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热时效对X80埋弧焊管变形能力的影响

发布时间:2014-02-27 19:34:24  

热时效对X80埋弧焊管变形能力的影响173

论文编号:奥斯坦德2009-089

热时效对X80埋弧焊管变形能力的影响

111

HidenoriShitamoto,MasahikoHamada,ShujiOkaguchi,

2234

NobuakiTakahashi,NoriyukiYamamoto,IzumiTakeuchi,andShusukeFujita

1.住友金属公司企业研究与发展实验室,日本兵库县尼崎市2.住友金属公司鹿岛制铁所钢管部,日本茨城县鹿岛市

3.住友金属工业有限公司,日本东京

4.住友金属管道有限公司技术部,日本玉县蕨市

曲线由拱顶型转变为吕德斯伸长型,因此普遍认为

引言:

APIX80钢级管线钢管的应用促进了管线运行压力的提高,因此对基于应变的管线设计(SBD)来说,有必要对X80埋弧焊管的应变能力进行测定。在对应变能力的测定中,热时效对屈服现象的影响便成为其重要因素。本次研究中,进行了全尺寸钢管弯曲试验和有限元分析(FEA),用以弄清热时效80钢级的UOE直缝焊管的应变能力的影响;对于X

并采用有限元分析法对应变能力与应变要求的相关性进行了研究。

80钢管的应变能力。吕德斯伸长热时效会改变X

型应力-应变曲线特性的管线钢管的应变能力并不

4-7]

是很好[。由于钢管防腐涂敷时对钢管进行了时

效,因此必须对热时效的影响进行评估。

本次研究中,对X80钢级、外径为610mm、公称

摘要:

管线钢管的应变能力备受关注与管线可能遇到

1]

的地面运动有关[。文献中提到的地面运动有多

5.6mm的钢管进行了精确评估。钢管横断壁厚为1

面的尺寸采用接触型坐标测量设备测得。表1给出了各项参数的最大值、最小值及平均值。钢管外径最大值与最小值间的差为2.9mm,相当于公称外径.48%;壁厚最大值与最小值的差为0.4mm,相的0

当于公称壁厚的2.56%。这种外径和壁厚的数据80埋弧焊管中是合理的。分布在X

表1 X80埋弧焊管外径和壁厚的测量值

平均值

外径(mm)610.4壁厚(mm)

15.9

最大值611.516.1

最小值608.615.7

最大值-最小值

2.90.4

种不同类型,地震波的传播是其中最常见的情

2]况[。土壤液化导致的侧向传播可能会引起大规

模的土壤断层位移。冻胀和融沉是北极地区常见的

3]情况[。要使用基于应变的管线设计(SBD)以保证

高压管线的安全性,就有必要弄清楚各种不同的地面运动强加到管线上的应力。土壤和管线间的相互作用也是重要因素之一。管线的应变能力并不单单由管线钢管决定,也与钢管弯头及钢管环向焊缝有80钢管降低了输气的成本,但是必关。虽然使用X

须对这种钢管的应变能力进行评估,以确保高压输气管线在轴向应力作用下的安全运行。热时效会使钢管的应力应变(S-S)特性发生改变,应力-应变

按图1所示,沿钢管纵向(L-向)以15°间隔在圆周上切取直径为8.9mm、长度为60mm的圆棒试样;沿钢管环向(C-向)以30°间隔在圆周上切取直

1742009管线技术国际会议论文

度均随热时效而增大。由于热时效后屈服强度的增量相当大,因而屈强比也随热时效而增大。热时效PI规范,屈之前和之后的环向的屈服强度均符合A

服强度与抗拉强度试验值的分布均在X80埋弧焊80管的合理分布范围内。图3和图4分别给出了X钢管在热时效前和热时效后的典型应力-应变曲线,可以明显看出:经过热时效,拉伸曲线由拱顶型

图1 取样位置及位置角θ定义

径为6.4mm、长度为35mm

的圆棒试样。

曲线转变为吕德斯伸长型屈服曲线。

表2 测得的机械性能参数值

平均

YS(MPa)

纵向

热时效前

环向

TS(MPa)

556729

最大576741-666762-676746-748786-

最小541717-641743-649718-716757-

最大-最小3524-2519-2728-3229-

采用三线圈的感应加热设备对钢管进行加热,以研究热时效对应变能力的影响。为了使应力-应变曲线形状发生明显变化,将热时效温度设定到280℃,高于常规环氧粉末涂敷工艺的加热温度(典型加热温度约235℃)[8]。在钢管纵向(L-向)壁厚中心设置一支K型热电偶,用以测量热时效过程,热时效条件的保中的温度。温度测量结果见图2持时间是5

分钟。

%)76.3Y/T比(YS(MPa)TS(MPa)

651755

Y/T比(%)86.2YS(MPa)

纵向

热时效后280℃保持5分钟

环向

图2 -热时效结果

TS(MPa)

667736

Y/T比(%)90.6YS(MPa)TS(MPa)

738776

%)95.1Y/T比(

对试样在热时效之前和之后所做的拉伸试验结果见表2。在热时效之前,对应于0.2%残余应变的屈服强度,即σ,在试样纵向的平均值是556MPa,0.2在试样环向的平均值是651MPa。试样纵向与环向的屈服强度值之间的差较大,也证实了钢管具有较强的各向异性。试样热时效之后的趋势也与此类似。无论是在纵向还是在环向,拉伸试验的屈服强

X80钢管弯曲试验:

为进行钢管弯曲试验,准备3根钢管并分别标记为A、B、C。对标上A、B的钢管进行热时效前的试验,并研究内部压力对钢管应变能力的影响;对标上C的钢管进行热时效后试验,以研究应力-应变曲线类型(吕德斯伸长型)

对钢管应变能力的影响。

图3 应力-应变曲线θ=90°(热时效前)

热时效对X80埋弧焊管变形能力的影响175

图4 应力-应变曲线θ=90°(热时效后)

钢管弯曲试验条件见表3,表中SMYS表示规定的最小屈服强度。

表3 钢管弯曲试验条件

内部压力标记热时效

%SMYSMPaA7220.3B3610.1C

280℃×5分钟

72

20.

图5 

钢管弯曲试验设备示意图

照片1 钢管弯曲试验设备

钢管弯曲试验设备示意图如图5所示,钢管长度为4880mm(8倍OD),力臂长度为2000mm。将钢管放置在以焊缝位置为中心的位置上,用液压千斤顶将钢管弯曲,并用测力传感器测量弯曲载荷。用线规来测量力臂冲程及力臂长度,并在力臂上装

设测角器来测量钢管的弯曲角度。用水对钢管进行内部加压,并在试验过程中进行压力调节,以保持规定的压力。在该设备中,由于钢管管端被封住,因而会因“端盖效应”而对钢管管体施加轴向压力。钢管弯曲试验设备外观如照片1

所示。

图6 钢管弯曲形成的力臂倾角

ω=ω

1+ω2(1)

式中:

ω

:弯曲角ω1、ω

2:

各力臂倾角照片2 钢管在弯曲试验过程中的变形情况

对弯曲角的定义见图6和公式1,用临界弯曲

1762009管线技术国际会议论文

表4 钢管尺寸及应力-应变曲线

钢管尺寸

外径(mm)壁厚(mm)热时效前热时效后

610.415.9/纵向图3图4/纵向

角,也就是弯矩最大时的弯曲角来对钢管的应变能力进行评估。

钢管在弯曲试验过程中的变形情况如照片2所示,在所有试验条件下,在钢管弯曲的初期,钢管都均匀变形;而后,钢管的受压侧会出现起皱现象。图7中钢管起皱处均用箭头标明。可以看出,起皱现象并未出现在钢管纵向的中心处,其起因则被认为

是受下文提到的钢管表面气孔的影响。

应力-应变曲线

有限元模型

图7 钢管弯曲试验结果

图7给出了钢管弯曲试验的结果及三个试验的对比情况。标记为A,B,C的钢管临界弯曲角分别为23.7°、15.7°和22.8°。对标记为A和C的试验钢管进行比较发现,两者的临界弯曲角相差不大。试验结果表明:在这种试验条件下,应力-应变曲线的形状对临界弯曲角的影响不大。标记为B的钢管临界弯曲角最小,在所有试验中,最大弯曲角均为产生泄露时的弯曲角。试验结果表明内部压力对临界弯曲角有很大影响,在这种试验条件下临界弯曲角都是产生泄露时的弯曲角。

钢管弯曲试验的有限元分析:

有限元分析条件

由于钢管弯曲试验中所用钢管的外径和壁厚分布范围较小,因此表1中测得的外径和壁厚的平均值可用于有限元分析[9]。将钢管环向的外径和壁厚设为固定值。在此分析中,假设钢管的材质为各向同性,不考虑其各向异性,并将在钢管纵向测得的应力-应变曲线用于有限元分析。表4列出了用于有限元分析的钢管弯曲试验的钢管尺寸及应力-应变曲线。

有限元模型及边界条件如图8所示。该模型是以8节点、三维立体元件为基础,并以此元件的一半为模型建立的。在此有限元分析中,将钢管弯曲试验中的屈曲发生处按图9和方程2定义为几何缺

陷[10]

图8 

有限元模型及边界条件

图9 有限元模型的几何缺陷

?λ=3.44?

??

δX=d2·sin(2π(Y+λ/4))·cos(α)·sin(α)?

λ?δY=0??d2(Y+λ/4)?

δZ=2·sin(

πλ)

·cos(α)·cos(α)(

2)式中:

λ

:Timoshenko波长d:纵向气孔的初始缺陷值r:内半径t:壁厚

δX,δY,δ

Z:从X,Y,Z三向原点的位移公式2中,虽然已知Timoshenko波长,但并不知道纵向气孔的初始缺陷值d。要想得到纵向气孔

热时效对X80埋弧焊管变形能力的影响

的初始缺陷值d,需在进行弯曲试验前,对试验管B进行测量,用千分尺测出外表面上气孔的纵向尺寸。受压侧气孔的纵向尺寸的测量值及测量区域如图10所示。在钢管弯曲试验的屈曲发生处,Timoshen波长与气孔波长一致,d值为0.06%OD,因此,ko

在本次有限元分析中,将d值设为0.06%OD。

有限元分析结果与钢管弯曲试验结果的对比:用有限元分析的钢管弯曲试验过程中的变形情况如1所示。箭头指示点为钢管发生屈曲处。由图图1

可见,所分析的钢管变形趋势与照片2类似。

如图12所示,有限元分析(FEA)的结果与钢管弯曲试验的结果高度一致。由此证明,即使在未考虑材质各向异性的试验条件下,用有限元分析法仍可以精确得出临界弯曲角的值。

用有限元分析法对X80埋弧焊管变形能力的研究:

如上所述,用有限元模型可以模拟出钢管的变

177

形情况。于是开发了一种大口径钢管的有限元模型,用于研究不同壁厚、应力-应变曲线及内部承压的X80埋弧焊管的应变能力。用有限元分析法计算出由土壤液化引起的应变要求,并将其与钢管的应变能力进行对比。

有限元分析条件,即外径为48inch(1220mm),被作为长距离输气管线中SBD评估的典型范例,其壁厚变化范围为18至30mm,内部压6%至72%SMYS。在热时效条件力变化范围为3

下,相应增加以下条件:时效温度及保持时间160℃×5分钟、屈服强度636MPa以及抗拉强度为766MPa。表5给出了用于钢管弯曲试验的有限元分析条件。有限元分析中所用的应力-应变曲线如图13所示,在热时效条件为160℃×5分钟时,曲线

形状为拱顶型。

图10 受压侧气孔纵向尺寸的测量值(试验管B

图11 有限元分析模拟的钢管弯曲过程中的变形行为(试验管A和B)

1782009管线技术国际会议论文

图12 有限元分析结果与钢管弯曲试验结果的对比

表5 钢管弯曲试验的有限元分析条件

外径

壁厚(mm)外径/壁厚

1821

48英寸(1220mm)

242730

67.858.150.845.240.

时效条件时效前

内压36%SMYS

中,将钢管中心处按图14所定义为几何缺陷,并将d值设定为0.06%OD。轴向力在管线中的产生与多种因素有关。在本研究中,采用加到钢管管端横切面上的,按方程3所定义的外部轴向压力来计算由管线内部压力产生的泊松效应[11]。

在此有限元分析中,用受压侧的压缩应力取代弯曲角来计算钢管的应变能力。压缩应力计算的标准长度为2440mm(2OD),用方程4对压缩应力进行计算。

Pe=νσθ

式中:

Pe:外部轴向压力:泊松比ν

:环向应力σθ

2D=ε

式中:

2D:规定长度上的压缩应力ε

D:钢管外径

规定长度两端的弯曲角ω2D:L规定长度G:

Dω2D

2LG

(4)(3)

280℃×5分钟48%SMYS0%SMYS160℃×5分钟6

72%SMYS

图13 有限元分析采用的应力-应变曲线

有限元模型:有限元模型及边界条件如图14所示,该模型是以8节点、三位立体元件为基础,并以此元件的四分之一为模型建立的。在此有限元分析

热时效对X80埋弧焊管变形能力的影响179

图14 有限元模型及边界条件

有限元分析法得出的X80钢管的应变能力

图15示出了壁厚分别为18和30mm的钢管弯曲力矩与压缩应力的关系,图中所示的内部压力变6到72%SMYS。在所有示例中,临界压化范围为3

缩应力均定义为最大弯曲力矩,随内部压力升高而增大,且受壁厚影响较大。尤其是当热时效条件为280℃×5分钟时,当壁厚为18mm时,钢管在弹性形变后立即达到临界压缩应力值;而当壁厚为30mm时,临界压缩应力值却产生显著变化。

临界压缩应力与内部压力的关系如图16所示,8~30mm。在热时效前和热图中钢管壁厚范围为1

时效条件为160℃×5分钟时,应力-应变曲线均为圆拱形,曲线趋势在性质上和数量上的也几乎相同。在热时效条件为280℃×5分钟时,应力-应变曲线变为吕德斯伸长型,曲线趋势也与上述2次热时效时不同,而且随着壁厚的增加,内部压力对临界弯曲角的影响越发显著。

用有限元法估算的X80管线因土壤液化产生的应力要求:对由土壤液化导致的钢管变形情况进行归纳并非易事,因为任何特定条件下,土壤运动和钢管变形间的条件都不同。因此,按照日本燃气协会(JGA)的高压输气管道防震设计导则,要估算出管线的临界应变能力,应假设在管线侧面土壤的最大位移量为3米。该导则是在过去相关经验及一些补充试验的基础上建立的。图17给出了坡地上水平土壤运动的示意图。当地面位移为3米时管线的8。变形情况的图解见图1

由土壤液化引起的地面位移为3米时,X80埋弧焊管的内部压力与计算出的压缩应力间的关系如图19所示。计算出的压缩应力(应变要求)随内部

压力增加而增加,随壁厚增加而减小。应变能力与应变要求的比较

本次研究中,为确定应变能力与应变要求间的与因液化导致而关系,将钢管的临界压缩应力(εC)计算出的压缩应力的比值定义为应变比。应变比与内部压力的关系如图20所示,图中钢管的壁厚范围为18至30mm。在两种热时效条件下———也就是60℃×5分钟这两种未经热时效与热时效条件为1

情况下,分析结果显示应变比与内部压力的关系趋势相似。如果钢管壁厚较小,即使内部压力改变应0mm,当内部变比仍保持不变。如果钢管壁厚为3

压力增大时应变比反而减小。如果钢管的壁厚为21mm或更厚,就具有一定的安全系数用以抵抗由土壤液化引起的地面位移。

在热时效条件为280℃×5分钟的情况下,与其它两种热时效条件下相比,应变能力的值相对较小。对于壁厚较小的钢管,即使内部压力改变,应变比仍4mm或更厚,应变比保持不变;如果钢管的壁厚为2随内部压力的增加而增大。应变比与内部压力的关系趋势与其它两种热时效条件时有所不同。如果钢管的壁厚为27mm或更厚,就具有一定的安全系数用以抵抗由土壤液化引起的地面位移。

结论:

为研究热时效对X80埋弧焊管应变能力的影响,对钢管进行了几次弯曲试验,并对有限元分析模型进行了准确度确认。之后,采用有限元分析法对大口径钢管的形变度进行了探究。

1802009管线技术国际会议论文

图15 48inchODX80埋弧焊管(壁厚18及30mm)的压缩应力ε2D与弯曲力矩M

间的关系

图16 外径48英寸X80埋弧焊管内部压力与临界压缩应变εC间的关系

热时效对X80埋弧焊管变形能力的影响181图17 

坡地因土壤液化而产生的地面位移

图18 

用有限元分析计算由土壤液化引起的管线形变

图19 外径48英寸X80埋弧焊管的内压与计算出的由土壤液化引起压缩应力ε’C

间的关系

图20 外径为48inchX80埋弧焊管的内部压力与应力比ε’εC/C间的关系

  经过280℃×5分钟的热时效处理,X80埋弧焊管的应力-应变曲线类型由拱顶型曲线转变为吕德

斯伸长型;

即使经过热时效处理,临界弯曲角的变化量

也很小;

尽管吕德斯伸长型应力应变曲线的应变能力小于拱顶型曲线的应变能力,但随着内部压力和壁厚的增加,

两者的应变能力值会变为相等。

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