3.2.2  全尺寸爆破实验（Full-Scale Burst Test）简介

全尺寸实验的费用昂贵，周期长。实验过程中要求系统地变化压力、管径、壁厚、强度以及韧性等变量，因此实验操作难度大，重复次数多。国内做过水压爆破实验，高压输气管道实验尚无先例。目前已知的实验数据来源有意大利CSM的钢制管道实验、美国西南研究院的PE管道实验、加拿大一美国联盟管道实验和日本HLP组织实验。

全尺寸爆破实验一般设有一根有预制裂纹的低韧性钢管在管段中部作为起裂管，两侧焊接钢管的韧性沿裂纹扩展方向递增排列。裂纹从起裂管向两侧扩展，停止扩展部位的钢管韧性就是设定运行条件下的管线止裂所需的韧性。断裂扩展速率在低韧性的起裂管开裂后测量。

全尺寸实验使用甲烷、空气或者氦气作为压力介质。实验分为地上管线和埋地管线两种。由于按照原来的止裂预测方法己经不能保证现代高强度高韧性管线的延性断裂止裂性能，20世纪80年代美国天然气协会AGA委托包括美国SwRI和意大利CSM在内的多家机构进行了合作研究，试图得到一种理论上可靠，实验证明可行的防止管线延性断裂长程扩展的方法。

欧洲管线研究组织EPRG也在20世纪70年代进行的实物实验的基础上从1983年开始对高韧性的管线钢管进行了大量的实物实验，并于1995年公布了高强度管线钢止裂韧性推荐值，1996年制定的ISO 2183-3管线钢管技术条件采用了EPRG的推荐值。1985年日本几大钢铁公司联合进行了一次较大规模的实物实验，基于Maxey的双曲线法对实验结果进行了分析，得到了有价值的结论。

下面结合两次大规模全尺寸实验宝贵的完整数据对全尺寸实验测试情况进行说明，其中真实断裂速度与CVN韧性止裂预测是本文重点关注的对象。

3.2.1.1  北美联盟管道全尺寸爆破实验

北美联盟管道总投资30亿美元，由6家公司合资兴建，全长2627km，从加拿大的British Columbia到美国的Illinois，计划2000年投入运营。该管道设计输送能力为每天375×10⁵m³，主干线设计最大输送压力为12MPa，管径9l4mm；支线管径1067mm，最大设计压力为8.274MPa。

联盟管道的设计在几个方面都创造了新的世界水平：

高韧性管线钢管——CVN冲击韧性高于217J；

高的操作压力——最大操作压力12MPa；

富气输送——含15%乙烷，3%丙烷，天然气最大热值为44.2MJ/m³。

为了验证联盟管道Φ914和Φ1067钢管的止裂韧性，进行了两组全尺寸爆破实验，实验管段全长约366m，中间为9根11m长的实验样管，爆破实验时裂纹将在其中进行扩展。实验样管沿东西方向分别标为1E、2E以及1W、2W等，预制裂纹穿过1E和1W之间的环焊缝。第一次实验的示意图如图3-5所示。

表3-l给出了各实验管段的标准夏比冲击功以及按照实验工况用Maxey双曲线法预测的止裂韧性数值。

表3-l联盟管道爆破实验夏比冲击能量数值（单位：J)

钢管编号	第一次实验				第二次实验
	2W	1W	1E	2E	2W	1W	1E	2E
钢管东端冲击功	237	178	185	231	217	184	203	247
钢管西端冲击功	253	181	184	223	223	204	185	226
预测止裂冲击功	195				223

第一次爆破实验采用Φ914钢管，壁厚14.2mm，钢级X70，操作压力12MPa,实验温度23.8℃，天然气热值为44.6MJ/m³。

通过炸药爆破法，裂纹穿过1E和1W中间环裂缝，并在钢管顶端开始扩展。第一次爆破实验中实验断口均为韧性断裂，在样管1W中，裂纹沿轴向直线扩展，在样管1E中，裂纹沿轴向直线扩展将近钢管末端时，其扩展方向稍有倾斜，但在1W和1E中均未发生止裂。在1W样管的末端，裂纹穿过环焊缝直接进入2W样管中继续直线扩展约2m后转向并绕钢管环向扩展一圈后止裂，环向的一圈裂纹将实验管线分割成东西两部分。在1E样管的东端，在距离1E、2E环焊缝0.5m的地方，裂纹由轴向直线扩展转化为撕裂型剪断扩展，随后扩展进入2E样管（螺旋缝焊管）中，呈螺旋线沿2E样管向前扩展，裂纹扩展方向垂直于样管的螺旋焊缝，在裂纹螺旋状前进约4.25圈后止裂。

第二次爆破实验是为了模拟Φ1067钢管的止裂过程，由于实验设备不到位，最终仍采用功914钢管，壁厚14.2mm，钢级X70，操作压力12MPa，实验温度16.5℃。通过双曲线法判定止裂韧性与试图模拟的钢管相同。

实验二的断口均为剪切断裂，裂纹扩展长度为33.6m。由于1W和1E冲击功低于预测的止裂冲击韧性，因而裂纹均沿1W和lE轴向直线扩展并分别进入2W和2E样管，最后在2W和2E样管中止裂，如图3-6所示。

在2E样管中，裂纹直线扩展约4.5m后开始转弯沿螺旋线扩展。当遇到直焊缝后又产生一个二次裂纹，二次裂纹沿直焊缝扩展约1m后也开始转向沿螺旋线扩展。当主裂纹第二次遇到直焊缝时，先沿直焊缝扩展lm多长然后转向扩展并随即止裂。

第二次爆破实验是为了模拟Φ1067钢管的止裂过程，由于实验设备不到位，最终仍采用功914钢管，壁厚14.2mm，钢级X70，操作压力12MPa，实验温度16.5℃。通过双曲线法判定止裂韧性与试图模拟的钢管相同。

实验二的断口均为剪切断裂，裂纹扩展长度为33.6m。由于1W和1E冲击功低于预测的止裂冲击韧性，因而裂纹均沿1W和lE轴向直线扩展并分别进入2W和2E样管，最后在2W和2E样管中止裂，如图3-6所示。

在2E样管中，裂纹直线扩展约4.5m后开始转弯沿螺旋线扩展。当遇到直焊缝后又产生一个二次裂纹，二次裂纹沿直焊缝扩展约1m后也开始转向沿螺旋线扩展。当主裂纹第二次遇到直焊缝时，先沿直焊缝扩展lm多长然后转向扩展并随即止裂。

断裂扩展全程将压力传感器采集的压力数据与上述断裂扩展速度绘制成压力一速度曲线，根据Maxey双曲线法做出了止裂韧性的预测。在考虑Leis修正(3-9式）的基础上，该预测与实验结果吻合良好。

3.2.1.2  日本HLP组织实验

1978年，日本钢铁学会（ISIJ）成立了高强度输送管HLP(High-strength Line Pipe）专业研究委员会。该组织在1978-1983年间进行了七次全尺寸爆破实验，其中五次在Kamaishi（釜石，编号A1、A2、A3、Bl、B2)，两次在BGC（英国天然气公司，British Gas CoMPany，编号Cl、C2）。

实验材料是经控轧（Controlled-Rolled）或调质（Quenched and Tempered)工艺制造的APIX70管，直径1219mm，壁厚18.3mm。A和B系列实验采用空气作为压缩气体，实验温度在3℃到12℃之间。C系列实验采用天然气（富气）,实验温度为-5℃。实验用管道气压除C2外均为11.6MPa,C2采用10.4MPa。

每段钢管长约10m，每组实验采用7段管材环缝焊接，并在每端焊上壁厚为26.67mm的蓄气管，全长约150m。实验管段置于地下l.3m深处，除蓄气管外的部分回填上砂子。实验外观形貌如图3-7所示。

裂纹的爆破源是一条500mm长沿轴向切割的穿透裂纹，设置在裂纹起始管CIP(Crack Initial Pipe）的中心，两侧管段按南北方向分别标号为S3、S2、S1和Nl、N2、N3。在裂纹扩展期间，测量了裂纹扩展速率、压力降低和应变变化。

实验采用了大量不同韧性的钢管，按照一定的顺序排列。

A系列实验中，裂纹沿夏比冲击能量CKV值约为50J的起裂管CIP，依次穿过韧性值递增排列的钢管。各管段的大致韧性值是在每次爆破实验后经过精心研究确定的。A3中Sl到S2是唯一的例外；

B系列实验中，起裂管两侧同一方向的管段韧性值大致相同，是为了研究两根全长范围内具有相同CKV值的管子的裂纹扩展行为，两侧夏比冲击功预设为120J和150J。另外，B系列实验中起裂管CIP的韧性较高（C_KV约90J)，长度较长（约16m)，以减轻起裂过程对实验段的影响；

在C系列实验中，因压缩气体为多种成份的天然气，在开裂减压时将引起相变，阻碍了气体的逸出，使止裂变得困难，因而普遍选用了高韧性钢管。

管道排列顺序和各段对应的夏比冲击功C_KV、标准DWTT功D_S和预开裂DWTT功D_P如表3-2所示。

表3-2日本HLP管道爆破实验各段CVN与DWTT吸收功（单位：J）

实验号	实验温度	类目	S3	S2	S1	CIP		N1	N2	N3
						S	N
A1	+12	材质	控轧	控轧	控轧	控轧		调质	调质	—
		CKV	202	140	83	51		92	188	—
		DS	7050	7920	5230	2650		4510	8820	—
		DP	4210	5120	3590	2070		3160	4610	—
A2	+3	材质	控轧	控轧	控轧	控轧		控轧	控轧	控轧
		CKV	196	139	119	45		108	169	275
		DS	6760	6170	5980	2760		6250	9090	1077
		DP	4210	3850	3790	2270		4200	4580	582
A3	+8	材质	控轧	控轧	控轧	控轧		调质	调质	控轧
		CKV	209	103	127	51		122	153	202
		DS	5120	4430	6270	2530		424	758	8820
		DP	3650	3110	4150	1940		3310	4490	4660
B1	+6	材质	—	控轧	控轧	控轧	控轧	控轧	控轧	—
		CKV	—	126	124	76	79	155	156	—
		DS	—	5170	6040	4080	4200	7350	7460	—
		DP	—	4250	4230	3030	3180	4430	4470	—
B2	+12	材质	—	控轧	控轧	控轧	控轧	调质	调质	—
		CKV	—	145	118	93	99	125	129	—
		DS	—	7350	4840	5340	4800	5560	5660	—
		DP	—	4270	3390	3430	3320	4200	4020	—
C1	-5	CKV	341	260	244	203		208	206	324
		DP	—	—	—	3990		—	—	—
C2	-5	CKV	—	—	338	186		232	237	—
		DP	—	—	—	5180		—	—	—

在全部七次HLP实验中，裂纹扩展与止裂的情况如图3-8所示。

在图3-8的所有实验中，裂纹以全延性方式向实验管两端呈轴向扩展，并突然转向周向，随即止裂。这表明管道本身的韧性导致止裂。

3.2.3  速度观测结果

在全尺寸爆破实验中，可以根据记时线记录的数据计算裂纹沿钢管轴向的扩展速度。图3-9和3-10分别在联盟管道第一次和第二次实验的断裂速度曲线。

从图中可以看到，在裂纹长度不超过三倍管道直径的超始扩展阶段，因钢管内的气压来不及释放而裂纹加速较快；

在裂纹扩展长度相当于第四个管道直径长度的范围内，钢管裂口张开，气体压力迅速衰减，直至与裂纹扩展速度达到平衡，此阶段断裂速度先升后降；

随着裂纹的进一步扩展，扩展过程的参数包括裂纹扩展速度以及裂纹尖端的应力取决于钢管的断裂韧性。

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