CN106547955A - 油气管道***失效判定方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种油气管道***失效判定方法，所述方法包括：S1、在π平面上的误差三角形中，通过Tresca轨迹边长与Mises轨迹弧长的调和平均构建出一直线轨迹，依据屈服应力分量特征确定出一调和平均屈服准则；S2、基于硬化型本构模型和应力应变场构建出基于调和平均屈服准则的***压力模型；S3、根据***压力模型计算***压力值，并与实际容许压力进行比较，若***压力值与实际容许压力的比值大于1，则判定油气管道未***失效，否则判定油气管道***失效。本发明通过给出准确的***压力预测模型，从而能够有效指导管道的选材、结构参数确定以及安全评估。

Description

油气管道***失效判定方法

技术领域

本发明涉及管道运输技术领域，特别是涉及一种油气管道***失效判定方法。

背景技术

管道运输是石油、天然气最经济、合理的运输方式，在国家经济、人民生活中发挥着不可替代的作用。因此，世界各国均对油气管道输送给予足够的重视并大力发展。然而，油气管道的失效会造成人员伤亡、重大经济损失和环境污染。随着管道的大量铺设，管道事故屡有发生，往往造成灾难性后果。

现代管道工程把安全性和可靠性摆到了首位，最早有文献记载的管道事故是1950年美国一条直径为762mm的管道在试气时发生破裂；而损失最惨重的是1989年前苏联乌拉尔山隧道附近的输气管道***事故，烧毁两列列车，伤亡1024人(其中约800人死亡)。在这之后又发生大量管道断裂事故。我国最大一次输油管道脆性断裂事故是1974年冬在大庆至铁岭输油管道复线进行气压试验时发生的，当时气温约为-25～-30℃，钢管材料为15Mn，***时环向应力接近最低屈服强度极限(SMYS)，断口几乎全部为脆性断裂，裂缝长约2km。最近一次的青岛输油管道特大***事故，造成62人遇难，136人受伤，直接经济损失7.5亿元。从以上灾难性输油管道***事故可以看出，对管线的设计和使用不当，轻则中断石油传输，重则威胁了人们的生命财产安全。

油气管道建设与安全运营要求科技人员必须对管道破坏机理和***失效特性进行深入研究。近年来，随着长输管线输送能力的不断提高，管线钢强度不断升级、输送压力和管线管径也相应提高，对管线的安全性要求也越来越高。因此，研究油气管道破坏的力学机理，提出与之相适应的理论预测模型，并基于模型指导油气管道的选材、尺寸设计以及安全评估具有重要的意义。

因此，针对上述技术问题，有必要提供一种油气管道***失效判定方法。

发明内容

有鉴于此，本发明的目的在于提供一种油气管道***失效判定方法，以保障油气管道的安全运行。

为了实现上述目的，本发明实施例提供的技术方案如下：

一种油气管道***失效判定方法，所述方法包括：

S1、在π平面上的误差三角形中，通过Tresca轨迹边长与Mises轨迹弧长的调和平均构建出一直线轨迹，依据屈服应力分量特征确定出一调和平均屈服准则；

S2、基于硬化型本构模型和应力应变场构建出基于调和平均屈服准则的***压力模型；

S3、根据***压力模型计算***压力值，并与实际容许压力进行比较，若***压力值与实际容许压力的比值大于1，则判定油气管道未***失效，否则判定油气管道***失效。

作为本发明的进一步改进，所述步骤S1中的屈服方程为：

当时，σ₁-0.222σ₂-0.778σ₃＝σ_s；

当时，0.778σ₁+0.222σ₂-σ₃＝σ_s；

其中，σ₁、σ₂、σ₃分别为主应力分量，σ_s为材料的屈服强度。

作为本发明的进一步改进，所述步骤S2中的硬化型本构模型为：

σ＝Kεⁿ；

σ_uts＝eⁿσ'_uts

其中，K是强度系数即产生塑性真应变为1时的真应力值；n是硬化指数；σ和ε分别代表在简单拉伸条件下的真应力和真应变，下标uts是极限抗拉强度，σ′_uts表示工程极限抗拉强度；σ_uts表示真实极限抗拉强度。

作为本发明的进一步改进，所述步骤S2中的应力应变场中，管壁主应变状态为：

其中，θ，r，z分别为管道周向、径向以及轴向，d是管道瞬时直径，_t是瞬时壁厚，d₀是初始平均直径，t₀是初始管道的壁厚。

作为本发明的进一步改进，所述步骤S2中的***压力模型为：

其中，n为硬化指数，t₀/d₀为初始厚径比，σ′_uts为工程极限抗拉强度。

作为本发明的进一步改进，所述步骤S2中还包括：

对***压力模型进行无量纲化，得到归一化的***压力模型。

作为本发明的进一步改进，所述步骤S2中归一化的***压力模型为：

作为本发明的进一步改进，所述步骤S1后还包括：

对调和平均的屈服准则进行屈服验证。

本发明的有益效果是：

本发明基于调和平均屈服准则开发出的***压力模型及其判定方法，能够有效指导管道的选材、结构参数确定以及安全评估。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术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中记载的一些实施例，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为本发明油气管道***失效判定方法的流程图；

图2为本发明一具体实施方式中π平面上的屈服轨迹示意图；

图3为本发明一具体实施方式中π平面上屈服准则的几何示意图；

图4为本发明一具体实施方式中平面上主应力分量σ₁的投影示意图；

图5为本发明一具体实施方式中屈服准则与实验数据对比曲线图；

图6为本发明一具体实施方式中***压力的实验验证曲线图。

具体实施方式

为了使本技术领域的人员更好地理解本发明中的技术方案，下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都应当属于本发明保护的范围。

参图1所示，本发明公开了一种油气管道***失效判定方法，该判定方法包括：

S1、在π平面上的误差三角形中，通过Tresca轨迹边长与Mises轨迹弧长的调和平均构建出一直线轨迹，依据屈服应力分量特征确定出一调和平均屈服准则；

S2、基于硬化型本构模型和应力应变场构建出基于调和平均屈服准则的***压力模型；

S3、根据***压力模型计算***压力值，并与实际容许压力进行比较，若***压力值与实际容许压力的比值大于1，则判定油气管道未***失效，否则判定油气管道***失效。

以下对本发明中油气管道***失效判定方法的各步骤进行详细说明。

如图2和3所示，π平面上Tresca轨迹上的偏差应力矢量沿着直线B′F由OB′变成OF，TSS轨迹上的偏差应力矢量沿着直线B′B由OB′变化至OB，Mises轨迹沿着从OB′变化至OD，三者在B′点时共线，该处偏差应力矢量模长相等。本节提出的调和平均(HA)屈服准则，其特点如下：在误差三角形FB′B中，调和平均的屈服轨迹为直线B′F长度与弧长的调和平均数。

因为图2中，σ₁、σ₂、σ₃分别为主应力分量，σ_s为材料的屈服强度，所以直线B′E的长度可按下式计算：

在直角三角形ΔB′FE中(如图3所示)，∠FB′E与FE有如下关系：

FE＝B′Esinα＝0.41766σ_s sinα (2)

在三角形ΔB′OE中，根据正弦定理可得：

在直角三角形ΔB′FO中，有下式成立：

将式(2)和式(4)代入式(3)并注意到sin²α+cos²α＝1，可得：

α＝∠FB′E＝12.22°；FE＝0.08839σ_s (5)

因此，可得：

以下是Haigh Westergaard主应力空间中A′E和B′E的推导过程。在π平面上主应力分量σ₁的投影如图4所示。由图4可得E点的应力状态如下：

假设A′E满足下面方程：

σ₁-ξσ₂-ησ₃-c＝0 (8)

注意到屈服时c＝σ_s、ξ+η＝1，将式(7)中的应力分量代入式(8)中可得：

ξ＝0.222；η＝0.778. (9)

将式(9)确定的系数回代至式(8)中可得：

当时，σ₁-0.222σ₂-0.778σ₃＝σ_s (10a)

同理，B′E的轨迹方程为：

当时，0.778σ₁+0.222σ₂-σ₃＝σ_s (10b)

优选地，本发明中还可进行屈服验证，具体如下。

引入Lode参数改写已有的Mises准则、TSS准则以及本发明提出的准则式(10a)和(10b)可得：

将以上各改写式与经典的实验数据进行对比，结果如图5所示。

由图5可见，TSS准则给出实验数据的上限，而Tresca准则给出下限；调和平均屈服准则位于Tresca结果与Mises结果之间，与实验数据吻合较好。因而，该位于合理区间的新准则可用于解析塑性力学问题。

硬化型本构模型：

发生塑性破坏时，描述管线用钢的应力—应变关系通常用幂率硬化曲线，即：

σ＝Kεⁿ (14)

式中K是强度系数即产生塑性真应变为1时的真应力值；n是硬化指数；σ和ε分别代表在简单拉伸条件下的真应力和真应变，这里e≈2.7183，下标uts(Ultimate TensileStrength)是极限抗拉强度，σ′_uts表示工程极限抗拉强度，即R_m或σ_b；σ_uts表示真实极限抗拉强度，工程抗拉强度由手册查到或实验测定。两者间存在下述关系：

σ_uts＝eⁿσ'_uts (16)

式中，应***化指数可按下式计算：

应力应变场：

受内压的两端封闭的无缺陷长管道，受如下应力状态：

σ₁＝σ_θθ，σ₂＝σ_zz，σ₃＝σ_rr. (18)

式中θ，r，z分别为管道周向、径向以及轴向。对薄壁管，壁中主应力状态可表示为：

式中d是管道瞬时直径，t是瞬时壁厚，p为管道内压。对埋于土中的油气管道，轴向应变通常很小，可被忽略(ε₂＝0)。注意到上式中σ₂＝(σ₁+σ₃)/2，故为平面变形状态。

管壁主应变状态表述为：

式中，d₀是初始平均直径，t₀是初始管道的壁厚。

基于调和平均屈服准则的***压力模型：

将式(19)代入式(10a)得到基于调和平均屈服准则的等效应力σ_e为：

对塑性大变形，假设体积不变，即ε₁+ε₂+ε₃＝0，由式(20)有：

ε₁＝-ε₃ (22)

由式(20)、式(22)可得：

根据Hill塑性功假设有：

σ₁ε₁＝σε＝σ_eε_e (24)

式中ε_e为依赖于调和平均屈服准则的等效应变。将式(22)代入式(24)得：

ε₁＝889ε_e/1000 (25)

将式(25)代入(23)得：

将式(26)、(21)代入式(19)的第一式得：

将式(15)代入(14)得：

式(28)代入式(27)得：

上式中，p随着ε_e先增大后减少，根据***失稳条件将式(29)求导、置零得：

将式(29)代入式(29)并整理得调和平均准则确定的***压力为：

式中，n为硬化指数，t₀/d₀为初始厚径比，σ′_uts为工程极限抗拉强度。上式表明管线***压力是材料硬化指数n，管线壁厚与外径比值t₀/d₀，材料强度极限σ′_uts的函数。上述推导过程表明，应***化指数对***压力的影响是在材料的本构模型中加以考虑的，即认为流动应力是等效应变和应***化指数的函数。

对式(31)进行无量纲化可得归一化的***压力表达式为：

本发明的调和平均屈服准则式(10a)和(10b)是准确计算***模型的依据，根据准则解析出的***压力表达式(31)或(32)是材料选型、结构参数确定以及安全评估的依据。

在本发明的一具体实施例中，管道材料为国内某厂轧制的X80管线钢。化学成分、轧制工艺，力学性能符合GB/T21317-2007要求，成品板厚22mm、宽3830mm、长12000mm。管线外径d₀为1219mm,t₀/d₀＝0.018，若直缝焊管，设西气东输主干线输送压力为12MPa；支干线为10MPa；按本发明给出计算式求解***压力，基本方法如表1。将表1参数代入式(31)，计算取实测数据均值，得到调和平均屈服准则求得的X80***压力为：

该压力与西气东输主干线输送压力比值为29.42/12＝2.45＞1；与支干线输送压力比值为29.42/10＝2.942＞1。

表1调和平均屈服准则计算的X80钢***压力

管线实际使用中，若本发明中提出的***压力值与实际容许压力的比值大于1，则管线可安全使用。上算例表明，本例中主干线和支干线管线能够安全使用。材料的选型、结构参数的确定可结合实际容许载荷和本发明的***压力模型进行设计。

采用本发明的解析方法，可同理获得以下基于Tresca、ASSY、MY、Mises以及TSS准则计算的归一化***压力表达式：

由图6可见，随着应***化指数的增加，归一化***压力增加；本发明的调和平均屈服准则预测的***压力值与实验数据吻合较好，因而能够有效指导选材、参数选择以及安全评估。

由上述技术方案可以看出，本发明基于调和平均屈服准则开发出的***压力模型及其判定方法，能够有效指导管道的选材、结构参数确定以及安全评估。

对于本领域技术人员而言，显然本发明不限于上述示范性实施例的细节，而且在不背离本发明的精神或基本特征的情况下，能够以其他的具体形式实现本发明。因此，无论从哪一点来看，均应将实施例看作是示范性的，而且是非限制性的，本发明的范围由所附权利要求而不是上述说明限定，因此旨在将落在权利要求的等同要件的含义和范围内的所有变化囊括在本发明内。不应将权利要求中的任何附图标记视为限制所涉及的权利要求。

此外，应当理解，虽然本说明书按照实施方式加以描述，但并非每个实施方式仅包含一个独立的技术方案，说明书的这种叙述方式仅仅是为清楚起见，本领域技术人员应当将说明书作为一个整体，各实施例中的技术方案也可以经适当组合，形成本领域技术人员可以理解的其他实施方式。

Claims (8)

1.一种油气管道***失效判定方法，其特征在于，所述方法包括：

S1、在π平面上的误差三角形中，通过Tresca轨迹边长与Mises轨迹弧长的调和平均构建出一直线轨迹，依据屈服应力分量特征确定出一调和平均屈服准则；

S2、基于硬化型本构模型和应力应变场构建出基于调和平均屈服准则的***压力模型；

S3、根据***压力模型计算***压力值，并与实际容许压力进行比较，若***压力值与实际容许压力的比值大于1，则判定油气管道未***失效，否则判定油气管道***失效。

2.根据权利要求1所述的油气管道***失效判定方法，其特征在于，所述步骤S1中的屈服方程为：

当时，σ₁-0.222σ₂-0.778σ₃＝σ_s；

当时，0.778σ₁+0.222σ₂-σ₃＝σ_s；

其中，σ₁、σ₂、σ₃分别为主应力分量，σ_s为材料的屈服强度。

3.根据权利要求1所述的油气管道***失效判定方法，其特征在于，所述步骤S2中的硬化型本构模型为：

σ＝Kεⁿ；

$K={\left(\frac{e}{n}\right)}^n{\mathrm{\σ}}_{uts}^{\′};$

σ_uts＝eⁿσ'_uts

其中，K是强度系数即产生塑性真应变为1时的真应力值；n是硬化指数；σ和ε分别代表在简单拉伸条件下的真应力和真应变，下标uts是极限抗拉强度，σ′_uts表示工程极限抗拉强度；σ_uts表示真实极限抗拉强度。

4.根据权利要求3所述的油气管道***失效判定方法，其特征在于，所述步骤S2中的应力应变场中，管壁主应变状态为：

${\mathrm{\ϵ}}_1={\mathrm{\ϵ}}_{\mathrm{\θ}\mathrm{\θ}}=ln\frac{d}{d_0},{\mathrm{\ϵ}}_3={\mathrm{\ϵ}}_{rr}=ln\frac{t}{t_0},{\mathrm{\ϵ}}_2={\mathrm{\ϵ}}_{zz}=0.;$

其中，θ，r，z分别为管道周向、径向以及轴向，d是管道瞬时直径，t是瞬时壁厚，d₀是初始平均直径，t₀是初始管道的壁厚。

5.根据权利要求4所述的油气管道***失效判定方法，其特征在于，所述步骤S2中的***压力模型为：

$p_b^{HA}={\left(\frac{500}{889}\right)}^{n+1}\frac{4t_0}{d_0}{\mathrm{\σ}}_{uts}^{\′};$

其中，n为硬化指数，t₀/d₀为初始厚径比，σ′_uts为工程极限抗拉强度。

6.根据权利要求5所述的油气管道***失效判定方法，其特征在于，所述步骤S2中还包括：

对***压力模型进行无量纲化，得到归一化的***压力模型。

7.根据权利要求6所述的油气管道***失效判定方法，其特征在于，所述步骤S2中归一化的***压力模型为：

$p_n^{HA}=\frac{p_b^{HA}{d}_0}{2t_0{\mathrm{\σ}}_{uts}^{\′}}=2{\left(\frac{500}{889}\right)}^{n+1}.$

8.根据权利要求1所述的油气管道***失效判定方法，其特征在于，所述步骤S1后还包括：

对调和平均的屈服准则进行屈服验证。