馬劍林, 葛 華, 甄 瑩, 方迎潮, 蔣 毅, 崔富凱, 曹宇光

(1.中國(guó)石油西南管道公司,四川成都 610041; 2.中國(guó)石油大學(xué)(華東)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院,山東青島 266580)

管道作為油氣輸送最安全便捷的運(yùn)輸方式,是橫貫東西、縱穿南北的國(guó)家管網(wǎng)的重要組成部分[1]。隨著對(duì)天然氣需求的不斷增長(zhǎng)和市場(chǎng)需求的不斷擴(kuò)大,高鋼級(jí)管道的建設(shè)已經(jīng)進(jìn)入了高速發(fā)展階段[2-4]。作為管道主要的失效形式之一,裂紋起裂后通常伴隨有大范圍的長(zhǎng)程擴(kuò)展,極易引發(fā)嚴(yán)重的安全事故及災(zāi)難性后果[5]。因此,有效控制管道延性斷裂是天然氣安全輸送的核心,是保障中國(guó)能源輸送大動(dòng)脈的基礎(chǔ)。基于夏比沖擊功的Battelle雙曲線模型是延性斷裂止裂控制最經(jīng)典、使用最廣泛的方法[6]。該模型是根據(jù)大量早期管線鋼材料及試驗(yàn)數(shù)據(jù)校核并擬合獲得的,因此不適用于現(xiàn)代X70以上高韌性管線鋼。裂紋尖端張開(kāi)角(CTOA)[7-8]作為裂紋尖端局部特性的一種表現(xiàn),可以滿足高韌性、高強(qiáng)度管道鋼止裂韌性預(yù)測(cè)的需要,有望取代夏比沖擊功用于建立新的高鋼級(jí)天然氣管道止裂設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。為了準(zhǔn)確測(cè)試CTOA,研究者們開(kāi)發(fā)了多種實(shí)驗(yàn)室測(cè)試手段,然而,Shibanuma等[9]的試驗(yàn)結(jié)果表明實(shí)驗(yàn)室小尺寸試樣測(cè)得的CTOA無(wú)法直接用于管道設(shè)計(jì)。而利用全尺寸管道氣體爆破試驗(yàn)系統(tǒng)研究CTOA演化規(guī)律是不現(xiàn)實(shí)的,因此有必要選擇恰當(dāng)?shù)膿p傷模擬技術(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)管道韌性斷裂過(guò)程及斷裂韌性的模擬。其一是GTN模型,該模型在塑性材料軟化流動(dòng)和硬化行為的描述中引入微觀孔洞形核、生長(zhǎng)和聚集過(guò)程的數(shù)學(xué)近似,以實(shí)現(xiàn)對(duì)韌性材料軟化和破壞的模擬。楊禎[10]基于GTN模型對(duì)缺口拉伸試驗(yàn)和斷裂韌性試驗(yàn)進(jìn)行了模擬,表明GTN模型對(duì)含缺陷結(jié)構(gòu)延性破壞的研究非常有效,尤其是在相關(guān)試驗(yàn)非常困難或不可能的情況下。XFEM也是一種很有前途的方法,特別是Abaqus軟件中集成的基于牽引-分離黏性行為的XFEM方法,該方法可以實(shí)現(xiàn)任意路徑上離散裂紋的萌生和擴(kuò)展而無(wú)需對(duì)裂紋尖端區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格重新劃分[11]。張伯君[12]和Lin等[13]分別將XFEM用于含初始鑿槽缺陷的埋地管道和偏心拉伸下的周向裂紋管道裂紋擴(kuò)展模擬,從而證明了該方法在工業(yè)管道斷裂分析中的適用性。但仍有幾個(gè)問(wèn)題需要明確:一是如何通過(guò)簡(jiǎn)便方法校準(zhǔn)兩種模型的損傷參數(shù);二是由實(shí)驗(yàn)室試樣得到的校準(zhǔn)參數(shù)在不進(jìn)行進(jìn)一步調(diào)整的情況下是否可以用于管道結(jié)構(gòu)延性裂紋動(dòng)態(tài)擴(kuò)展的模擬;三是這兩種方法在分析CTOA演化歷程時(shí)是否具有良好的適用性和準(zhǔn)確性。針對(duì)這些問(wèn)題,筆者對(duì)X80管道鋼進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)單軸拉伸和三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)。然后利用有限元軟件Abaqus基于GTN和XFEM分別建立單邊缺口彎曲試樣(SENB)的三維有限元模型,模擬該試件延性裂紋的動(dòng)態(tài)擴(kuò)展過(guò)程。

1 材料性能試驗(yàn)

1.1 準(zhǔn)靜態(tài)單軸拉伸試驗(yàn)

借助數(shù)字圖像相關(guān)(DIC)方法進(jìn)行了單軸拉伸試驗(yàn),得到了X80管道鋼試樣拉斷過(guò)程中全場(chǎng)應(yīng)變分布及真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線,相關(guān)結(jié)果[3]已發(fā)表。由試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到材料彈性模量E為 206.04 GPa,屈服應(yīng)力σy為594 MPa。

1.2 三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)

為了確定GTN和XFEM各自損傷參數(shù),對(duì)取自X80管道的SENB試件進(jìn)行三點(diǎn)彎曲試驗(yàn),試樣尺寸如圖1所示,圖中，L、W和B分別為試件長(zhǎng)度、寬度和厚度，a和R分別為初始裂紋長(zhǎng)度和試樣壓頭半徑。試驗(yàn)后得到載荷-裂紋嘴張開(kāi)位移曲線。

圖1 SENB 試件尺寸示意圖(單位:mm)

2 有限元模型及其計(jì)算方法

2.1 有限元模型

在建模方面,考慮SENB試樣結(jié)構(gòu)和載荷的對(duì)稱性而通過(guò)幾何簡(jiǎn)化來(lái)降低模型自由度,對(duì)于GTN模型,可建立四分之一模型,初始裂紋以缺口的形式來(lái)表示;對(duì)于XFEM,由于長(zhǎng)度方向不能簡(jiǎn)化,因此建立二分之一模型,另需單獨(dú)創(chuàng)建一二維Part來(lái)表示初始裂紋面,將其沿試樣中心裝配以形成初始裂紋。兩種方法中試樣均被設(shè)置為變形體,而壓頭和支輥均被定義為解析剛體。

GTN模型對(duì)網(wǎng)格尺寸較為敏感,選擇0.1 mm的單元對(duì)裂紋擴(kuò)展區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格劃分[3];對(duì)于XFEM,0.25 mm的單元可以捕捉裂紋尖端區(qū)域附近的應(yīng)力集中和應(yīng)變梯度[14],二者均采用八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元(C3D8R)對(duì)試樣整體進(jìn)行網(wǎng)格劃分。依照試驗(yàn)設(shè)置邊界條件,對(duì)壓頭施加向上的位移載荷,約束其他自由度,支輥則固定全部自由度。相應(yīng)的有限元模型和邊界條件如圖2所示,統(tǒng)計(jì)得到GTN和XFEM中的單元總數(shù)分別為125 566和12 510。顯然,與XFEM相比GTN需要較大的內(nèi)存且需要大量的計(jì)算時(shí)間。

圖2 SENB試樣有限元模型及邊界條件

2.2 材料屬性

GTN細(xì)觀損傷模型中分析塑性損傷的關(guān)鍵在于正確識(shí)別給定材料的9個(gè)損傷參數(shù)：初始孔洞體積分?jǐn)?shù)f0、可形核二相粒子體積分?jǐn)?shù)fN、臨界聚合孔洞體積分?jǐn)?shù)fc、斷裂孔洞體積分?jǐn)?shù)fF、材料損傷參數(shù)q1、q2、q3，平均等效塑性應(yīng)變?chǔ)臢和標(biāo)準(zhǔn)差SN。與屈服軌跡和孔洞形核相關(guān)的6個(gè)參數(shù)建議取為固定值:q1=1.5,q2=1.0,q3=q12;εN=0.3,sN=0.1,fN=0.000 8。對(duì)于與失效時(shí)孔隙率有關(guān)的參數(shù)fF,當(dāng)其在0.1～0.25內(nèi)變化時(shí)對(duì)仿真結(jié)果幾乎無(wú)影響[15-16],將其取值為0.25[17-19]。此時(shí)僅需要確定參數(shù)f0和fc?；谠囁惴▽?duì)兩個(gè)參數(shù)進(jìn)行校準(zhǔn),反復(fù)調(diào)整參數(shù)取值并將模擬所得載荷位移曲線與試驗(yàn)曲線進(jìn)行對(duì)比,通過(guò)將試驗(yàn)和模擬所得曲線對(duì)比,如圖3所示,認(rèn)為當(dāng)f0=0,fc=0.02 時(shí)數(shù)據(jù)吻合最好。

圖3 f0和fc對(duì)載荷-裂紋嘴張開(kāi)位移曲線的影響

對(duì)于XFEM,控制該方法中裂紋萌生和擴(kuò)展的兩個(gè)主要參數(shù)分別為最大主應(yīng)力σmaxps和斷裂能GC,兩者也都將利用試算法進(jìn)行校準(zhǔn)[20]。根據(jù)不同鋼級(jí)管道鋼XFEM損傷參數(shù)的典型取值[21-22],研究σmaxps和GC對(duì)載荷-裂紋嘴張開(kāi)位移曲線的影響，見(jiàn)圖4。由圖4可知,當(dāng)σmaxps和GC取值分別為1 500 MPa和600 N/mm時(shí),模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合最好。

圖4 σmaxps和GC對(duì)載荷裂紋嘴張開(kāi)位移曲線的影響

將參數(shù)校正后的GTN和XFEM模擬所得載荷-裂紋嘴張開(kāi)位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較,見(jiàn)圖5。由圖5可知,兩種模型均很好地再現(xiàn)了損傷軟化引起的載荷下降。然而GTN和XFEM都不能很好地預(yù)測(cè)最大載荷,這可能是由于試件加工誤差或材料不均勻性引起的。

圖5 SENB試樣載荷裂紋嘴張開(kāi)位移曲線對(duì)比

3 結(jié)果與討論

3.1 延性裂紋擴(kuò)展行為

根據(jù)GTN和XFEM實(shí)現(xiàn)延性裂紋擴(kuò)展的不同原理,分別選擇3個(gè)特征時(shí)刻對(duì)兩種方法下裂紋演化歷程進(jìn)行描述,如圖6和7所示。GTN模型的3個(gè)特征時(shí)刻分別對(duì)應(yīng)于圖5中載荷裂紋嘴張開(kāi)位移曲線上的點(diǎn)a、b和c,XFEM的3個(gè)特征時(shí)刻則分別對(duì)應(yīng)點(diǎn)a′、b′和c′。

圖6 GTN模擬所得SENB試樣裂紋演化歷程

對(duì)于GTN模型,隨載荷增加,裂尖應(yīng)力集中程度逐漸增大。當(dāng)損傷單元的孔隙體積分?jǐn)?shù)達(dá)到臨界值fc時(shí),結(jié)構(gòu)內(nèi)部微裂紋和孔洞逐漸聚集合并,材料開(kāi)始失效,如圖6(a)所示。該時(shí)刻對(duì)應(yīng)于圖6中的a點(diǎn),說(shuō)明GTN模擬所得損傷起始點(diǎn)出現(xiàn)在載荷達(dá)到峰值之前。隨載荷繼續(xù)增加,孔隙體積分?jǐn)?shù)逐漸達(dá)到臨界破壞值fF,材料點(diǎn)處發(fā)生完全破壞。在Abaqus/Explicit中,一旦單元的所有材料點(diǎn)失效,該單元將會(huì)被移除,此時(shí),如圖6(b)所示,結(jié)構(gòu)將開(kāi)始出現(xiàn)裂紋。單元移除后試件橫截面上承載面積隨之減小,裂紋擴(kuò)展所需的荷載降低,因此載荷裂紋嘴張開(kāi)位移曲線出現(xiàn)下降趨勢(shì)。隨著位移荷載的持續(xù)增加,越來(lái)越多的單元達(dá)到損傷閾值,如圖6(c)所示,當(dāng)裂紋嘴張開(kāi)位移接近3.8 mm時(shí),最終裂紋產(chǎn)生。

對(duì)于XFEM,裂紋演化歷程可以描述為3個(gè)步驟:

(1)首先,當(dāng)?shù)谝恢鲬?yīng)力接近其臨界值σmaxps時(shí),最接近裂紋尖端的單元發(fā)生損傷,此時(shí)裂紋嘴張開(kāi)位移等于0.08 mm,對(duì)應(yīng)于圖7(a)。試樣在這時(shí)開(kāi)始出現(xiàn)黏結(jié)裂紋,但其承載面積不會(huì)減少,因此載荷-裂紋嘴張開(kāi)位移曲線在a′點(diǎn)之后繼續(xù)上升。

圖7 XFEM模擬所得SENB試樣裂紋演化歷程

(2)隨著外載荷繼續(xù)增加,黏性裂紋開(kāi)始擴(kuò)展,直至能量釋放率達(dá)到臨界值GC。隨之,部分黏性裂紋結(jié)合成真正的裂紋,原本真實(shí)的裂紋開(kāi)始在整個(gè)構(gòu)件上擴(kuò)展,但對(duì)應(yīng)的裂紋嘴張開(kāi)位移值僅為0.4 mm,說(shuō)明試件變形較小,如圖7(b)所示,仍具有抵抗外載荷的能力。因此在b′點(diǎn)附近載荷還未出現(xiàn)下降。

(3)最后當(dāng)裂紋嘴張開(kāi)位移接近3.8 mm時(shí),整個(gè)初始韌帶幾乎被裂紋穿透,試件發(fā)生大范圍屈服,逐漸喪失承載能力,如圖7(c)所示。

對(duì)比圖6和圖7可以看出,兩種模型的裂紋擴(kuò)展機(jī)制不同,其裂紋擴(kuò)展的關(guān)鍵時(shí)刻位于載荷位移曲線的不同位置,但裂紋尖端和試樣加載位置處的應(yīng)力集中均被很好地模擬,穩(wěn)定裂紋擴(kuò)展階段的大范圍屈服也得到了很好再現(xiàn),從裂紋演化歷程來(lái)看,GTN模型與試驗(yàn)結(jié)果更為接近。因此GTN模型和XFEM雖然都能用于大范圍屈服條件下含裂紋結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度分析,但前者較好地反映了裂紋的演化過(guò)程。

3.2 裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度與阻力曲線確定

裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度的試驗(yàn)測(cè)定直接基于圖像處理軟件分析DIC技術(shù)采集的圖片,GTN模型中的裂紋長(zhǎng)度通過(guò)計(jì)算被刪除單元的個(gè)數(shù)來(lái)確定。對(duì)于XFEM,裂紋可以穿過(guò)單元,選擇代表單元富集狀態(tài)的參數(shù)STATUSXFEM來(lái)計(jì)算裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度。圖8給出了試樣表面裂紋長(zhǎng)度試驗(yàn)和模擬值對(duì)比,試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)的誤差以圖中黑色誤差棒表示。

圖8 試驗(yàn)與模擬所得裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度對(duì)比

很容易看出,GTN模型的模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)更為一致,而XFEM所得結(jié)果整體偏大。對(duì)于試驗(yàn)和GTN模型模擬結(jié)果,當(dāng)位移大于1.5 mm時(shí),裂紋開(kāi)始萌生和擴(kuò)展,之后裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度隨位移載荷的增加幾乎呈線性增長(zhǎng)。GTN模擬得到最終裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度為2.4 mm,與試驗(yàn)測(cè)得的2.1 mm非常接近。對(duì)于XFEM,裂紋長(zhǎng)度演化曲線起始階段為數(shù)據(jù)急劇增加的區(qū)域,當(dāng)裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度大于1.3 mm后,該區(qū)域迅速轉(zhuǎn)化為漲幅較小的線性增加階段,最終確定裂紋長(zhǎng)度為3.5 mm,是試驗(yàn)結(jié)果的1.67倍。

(1)

式中,αCTOA為裂紋擴(kuò)展后瞬時(shí)裂紋尖端與裂尖后1 mm處上、下裂紋面上兩對(duì)稱點(diǎn)連線所成夾角,(°)。

如上所述,XFEM得到的裂紋長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于試驗(yàn)數(shù)據(jù)和GTN模擬結(jié)果,使用如圖9所示的雙x軸圖對(duì)CTOA的演化歷程進(jìn)行比較。對(duì)于試驗(yàn)而言,在裂紋萌生階段很難對(duì)CTOA進(jìn)行測(cè)定。當(dāng)裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度Δa>1 mm時(shí),試件表面裂紋擴(kuò)展便進(jìn)入穩(wěn)定階段,計(jì)算得到穩(wěn)態(tài)CTOA的平均值和標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為30.42°和3.26°,數(shù)據(jù)離散程度較高與裂紋尖端位置的不確定性和裂紋路徑的偏差有關(guān)。由圖9可知,基于GTN模型的CTOA演化規(guī)律與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。當(dāng)Δa>1 mm后,CTOA數(shù)值幾乎保持為定值,說(shuō)明裂紋進(jìn)入穩(wěn)定擴(kuò)展階段。由GTN模擬所得臨界CTOA為30.45°,僅比試驗(yàn)值高0.03°;計(jì)算所得標(biāo)準(zhǔn)差為0.35°,表明GTN模擬結(jié)果較試驗(yàn)相比更為穩(wěn)定。對(duì)于XFEM,從圖9來(lái)看,在裂紋擴(kuò)展初期,CTOA呈緩慢上升趨勢(shì),當(dāng)Δa> 2.2 mm后,裂紋進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)。對(duì)該階段CTOA進(jìn)行統(tǒng)計(jì),得到標(biāo)準(zhǔn)差為1.23°,說(shuō)明對(duì)于CTOA裂紋擴(kuò)展阻力曲線的模擬,XFEM比試驗(yàn)方法更加穩(wěn)定,但穩(wěn)定性較之GTN模型略差。XFEM模擬所得臨界CTOA為18.56°,該值僅為試驗(yàn)數(shù)據(jù)的三分之二,明顯低估了材料的抗斷裂性能。綜上所述,GTN模型和XFEM都能實(shí)現(xiàn)CTOA穩(wěn)定階段的模擬,但前者在數(shù)值上與試驗(yàn)結(jié)果更為接近。

圖9 試驗(yàn)與模擬所得CTOA對(duì)比

綜上所述,如果采用基于XFEM得到的CTOA裂紋擴(kuò)展阻力曲線來(lái)確定管道鋼的裂紋起裂韌性或止裂韌性,將具有較大的保守性,這可能會(huì)造成嚴(yán)重的材料浪費(fèi)和對(duì)管線的修復(fù)或更換帶來(lái)錯(cuò)誤指導(dǎo)。

3.3 基于CTOA的全尺寸管道斷裂韌性

考慮在分析CTOA時(shí)GTN模型良好的適用性和準(zhǔn)確性,利用該模型并結(jié)合基于SENB試樣校準(zhǔn)的損傷參數(shù)來(lái)模擬全尺寸管道的動(dòng)態(tài)斷裂擴(kuò)展過(guò)程?；贏baqus建立四分之一的管道有限元模型,管道外徑D為1 422 mm,壁厚t為27.7 mm,設(shè)置管道初始裂紋長(zhǎng)度等于管道外徑,管段總長(zhǎng)度設(shè)為6倍管道外徑,選用C3D8R單元對(duì)管道進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

除了選用合適的延性損傷模擬技術(shù)描述動(dòng)態(tài)斷裂外,管道動(dòng)態(tài)裂紋擴(kuò)展模擬中最大的挑戰(zhàn)在于復(fù)雜加載的實(shí)現(xiàn)。不考慮氣體與管道結(jié)構(gòu)變形之間的流固耦合過(guò)程,而是采用基于全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù)簡(jiǎn)化的壓力衰減模型對(duì)管道氣體減壓過(guò)程進(jìn)行近似。該方法需要將管道以裂紋尖端為界,將其劃分為前后兩個(gè)不同的加載區(qū)。裂紋尖端前區(qū)域認(rèn)為壓力不變,即始終等于裂尖壓力,裂紋后的壓力pb衰減近似為指數(shù)型函數(shù)表示為

(2)

式中,p0為裂尖初始?jí)毫?Pa;z為裂紋尖端后面的軸向坐標(biāo)。

根據(jù)Nonn和Kalwa[23]提供的管道全尺寸爆破試驗(yàn)數(shù)據(jù),設(shè)定初始?jí)毫?8.7 MPa。加載過(guò)程中設(shè)置初始內(nèi)壓隨計(jì)算時(shí)間線性下降,當(dāng)Δt=20 ms時(shí)下降至初始水平p0的40%。加載過(guò)程均通過(guò)用戶子程序VDLOAD在Abaqus/Explicit求解器中實(shí)現(xiàn)。管道有限元模型及加載示意如圖10所示。

圖10 管道有限元模型及邊界條件

圖11為裂紋擴(kuò)展至一定長(zhǎng)度時(shí)管道的整體變形和等效應(yīng)變分布情況。從圖11中可以看出,在內(nèi)部氣壓作用下管道明顯張開(kāi),塑性變形集中于裂紋張開(kāi)的襟翼上。變形后的管道襟翼顯示了移動(dòng)裂紋尖端后面的“波浪”狀,這是由裂紋尖端附近的塑性拉伸和隨后的徑向膨脹共同作用而形成的,該形貌與全尺寸管道爆破試驗(yàn)后管道形態(tài)接近,表明GTN模型適用于描述高鋼級(jí)管道鋼的動(dòng)態(tài)斷裂行為。

圖11 管道整體變形及等效塑性應(yīng)變分布云圖

圖12為有限元模擬所得裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度和裂紋擴(kuò)展速度隨時(shí)間的變化規(guī)律,二者均與文獻(xiàn)[23]中提供的試驗(yàn)數(shù)據(jù)存在一定偏差,但對(duì)于管道長(zhǎng)程裂紋擴(kuò)展,可以認(rèn)為誤差滿足工程需求。

圖12 裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度與裂紋擴(kuò)展速度

由于GTN模型提供了較為可靠的裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度和裂紋擴(kuò)展速度等數(shù)據(jù),因此可認(rèn)為從同一模型得到的CTOA也是可靠的。圖13為裂紋擴(kuò)展過(guò)程中CTOA演化規(guī)律。從圖13中可以看出,當(dāng)初始?jí)毫?8.7 MPa時(shí),CTOA起裂后很快由高值轉(zhuǎn)入一穩(wěn)定值,盡管裂尖處壓力隨時(shí)間線性下降,裂紋擴(kuò)展速度在裂紋擴(kuò)展至約1.5倍管徑時(shí)由穩(wěn)定裂紋擴(kuò)展速度290 m/s開(kāi)始減小,但CTOA始終保持定值,Shibanuma等[9]進(jìn)行的管道爆破試驗(yàn)得到了同樣現(xiàn)象,計(jì)算可得裂紋尖端張開(kāi)角為10.19°。

圖13 裂紋擴(kuò)展階段CTOA演化歷程

4 結(jié) 論

(1)GTN模型和XFEM的關(guān)鍵參數(shù)可以通過(guò)SENB試樣載荷-裂紋嘴張開(kāi)位移曲線進(jìn)行校準(zhǔn)。對(duì)于GTN模型,給定管道鋼材料一般僅需校準(zhǔn)兩個(gè)參數(shù)(f0和fc)。對(duì)于XFEM,σmaxps和GC是影響模擬所得裂紋擴(kuò)展行為和極限承載能力的兩個(gè)主要參數(shù),二者均與試樣承載能力呈正相關(guān)關(guān)系。

(2)當(dāng)前參數(shù)設(shè)置下GTN模型和XFEM模擬結(jié)果都很好地再現(xiàn)了損傷軟化引起的載荷下降,但對(duì)最大載荷的預(yù)測(cè)略有偏差;GTN模型所得裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度與試驗(yàn)結(jié)果非常接近,XFEM模擬結(jié)果約為試驗(yàn)結(jié)果的1.67倍;GTN模擬所得裂紋尖端張開(kāi)角僅比試驗(yàn)值高0.03°,而XFEM模擬所得裂紋尖端張開(kāi)角約為試驗(yàn)值的三分之二。GTN模型更適用于管道鋼材料斷裂行為與斷裂韌性的研究。

(3)通過(guò)簡(jiǎn)單試算法校準(zhǔn)的損傷參數(shù)無(wú)需進(jìn)一步調(diào)整可直接用于管道結(jié)構(gòu)斷裂性能模擬。GTN模型與氣體減壓模型相結(jié)合,能有效地描述天然氣管道變形特征、裂紋擴(kuò)展過(guò)程中CTOA獨(dú)立于下降的裂紋擴(kuò)展速度而保持定值的現(xiàn)象。