用范围有限，未必适合所有的管道参数。因此，有必要针对承受塑性应变的基于应力设计管道，开发适用的工程评估方法。

管道承受的应力值一般很难通过无损检测手段准确获取，但无论是在役管道还是失效管道，其应变/位移都非常容易通过监测、检测手段精确测量。同时，地层运动对管道作用，也往往是以位移控制载荷形势施加，因此使用基于应变的方法，可以直观的帮助进行地层运动引发的管道失效过程分析。

欧洲管道研究组织(EPRG)已经启动了一个研究项目[5]，以评估受轴向应变影响的基于应力设计管道的适用性，并开发相应导则。该项目涉及到了检验记录、焊缝金属断裂韧性和管体力学性能等数据的要求，并且编制了工作流程图，指导操作人员评估承受高应变的在役管道，进行分析，明确需要专门开展的工作。此外，PRCI也在进行着类似的工作，其目的主要是针对在役管道的应变能力，进行量化评估工具的开发[6]。

本文以某天然气管道环焊缝断裂的失效事故为例，介绍了使用应变分析手段，对地层位移作用下的管道环焊缝失效行为进行量化的方法。该管道强度为X80，现场环焊采用药芯电弧半自动焊接工艺，V形坡口。事故前由于持续降雨导致土体滑坡，造成管道环焊缝断裂。裂缝位置和管道的状态如图1所示。研究中，通过三维激光外形测量，获得事故管段的外形数据并获取变形主要参数。通过变形条件(位移形式施加的荷载)和材料参数(试验获得)作为主要条件，使用有限元方法获得失效过程中临界应变和临界应力的量化分析结果。

图1 管道环焊缝断裂位置

1 失效分析

截取失效环焊缝两侧的管段进行分析。两侧均为螺旋缝埋弧焊钢管，长度各约11 m。失效环焊缝完全断裂，经断口宏观检测，启裂点位于拉伸侧的9点位置，裂纹由根焊位置向外表面扩展至贯穿后，总体沿环焊缝环向扩展，如图2所示。启裂处断口呈现脆性特征。

图2 环焊缝断裂启裂位置

1.1 几何测量及模型重建

在对材料取样测试前，通过激光跟踪仪对失效管段进行外表面的测量，获得管道失效后的变形信息，该信息以外表面坐标点云数据表达。对点云数据进行处理，可以获得管段的CAD模型，从中可以提取量化的变形信息，为失效过程的分析提供依据。图3和图4分别为失效管段的点云数据和重建的CAD模型。图4显示，变形后管段的中间部位挠度达到178.8 mm。这意味着通过数值仿真手段，将失效管段施加同样的变形量，有望获得其失效时的临界应力和应变值。

图3 失效管段外形测量点云

图4 失效管段CAD模型中的挠度分析

1.2 变形量测量

对失效环焊缝附近管壁进行超声壁厚测量，测量位置为失效环焊缝附近环向均匀分布的12个方位，并分别距失效断口10、20、40和80 mm，共测量48个点的数据，如图5所示。图6和图7显示，壁厚在11.5～14 mm之间波动。在延性撕裂区壁厚减薄量非常明显，但在脆性断裂区域和启裂区域变化不显著。

图5 壁厚测量点

图6 壁厚测量结果

图7 壁厚减薄 vs. 时钟位置关系

1.3 力学性能测试

1.3.1 拉伸试验

依据ASTM E8进行管道纵向和环向的力学性能测试，在相邻的环焊缝上取样进行全焊缝金属拉伸试验[7]。管体纵向拉伸和环焊缝接头拉伸使用纵向条形试样，管体环向拉伸和全焊缝金属拉伸采用圆棒试样，见表1。

拉伸试验结果及标准值见表1，抗拉强度和屈服强度的结果符合API 5L对X80管线钢的强度要求。在环焊接头拉伸试验中同时用DIC测量，以此获得管体(点1和点2)和根焊位置(点3)的轴向应变。 管体和全焊缝金属的试验结果显示，焊缝屈服强度略有不足，如表1和图8所示。 虽然抗拉强度结果表明环焊缝强度高于管体，但图8(b)～(d)表明，根焊位置在拉伸过程中发生明显的应变集中。这也是导致根焊位置往往最先产生破坏的原因。

表1 力学性能试验结果

图8 环焊接头沿轴向的应变云图分布

1.3.2 冲击试验

依据ASTM E23[8]进行相邻环焊缝材料的夏比冲击试验，试验温度-10 ℃。表2为试样尺寸为10 mm×10 mm×55 mm的试样夏比冲击试验的结果。根据焊接工艺规范，夏比冲击吸收能量的最小值和平均值分别为80 J和60 J。样品试验值均符合标准要求。

表2 夏比冲击试验结果

1.4.3 硬度云图测试

为了表征环焊接头的强度分布特征，对相邻环焊接头区域整体进行硬度云图测试。测试的加载力为5 kg，测量点的间距为0.3 mm，如图9(a)所示。试验结果显示，虽然全焊缝金属的拉伸试验测得的抗拉强度略高于管体，但管体的硬度值普遍高于焊缝区域(尤其是根焊位置)，如图9(b)所示。因此，在根焊位置，焊缝金属表现出最明显的强度低匹配，这也是引发V型焊接接头根焊位置应变集中的原因。

图9 硬度云图测试

1.5 断口研究

将失效环焊缝启裂位置的断口试样切成小块，并用酒精和超声波清洗。并使用扫描电镜对图2中标记为1，2的启裂区域进行了观察。如图10，扫描电镜的测试结果表明，断口整体呈现典型的脆性断裂特征，并且在启裂位置的断口中未发现超标准的夹杂物。

图10 启裂区域的形貌分析

2 有限元分析

2.1 有限元模型

使用有限元模型对失效管段进行分析。图11表征的是50 m长度的失效位置附近的管线，采用二次管单元模型(3节点的二次管单元)建立有限元模型。

图11 管道模型示意

将管单元看作是具有24个节点的厚壁圆柱，在截面的内外表面及它们的中间位置，分布着24个节点，如图11所示。材料参数包括刚度、强度、密度、膨胀系数。

通过类似于套管的结构模拟土壤约束。套管和管道厚度分别为为0.5 m和真实的管道壁厚。 采用ITT(即管与管之间的相互作用)摩擦接触单元，在管道和套管之间模拟管-土作用。 图12说明了管道与套管之间的节点以及接触条件。套管内半径和管道外半径分别用a和b表示。数字为节点的序列号。t为切向，n为法向。

图12 节点和接触条件示意

图13显示了管道和土壤的有限元模型。土壤的性质定义依赖于经验和唯像分析确定。

图13 管道和套管的有限元模型

2.2 载荷和位移

使用应变分析准则作为有限元分析的基本思路：参照失效管段测量及建模分析结果，在环焊缝附近26 m的管道上施加位移约束，当管道应变量达到失效管段外形状态时，管道环焊缝上的载荷和变形也达到了失效时的状态，即分别为临界应力和临界应变，如图14所示。 位移控制荷载使套管表达的土壤约束所呈现的土体发生变形，产生反力。通过远端的管道引入两侧对失效管段的末端约束，同时远端管道自身不发生侧向的位移或变形。在上述模型中，对管道施加的位移控制载荷使管道变形达到测量获得的挠度时(中心点为178.8 mm，如图14所示)，获取失效环焊缝位置的轴向应变和应力，分别为0.57%和639 MPa，如图15所示。 这意味着在土壤引起的位移作用下，该失效管道的临界应变和临界应力分别为0.57%和639 MPa。

图14 有限元模型中的位移控制载荷

图15 临界应变和临界应变

3 分析与讨论

试验结果及相关证据表明，管道环焊缝因土壤引发的位移控制荷载发生了破坏。结合外形测量、试验研究，采用有限元分析获得了失效时的临界应变和应力，结果如下：

1.失效环焊缝断口形貌显示，在环焊缝一侧(弯曲的拉伸侧)发生断裂，断裂由内表面启裂，向外表面贯穿，然后以脆性断裂及延性撕裂方式沿周向扩展，直至环焊缝完全断开。

2.启裂区域没有明显的超标缺陷。

3.对相邻环焊缝的拉伸试验和硬度云图测试结果表明，焊接接头的抗拉强度符合标准要求，环焊缝的屈服强度和抗拉强度均为低匹配，夏比冲击功也高于标准值。

4.通过激光外形测量和模型分析，确定了失效管段的变形挠度约为178 mm。

5.在有限元分析中，通过使管道变形至失效管段样品的状态，可以得出失效环焊缝的临界应变和临界应力分别为0.57%和639 MPa。这说明失效环焊缝的强度符合625 MPa的标准，但变形已经进入了塑性阶段。

6.综合上述原因，管道失效的直接原因是管道受到位移形式的外部荷载作用，最终导致环焊缝超出塑性极限，发生断裂。