管道体积型缺陷复合材料补强的试验模拟研究
发布时间：2021-04-15 03:37
为分析管道体积型缺陷屈服前后复合材料缠绕层分担载荷的差异,在材质为X60钢、外径为508mm、壁厚为8.7mm的管件上预制深厚比约为70%的体积型缺陷,并进行低压水压试验,分析缺陷及完整管壁在弹性阶段的应力分布特点。采用玻璃纤维复合材料补强管道缺陷再次进行试验,分析试验压力上升时,管道缺陷发生塑性变形的水压值及应变响应趋势;采用水压试验结果验证有限元模型的准确性后,应用数值模拟分析管件缺陷屈服前后复合材料作用的差异。研究表明:对含体积型缺陷的管道,缺陷区域在内压作用下形成局部弯矩;复合材料缠绕层可以有效抑制这一弯矩,使弹性阶段局部弯矩的最大降幅超过50%,提高了缺陷发生屈服的压力;缺陷区域屈服之后,复合材料缠绕层分担环向载荷,对缺陷管壁的局部鼓胀具有约束作用,使补强管道沿剩余壁厚的应力分布不均匀度降低,约为未补强管道的一半,提高了管道的承载能力。
【文章来源】：应用力学学报. 2020,37(05)北大核心CSCD
【文章页数】：8 页
【部分图文】：
补强管件的水压试验Fig.1Reinforcedpipeinthehydrostaticpressuretest
脂填料进行了压缩性能测试，结果表明其具有近似的弹性本构，弹性模量为2.3GPa，极限应力为99.7MPa，泊松比为0.4。为获得升压至11MPa以后的管件缺陷应力状况，数值模型在内压11MPa后，继续增压至15MPa。需要说明是，试验中所用的管件较短，重力造成的弯矩有限。试验管件注水前后的测试应变差小于5.0×10-5，因此有限元模拟中忽略了水和管材的重力。但在长输管线中，若管道重力引起地基沉降，则由此产生的弯曲应力不可忽略。4试验和模拟结果分析4.1补强管道试验应变的特征分析图4、图5为补强管道水压试验中各测点环向应变和轴向应变随内压的演化曲线。由弹塑性力学可知，在弹性阶段，管道环向应变随压力线性增加；在塑性阶段，环向应变随管道压力非线性快速增加，即在同样的压力增量下，塑性阶段的应变增幅更大。文献[1]对含体积型缺陷管件复合材料补强的研究亦有相同结论。由图4可见，缺陷中心的内压-环向应变曲线在内压为6MPa后开始呈非线性增长。图5中缺陷中心的内压-轴向应变曲线在6MPa时呈同样趋势，说明缺陷中心(即0号测点)在管件内压为6MPa时开始屈服。当内压超过6MPa后，0号测点的轴向应变随内压增长而下降。这是由于管道缺陷进入塑性后，应变值显著增大、泊松效应增强导致的结果[13]。1号测点与0号测点的内压-轴向应变曲线趋势相似，但其环向应变数值及曲线趋势均显示未屈服。这是由于1号测点位于缺陷上边缘完整管壁处，缺陷底部局部区域屈服后缺陷上缘并未屈服，弹塑性区域交界的特殊位置导致1号测点的轴向应变曲线较为特殊。图4测试环向应变-内压关系曲线Fig.4Curveoftestedcircumferent
辛搜顾跣阅懿馐裕?峁?砻髌渚哂?近似的弹性本构，弹性模量为2.3GPa，极限应力为99.7MPa，泊松比为0.4。为获得升压至11MPa以后的管件缺陷应力状况，数值模型在内压11MPa后，继续增压至15MPa。需要说明是，试验中所用的管件较短，重力造成的弯矩有限。试验管件注水前后的测试应变差小于5.0×10-5，因此有限元模拟中忽略了水和管材的重力。但在长输管线中，若管道重力引起地基沉降，则由此产生的弯曲应力不可忽略。4试验和模拟结果分析4.1补强管道试验应变的特征分析图4、图5为补强管道水压试验中各测点环向应变和轴向应变随内压的演化曲线。由弹塑性力学可知，在弹性阶段，管道环向应变随压力线性增加；在塑性阶段，环向应变随管道压力非线性快速增加，即在同样的压力增量下，塑性阶段的应变增幅更大。文献[1]对含体积型缺陷管件复合材料补强的研究亦有相同结论。由图4可见，缺陷中心的内压-环向应变曲线在内压为6MPa后开始呈非线性增长。图5中缺陷中心的内压-轴向应变曲线在6MPa时呈同样趋势，说明缺陷中心(即0号测点)在管件内压为6MPa时开始屈服。当内压超过6MPa后，0号测点的轴向应变随内压增长而下降。这是由于管道缺陷进入塑性后，应变值显著增大、泊松效应增强导致的结果[13]。1号测点与0号测点的内压-轴向应变曲线趋势相似，但其环向应变数值及曲线趋势均显示未屈服。这是由于1号测点位于缺陷上边缘完整管壁处，缺陷底部局部区域屈服后缺陷上缘并未屈服，弹塑性区域交界的特殊位置导致1号测点的轴向应变曲线较为特殊。图4测试环向应变-内压关系曲线Fig.4Curveoftestedcircumferentialstrain
【参考文献】：
期刊论文
[1]残余应力对含裂纹缺陷管道疲劳寿命的影响[J]. 马廷霞,轩恒,刘维洋,郭杨柳. 应用力学学报. 2018(05)
[2]穿越滑坡体埋地输气管道应力分析[J]. 黄坤,卢泓方,吴世娟,韩晓瑜,蒋艺. 应用力学学报. 2015(04)
[3]X60管线钢的本构关系及失效判据[J]. 马廷霞,杨永和,许震,李安军,唐愚. 重庆大学学报. 2014(08)
[4]基于双剪应力屈服准则的受内压管道爆破压力分析[J]. 祝晓海,庞苗,张永强. 应用力学学报. 2011(02)
本文编号：3138592
【文章来源】：应用力学学报. 2020,37(05)北大核心CSCD
【文章页数】：8 页
【部分图文】：
补强管件的水压试验Fig.1Reinforcedpipeinthehydrostaticpressuretest
脂填料进行了压缩性能测试，结果表明其具有近似的弹性本构，弹性模量为2.3GPa，极限应力为99.7MPa，泊松比为0.4。为获得升压至11MPa以后的管件缺陷应力状况，数值模型在内压11MPa后，继续增压至15MPa。需要说明是，试验中所用的管件较短，重力造成的弯矩有限。试验管件注水前后的测试应变差小于5.0×10-5，因此有限元模拟中忽略了水和管材的重力。但在长输管线中，若管道重力引起地基沉降，则由此产生的弯曲应力不可忽略。4试验和模拟结果分析4.1补强管道试验应变的特征分析图4、图5为补强管道水压试验中各测点环向应变和轴向应变随内压的演化曲线。由弹塑性力学可知，在弹性阶段，管道环向应变随压力线性增加；在塑性阶段，环向应变随管道压力非线性快速增加，即在同样的压力增量下，塑性阶段的应变增幅更大。文献[1]对含体积型缺陷管件复合材料补强的研究亦有相同结论。由图4可见，缺陷中心的内压-环向应变曲线在内压为6MPa后开始呈非线性增长。图5中缺陷中心的内压-轴向应变曲线在6MPa时呈同样趋势，说明缺陷中心(即0号测点)在管件内压为6MPa时开始屈服。当内压超过6MPa后，0号测点的轴向应变随内压增长而下降。这是由于管道缺陷进入塑性后，应变值显著增大、泊松效应增强导致的结果[13]。1号测点与0号测点的内压-轴向应变曲线趋势相似，但其环向应变数值及曲线趋势均显示未屈服。这是由于1号测点位于缺陷上边缘完整管壁处，缺陷底部局部区域屈服后缺陷上缘并未屈服，弹塑性区域交界的特殊位置导致1号测点的轴向应变曲线较为特殊。图4测试环向应变-内压关系曲线Fig.4Curveoftestedcircumferent
辛搜顾跣阅懿馐裕?峁?砻髌渚哂?近似的弹性本构，弹性模量为2.3GPa，极限应力为99.7MPa，泊松比为0.4。为获得升压至11MPa以后的管件缺陷应力状况，数值模型在内压11MPa后，继续增压至15MPa。需要说明是，试验中所用的管件较短，重力造成的弯矩有限。试验管件注水前后的测试应变差小于5.0×10-5，因此有限元模拟中忽略了水和管材的重力。但在长输管线中，若管道重力引起地基沉降，则由此产生的弯曲应力不可忽略。4试验和模拟结果分析4.1补强管道试验应变的特征分析图4、图5为补强管道水压试验中各测点环向应变和轴向应变随内压的演化曲线。由弹塑性力学可知，在弹性阶段，管道环向应变随压力线性增加；在塑性阶段，环向应变随管道压力非线性快速增加，即在同样的压力增量下，塑性阶段的应变增幅更大。文献[1]对含体积型缺陷管件复合材料补强的研究亦有相同结论。由图4可见，缺陷中心的内压-环向应变曲线在内压为6MPa后开始呈非线性增长。图5中缺陷中心的内压-轴向应变曲线在6MPa时呈同样趋势，说明缺陷中心(即0号测点)在管件内压为6MPa时开始屈服。当内压超过6MPa后，0号测点的轴向应变随内压增长而下降。这是由于管道缺陷进入塑性后，应变值显著增大、泊松效应增强导致的结果[13]。1号测点与0号测点的内压-轴向应变曲线趋势相似，但其环向应变数值及曲线趋势均显示未屈服。这是由于1号测点位于缺陷上边缘完整管壁处，缺陷底部局部区域屈服后缺陷上缘并未屈服，弹塑性区域交界的特殊位置导致1号测点的轴向应变曲线较为特殊。图4测试环向应变-内压关系曲线Fig.4Curveoftestedcircumferentialstrain
【参考文献】：
期刊论文
[1]残余应力对含裂纹缺陷管道疲劳寿命的影响[J]. 马廷霞,轩恒,刘维洋,郭杨柳. 应用力学学报. 2018(05)
[2]穿越滑坡体埋地输气管道应力分析[J]. 黄坤,卢泓方,吴世娟,韩晓瑜,蒋艺. 应用力学学报. 2015(04)
[3]X60管线钢的本构关系及失效判据[J]. 马廷霞,杨永和,许震,李安军,唐愚. 重庆大学学报. 2014(08)
[4]基于双剪应力屈服准则的受内压管道爆破压力分析[J]. 祝晓海,庞苗,张永强. 应用力学学报. 2011(02)
本文编号：3138592
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