资料编号：[6034]
刚性固定管受横向冲击的实验研究
摘要
海洋平台和海底管路的管状结构经常会承受例如落下的物体和碰撞等意外载荷的作用。因此，为了确保管道的安全工作，我们应该调查管道受横向冲击的动态行为。其变形是一个重要的行为特征，所以我们用了一种实验程序来研究它。我们对大概70根管子进行了不同能量的落锤冲击试验，并且根据管子的外径分成了五组，外径分别是25mm、42mm、60mm、89mm、114mm。我们测量了落锤冲击的速度和管子的变形，并且采用了一种特殊的方法来确定管子的整体和局部变形。管子上下表面永久变形的特征是用这两个值得相对大小来评估。根据管子上下表面的变形，管子冲击截面和变形模型沿轴向的变形过程就可以清晰地描绘出来，这讲有助于建立一个完整地系统去评估管道在冲击载荷下地动态响应。我们还测量了其他参数，例如凹陷长度，为了更好的理解凹陷的改变，而且可以作为更多理论研究的基础。总而言之，根据冲击试验，我们提出了一种描述变形形状的方法，来解释实验中观察到的现象。基于文章中提到的变形模型，管道受横向冲击的动态响应机理可以通过集成的方法得到。
关键词： 管道；冲击试验；动态响应；变形模型
1 引言
钢管是一种海底管路和海洋平台像导管架平台或随动塔式平台等的基本结构单元，可能会意外地承受多种冲击载荷。举例来说，海底管道可能会遭受渔船的拖网渔具的冲击，这会对钢管造成不得不修复的严重凹陷和横向变形[1]。此外，海洋平台上沉重的物体在安装和工作时落下的横向冲击可能会损坏海底管道。在某些严重的情况下，裂纹会在海底管道上扩张，这会导致安全壳失效，使天然气泄漏到海水中[2]。根据英国健康与安全委员会PARLOC 2001（HSE 2003）和PRC，美国石油协会（1999，2000）报道的海底管道失效的数据，外部冲击是海底管道最主要的失效原因，对应有47%的海底管道由于外部冲击而失效[3,4]。因此，偶然的冲击载荷是海底管道安全评估的重要因素。这样，我们就有必要研究海底管道受横向冲击的变形模式。
海底管道的整体和局部变形已经被很多科研工作者研究，但是确定这两个值的大多数方法都是基于一些理论的猜测。我们迫切需要一种更切实际的方法去确定这两个值。另外，为了，更轻松地猜想其变形模式，我们要用一些能容易测量的参数去定性地解释整体变形和局部变形的比例。为了更好地描述整个管道的变形，横向的几何参数例如横截面形状和其过渡，应该考虑管道轴向的纵向参数的共同影响。
Jones[5]等对低碳钢管道受横向冲击做了实验研究。大约130根各种大小和尺寸的冲击试件被刚性固定，来进行实验，实验分析被呈现在参考文献[6]中。Chen和Shen[7]进一步地研究了其动力响应和能量吸收的阈值。Jones和Birch[8]对加压管道进行了冲击实验，获得了两种主要失效模式的极限冲击能量。Brooker[9]用挖掘机门齿对一系列管道进行了侵彻实验。在Brooker的工作中，发现在准静态加载中存在一种侵彻失效模式。Lu等[10]报告了空心管道和充水加压管道的穿孔失效模式的实验，确定了一个极限冲击能量。Palmer等[11]和Yang等[12]实验调查了管上管道的受冲击问题。Palmer主要研究了管道的凹痕和对混凝土的破坏，而Yang发现了导弹管受冲击最危险的位置。Yu[13]测量了小尺度管道模型的凹痕深度，通过局部伽遼金离散化方法发现结果具有很好的一致性。Zeinoddini等[14]研究了土壤填充管道的相关研究，比对数值和实验结果进行了比较。
以上提到的所有实验研究都调查了冲击行为的试验机理，是因为研究变形模式是研究管道的变形模式、冲击能量阈值和凹痕深度的基础。Thomas等[15]和Watson等[16,17]观察他们的实验，提出管道变形有三个阶段。Soares[18]忽略了管道的局部变形，对管道在不同边界条件下的整体变形进行了理论研究。Jones和Shen提出的截面形状[6]被Jones和Shen[7]进一步研究，并认为局部变形阶段继续进入到整体变形阶段。Arabzadeh和Zeinoddini[19]研究了加压管受横向冲击的截面形状和凹痕深度的规律。Dou和Liu[20]对管道在横向加载下的横向永久变形提出了计算和分析相结合的方法。梁分析[例如21,22]中的刚性完全塑性化方法经常被用于获得管道的大变形特征。Jones和Birch[23]对内部加压管道受低速冲击而产生横向位移和失效进行了研究。空心管受横向冲击的研究是进一步研究的基础。尽管这个领域内已经有很多人做过了研究，但是从实验中，仍然存在一些现象需要被解释，还可以从实验中总结更多结论，从而对冲击问题有更好的理解。而且，还可以调查很多参数，来建立一个描述管道变形的集成系统。
2. 实验过程和细节
2.1 试件管和实验装置
钢管的试验是在25 mm、42 mm、60 mm、89 mm和114mm的不同外径下进行的。管道的跨距与直径的关系为： ，管道的厚度为2 mm。试验管道的几何参数如表1所示。
使用落锤试验机对管道进行了动态冲击试验，如图1所示。钻机的有效高度为2.7 m，最大速度可达7 m/s。压头所在的升降箱重32 kg。落箱内可放置四块型煤，使落箱重量增加到约65kg，最大冲击能量约1600J。根据所需冲击能量，用电动升降机将落箱与压头一起提升到一定高度。通过关闭电磁铁，在计划高度释放升降箱和压头。
图2显示了在试验过程中用于提供管道完全夹紧边界条件的夹紧装置。为了夹住不同直径的管道，采用了半圆形钢垫片和多层垫片来限制两端的径向位移。钢塞插入两个边界位置的管道中。此外，在管道的两端打上孔，通过孔插入螺栓来限制两端的轴向位移。15楔形压头选用05Cr17Ni4Cu4Nb材料，以承受反复冲击，硬度55，屈服应力1080MPa。压头底部宽度为2.5mm，长度为200mm，比管道最大直径长得多。压头如图3所示。
表1 试件管几何尺寸
图2 夹紧装置
（左） 图1 落锤试验机 （右下）图3 楔形压头
2.2 静态拉伸试验
静态拉伸试验在万能试验机上进行。对于每组管道，沿轴向切割四个标准拉伸试样。直接从万能试验机获得的数据是力和位移，用于获得工程应力sigma;和应变ε。真实的应力和应变信息是通过，来计算的。C组管道的真实应力-应变曲线如图4所示。根据真实应力-应变曲线，材料性能如表2所示，包括屈服应力、极限应力和断裂应变。
这些管子是由同一种名义材料（Q235）制成的，但在实践中，材料性能有所不同，尤其是最小和最大的管子。因此，分析基于根据相应样品记录的实际材料值。
表2 各组管的材料特性
图4 C组管的真实应力应变曲线
2.3 动态冲击试验
在图1中的落锤试验机上进行了动态冲击试验。加速度数据由HBM公司的瞬态记录仪gen7t以100ks/s的采样率记录。使用光电开关测量冲击速度。研究了不同冲击能量、不同冲击速度（2 m/s～6 m/s）和不同压头质量（压块数量不同）下管道的动态响应。图5给出了冲击后夹紧管的布置。冲击位置示意图如图6所示。对所有五组管道的中跨位置（M）进行测试。另外，对D、E组管道进行了1/4位置（Q）和近支撑位置试验，动态试验不仅记录了冲击速度和冲击加速度，还测量了永久上下表面变形、凹痕长度和截面轮廓。
（左） 图5 管道的布置
（右） 图6 冲击位置的示意图
3. 实验结果
3.1 实验数据和现象
记录了每根管道的加速时历过程，部分结果如图7所示，显示了不同组的管道在不同位置受到冲击的情况。从这些数据来看，典型曲线平稳上升并急剧下降，特别是接近支撑点。当加速度为零时，冲击过程终止。过程中的冲击力可以通过加速度和压头质量相乘来计算。所有实验记录和测量的数据都列在附录中。
A组管道在不同冲击能下的实际变形如图8所示。随着冲击能量的增加，管道的变形变大，呈现出不同的模态。为了更好地显示管道在1/4位置和靠近支撑位置的冲击响应，应用另一个可视角度，从中可以清楚地看到凹痕，如图9所示。凹痕是直的，当冲击能量足够大时，凹痕会比直径延伸更长。
当管道从夹具上拆下时，沿着管道的位移（包括撞击位置的位移）在撞击后进行测量。该方法的图解如图10所示。使用两个直尺，水平直尺垂直于管道两端，垂直直尺可沿水平直尺滑动。将垂直尺的末端锐化，以测量凹痕处的位移。由于标尺的精度，可能的误差限制在1 mm以内。用同样的方法测量下表面的位移，方法是将下表面的管道倒过来面对直尺。
图8 跨中受冲击后的A组管
图7 材料的加速度时历曲线
图10 位移测量示意图 图9 1/4跨距和支撑处受冲击的D组管
3.2 实验数据预处理
B组管道在受到不同冲击能量冲击后的实际变形如图11所示。为了识别管道的不同变形模式，在轴向上测量了一系列点，以获得沿管道的位移。通过这些点拟合曲线后，B组管道沿轴向的变形如图12所示。从这两个图中，拟合曲线给出了整个管道变形的清晰轮廓。从这些图中可以明显看出，上表面轮廓包括直线和弯曲部分。下表面轮廓也显示了这一特征，但不太明显。通过对直形和弯形零件的轮廓测量，可以得到整体变形和凹痕深度。下一章将进一步讨论。
以冲击能量为横坐标，以冲击位置处的上表面永久变形为纵坐标，可以得到跨中位置受冲击的五组不同管道的散点图，如图13所示。同时，还测量了下表面变形，如图14所示。有趣的是，与上表面变形相比，D/H对下表面变形有很大的影响。为了总结更一般的结论，下一章将给出无量纲结果。
在不同冲击位置，不同冲击能量下的上表面永久变形如图15和16所示。从这些图中，上表面变形随着冲击能量的增加而增加。但在相同的冲击能量下，当冲击位置靠近支座时，变形较小。
三根管子在不同位置受冲击时的上表面变形剖面如图17所示。这三个管道在类似的冲击能量下，外形同时包含局部和全局变形。当冲击位置接近边界时，上表面轮廓的局部变形较大，即局部变形较大，而整体变形较跨中位置的变形较小。当冲击位置接近边界时，总永久变形较小，而总变形和局部变形对永久变形的贡献比例有所变化。
图11 B9M-B15M跨中受冲击后的B组管
图13 上表面永久变形与冲击能量的关系图
图12 B9M-B15M轴向变形形状
图14 下表面永久变形与冲击能量的关系图
图15 D组不同冲击位置的上表面永久变形 图16 E组不同冲击位置的上表面永久变形
图17 不同位置受冲击的变形轮廓
4. 讨论和分析
4.1 本实验的可靠性验证
在目前的实验中，测量和研究的参数比以前的工作要多，但为了验证目前的试验结果的可靠性，对以前的研究进行了比较。基于相似的边界条件和管道尺寸，对本实验的无量纲结果与Jones等人[5]的无量纲结果进行了比较，如图18所示。由于两个实验之间存在一些差异，如冲击能量范围、材料值和管道几何结构，因此使用了无量纲参数。
参考文献[5]的结果用填充符号表示，而本试验的结果是开放符号。
横坐标lambda;表示无量纲冲击能量，纵坐标表示无量纲上表面永久冲击位置处的变形。在这里，,其中，,,这样，最终的公式变为，, 与参考文献[5]中使用的相同。很明显，目前的测试结果与Jones等人[5]的结果是合理一致的，特别是在考虑详细实验安排中的潜在差异时。
为了进一步验证结果的可靠性，将本试验与Jones等人定义的另一个参数进行比较。[5]。在目前的测试中，，实际上是管道上下表面在撞击位置之间的距离。与[5]的实验结果的比较如图19所示，良好的一致性表明，在本研究中，上下表面变形的测量是可靠的。
图18 与Jones的实验结果中的上表面变形进行比较 图19 与Jones的实验结果中的进行比较
4.2 确定整体和局部变形
许多研究已经对受到横向冲击的管道的变
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