多口径高性能聚氯乙烯管道爆管试验与压力计算

doi:10.19491/j.issn.1001-9278.2025.09.015

中国塑料 ›› 2025, Vol. 39 ›› Issue (9): 93-100.DOI: 10.19491/j.issn.1001-9278.2025.09.015

多口径高性能聚氯乙烯管道爆管试验与压力计算

李伟¹(), 唐鹏飞²(), 潘栋³, 石拓⁴, 莫淑蓓⁵

^1.广西壮族自治区合浦公路养护中心，广西北海 536100
^2.广西大学土木建筑工程学院，南宁 530004
^3.广西交通工程检测有限公司，南宁 530004
^4.广西路建工程集团有限公司，南宁 530021
^5.广西机电职业技术学院，南宁 530007

收稿日期:2025-01-06 出版日期:2025-09-26 发布日期:2025-09-22
通讯作者: 唐鹏飞（1994-），男，工程师，从事塑料输送水管道失效分析和修复等研究， 1612526695@qq.com
E-mail:HEPULIWEI@163.com;1612526695@qq.com
作者简介:李伟(1971-)，男，工程师，从事市政、公路、桥梁工程养护技术等工作，HEPULIWEI@163.com
第一联系人：地址：北京市海淀区阜成路11号《中国塑料》杂志社
邮编：100048
基金资助:
交通运输行业重点科技项目(2022?ZD7?127);中国博士后科学基金面上项目“地区专项支持计划”(2023MD744182)

Burst tests and pressure calculations for PVC⁃UH pipes with various diameters

LI Wei¹(), TANG Pengfei²(), PAN Dong³, SHI Tuo⁴, MO Shubei⁵

^1.Guangxi Hepu Highway Maintenance Center，Beihai 536100，China
^2.School of Civil Engineering and Architecture，Guangxi University，Nanning 530004，China
^3.Guangxi Traffic Engineering Testing Co，Ltd，Nanning 530004，China
^4.Guangxi Road Construction Engineering Group Co，Ltd，Nanning 530021，China
^5.Guangxi Technological College of Machinery and Electricity，Nanning 530007，China

Received:2025-01-06 Online:2025-09-26 Published:2025-09-22
Contact: TANG Pengfei E-mail:HEPULIWEI@163.com;1612526695@qq.com

摘要/Abstract

摘要：

为了准确计算高性能聚氯乙烯（PVC⁃UH）管道的爆管压力，通过对4种中小口径的管道进行爆管试验，获得爆管压力，基于PVC⁃UH的材料特点对比了国内外常用爆管压力计算理论用于该管道的适用性和准确性，最后提出基于塑性变形准则的新方法。结果表明，由于材料的特性，用于计算金属类管道爆管压力的计算公式不完全适用于PVC⁃UH管；当采用PVC⁃UH材料的名义屈服强度作为计算参数时，宜采用TSSY准则、修正的Nadai、Bailey⁃Nadai、Welling⁃Uebing、Turner、Bailey、ASME、Barlow系列、最大应力准则、最大剪应力准则以及Zhu⁃Leis方法计算爆管压力；当采用真实断裂强度作为计算参数时，宜采用Tresca准则、Marin⁃2、Svenson、Bohm、API方法计算爆管压力；其中，采用名义屈服强度和真实断裂强度的平均值作为计算参数更合适；提出了0.4 %残余应变失效准则，该准则和两倍弹性变形准则表明，当PVC⁃UH管壁的环向应变达到1.7 %时，管道即发生破坏，从而提出了基于塑性变形的爆管压力计算公式，公式计算值与试验值吻合较好。

关键词: 聚氯乙烯, 管, 爆管压力, 计算对比, 塑性变形失效准则

Abstract:

In this study， the burst pressure calculation methods for PVC⁃UH pipes were investigated through experimental and theoretical analysis. Burst tests were conducted on four types of small⁃to⁃medium diameter pipes to evaluate the applicability and accuracy of various burst pressure calculation theories. Based on the material characteristics of PVC⁃UH， a new calculation method was proposed using a plastic deformation criterion. The results indicated that conventional metal pipe formulas were unsuitable for PVC⁃UH pipes. When using nominal yield strength as the calculation parameter， the TSSY criterion， modified Nadai， Bailey⁃Nadai， Welling⁃Uebing， Turner， Bailey， ASME， Barlow series， maximum stress guidelines， maximum shear stress guidelines， and Zhu⁃Leis method are appropriate. For true breaking strength， the Tresca criterion， Marin⁃2， Svenson， Bohm， and API methods are recommended. The most accurate results were obtained using the average of nominal yield strength and true fracture strength. A 0.4 % residual strain failure criterion was proposed， which demonstrated through twofold elastic deformation analysis that PVC⁃UH pipes fail at 1.7 % circumferential strain. The derived plastic deformation⁃based formula shows excellent agreement with experimental data， providing reliable technical support and theoretical basis for PVC⁃UH pipe burst pressure calculation.

Key words: poly（vinyl chloride）, pipe, burst pressure, calculation comparison, plastic deformation failure criterion

中图分类号:

TQ325.4

李伟, 唐鹏飞, 潘栋, 石拓, 莫淑蓓. 多口径高性能聚氯乙烯管道爆管试验与压力计算[J]. 中国塑料, 2025, 39(9): 93-100.

LI Wei, TANG Pengfei, PAN Dong, SHI Tuo, MO Shubei. Burst tests and pressure calculations for PVC⁃UH pipes with various diameters[J]. China Plastics, 2025, 39(9): 93-100.

图/表 12

图1 dn630t24试验管

Fig.1 Testing pipe of dn630t24

图2 管身应变片布置

Fig.2 Strain gauges arrangement of pipe wall

图3 统一强度理论的屈服面

Fig.3 The yield surfaces of the unified strength theory

公式名称	表达式	备注
Nadai	$P = 23 σ T S' l n k$	基于管壁全截面屈服和Mises准则，主要用于厚壁圆筒。 $k$ 为管道外内径比。
修正的Nadai	$P = σ T S' 3 n 1 - 1 k 2 n$	考虑材料硬化特性。
Bailey⁃Nadai	$P = σ T S' 2 n 1 - 1 k 2 n$	-
Marin⁃1	$P = 2.31 · 0 . 577 n t σ T S' D i$	考虑材料和管径，主要针对薄壁圆筒， $D i$ 和 $t$ 分别是管道内径和壁厚。
Marin⁃2	$P = 23 σ T S' 1 + n l n k$	主要针对厚壁圆筒。
Marin⁃3	$P = 2 t 3 n + 1 2 σ T S' D i$	主要针对厚壁圆筒。
Marin⁃Rimrot	$P = 23 σ T S' 1 + ε T S' l n k$	考虑材料名义拉伸应力应变及外内径比， $ε T S'$ 为 $σ T S'$ 对应的名义应变。
Soderberg	$P = 43 σ T S' k - 1 k + 1$	-
Faupel	$P = 23 σ Y S' 2 - Y T l n k$	考虑屈强比的半经验公式， $Y T$ 为材料名义屈强比， $Y T = σ Y S' / σ T S'$ ， $σ Y S'$ 为材料名义屈服强度。
Wellinger⁃Uebing	$P = 1.1 σ T S 1 + 2.4 ε T S l n k$	根据材料真实拉伸强度和应变， $σ T S$ 为材料真实拉伸强度， $ε T S$ 为 $σ T S$ 对应的真实应变。
Svensson	$P = σ T S' 0.25 0.227 + n e n n l n k$	根据材料硬化特性的半经验公式，e为自然常数。
Bohm	$P = σ T S 0.25 0.25 + n e n n 2 t D i 1 - t D i$	-
API	$P = 0.875 2 t σ Y S' D$	美国石油协会采用。
Turner	$P = σ T S' l n k$	-
Bailey	$P = σ T S' 2 n 1 - 1 k 2 n$	-
ASME	$P = σ T S' k - 1 0.6 k + 0.4, k ≤ 1.5 σ T S' k 2 - 1 k 2 + 1, k > 1.5$	美国机械工程师学会采用。
Barlow⁃1	$P = σ T S' 2 t D 0$	$D o$ 为管道外径。
Barlow⁃2	$P = σ T S' 2 t D i$	-
Barlow⁃3	$P = σ f l o w 2 t D i$	$σ f l o w$ 为流变应力， $σ f l o w = σ T S' - σ Y S' / 2$ 。
DNV⁃1	$P = σ f l o w 2 t D$	挪威船级社采用。
DNV⁃2	$P = 2 t D - t · σ T S' 1.15 · 23 = 2.01 t · σ T S' D - t$	$D$ 为管道公称直径。
Fletcher	$P = 2 t σ f l o w D i 1 - ε T S 2$	-
最大应力准则	$P = σ T S k - 1$
最大剪应力准则	$P = 2 σ T S k - 1 k + 1$

公式名称	表达式	备注
Nadai	$P = 23 σ T S' l n k$	基于管壁全截面屈服和Mises准则，主要用于厚壁圆筒。 $k$ 为管道外内径比。
修正的Nadai	$P = σ T S' 3 n 1 - 1 k 2 n$	考虑材料硬化特性。
Bailey⁃Nadai	$P = σ T S' 2 n 1 - 1 k 2 n$	-
Marin⁃1	$P = 2.31 · 0 . 577 n t σ T S' D i$	考虑材料和管径，主要针对薄壁圆筒， $D i$ 和 $t$ 分别是管道内径和壁厚。
Marin⁃2	$P = 23 σ T S' 1 + n l n k$	主要针对厚壁圆筒。
Marin⁃3	$P = 2 t 3 n + 1 2 σ T S' D i$	主要针对厚壁圆筒。
Marin⁃Rimrot	$P = 23 σ T S' 1 + ε T S' l n k$	考虑材料名义拉伸应力应变及外内径比， $ε T S'$ 为 $σ T S'$ 对应的名义应变。
Soderberg	$P = 43 σ T S' k - 1 k + 1$	-
Faupel	$P = 23 σ Y S' 2 - Y T l n k$	考虑屈强比的半经验公式， $Y T$ 为材料名义屈强比， $Y T = σ Y S' / σ T S'$ ， $σ Y S'$ 为材料名义屈服强度。
Wellinger⁃Uebing	$P = 1.1 σ T S 1 + 2.4 ε T S l n k$	根据材料真实拉伸强度和应变， $σ T S$ 为材料真实拉伸强度， $ε T S$ 为 $σ T S$ 对应的真实应变。
Svensson	$P = σ T S' 0.25 0.227 + n e n n l n k$	根据材料硬化特性的半经验公式，e为自然常数。
Bohm	$P = σ T S 0.25 0.25 + n e n n 2 t D i 1 - t D i$	-
API	$P = 0.875 2 t σ Y S' D$	美国石油协会采用。
Turner	$P = σ T S' l n k$	-
Bailey	$P = σ T S' 2 n 1 - 1 k 2 n$	-
ASME	$P = σ T S' k - 1 0.6 k + 0.4, k ≤ 1.5 σ T S' k 2 - 1 k 2 + 1, k > 1.5$	美国机械工程师学会采用。
Barlow⁃1	$P = σ T S' 2 t D 0$	$D o$ 为管道外径。
Barlow⁃2	$P = σ T S' 2 t D i$	-
Barlow⁃3	$P = σ f l o w 2 t D i$	$σ f l o w$ 为流变应力， $σ f l o w = σ T S' - σ Y S' / 2$ 。
DNV⁃1	$P = σ f l o w 2 t D$	挪威船级社采用。
DNV⁃2	$P = 2 t D - t · σ T S' 1.15 · 23 = 2.01 t · σ T S' D - t$	$D$ 为管道公称直径。
Fletcher	$P = 2 t σ f l o w D i 1 - ε T S 2$	-
最大应力准则	$P = σ T S k - 1$
最大剪应力准则	$P = 2 σ T S k - 1 k + 1$

表1 常用管道爆管压力计算公式

Tab.1 Commonly used calculation formula of burst pressure of pipe

表1 常用管道爆管压力计算公式

Tab.1 Commonly used calculation formula of burst pressure of pipe

公式名称	表达式	备注
Margetson	$P = 4 t D i 3 σ T S' e x p - 2 ε T S 1 + v s e c a n t 3$	考虑泊松比 $v$
Klever⁃Stewart	$P = 2 σ T S' t D o - t 12 1 + n + 13 1 + n$	-
Zhu⁃Leis	$P = 2 + 3 43 1 + 0.239 1 Y T - 1 0.596 4 t σ T S' D$	基于ASSY的修正公式

公式名称	表达式	备注
Margetson	$P = 4 t D i 3 σ T S' e x p - 2 ε T S 1 + v s e c a n t 3$	考虑泊松比 $v$
Klever⁃Stewart	$P = 2 σ T S' t D o - t 12 1 + n + 13 1 + n$	-
Zhu⁃Leis	$P = 2 + 3 43 1 + 0.239 1 Y T - 1 0.596 4 t σ T S' D$	基于ASSY的修正公式

表2 基于平均屈服准则的爆管压力计算公式

Tab.2 Calculation formula of burst pressure based on ASSY

表2 基于平均屈服准则的爆管压力计算公式

Tab.2 Calculation formula of burst pressure based on ASSY

图4 金属与PVC材料本构关系的对比

Fig.4 Comparison of constitutive relationship between metal and PVC

编号	试件型号	试件1	试件2	试件3	试件4	平均值
1	dn110t4.3	3.96	4.06	3.84	4.20	4.02
2	dn160t6.2	4.07	3.72	4.63	-	4.14
3	dn200t8.2	3.90	4.14	4.33	4.25	4.16
4	Dn630t24	3.85	4.23	-	-	4.04

表3 实验管道爆管压力 (MPa)

Tab.3 Bursting pressure of testing pipes

计算方式	DN110t4.3		DN160t6.2		DN200t8.2		M_e/%
计算方式	P/MPa	误差/%	P/MPa	误差/%	P/MPa	误差/%	M_e/%
试验值	4.02	-	4.14	-	4.16	-	-
TSSY	3.92	-2.5	3.89	-6.0	4.13	-0.7	3.1
Tresca	2.29	-43.0	2.27	-45.2	2.41	-42.1	43.4
Von Mises	3.00	-25.4	2.97	-28.3	3.15	-24.3	26.0
ASSY	2.64	-34.3	2.61	-37.0	2.78	-33.2	34.8
Nadai	4.55	13.2	4.55	9.9	5.08	22.1	15.1
修正Nadai	3.95	-1.7	3.95	-4.6	4.40	5.8	4.0
Bailey⁃Nadai	3.69	-8.2	3.69	-10.9	4.11	-1.2	6.8
Marin⁃1	3.12	-22.4	3.09	-25.4	3.29	-20.9	22.9
Marin⁃2	2.45	-39.1	2.45	-40.8	2.73	-34.4	38.1
Marin⁃3	3.12	-22.4	3.09	-25.4	3.29	-20.9	22.9
Marin⁃Rimrot	1.98	-50.7	1.98	-52.2	2.21	-46.9	49.9
Soderberg	4.49	11.7	4.49	8.5	5.08	22.1	14.1
Faupel	6.02	49.8	6.02	45.4	6.72	61.5	52.2
Wellinger⁃Uebing	4.12	2.5	4.12	-0.5	4.60	10.6	4.5
Svensson	2.44	-39.3	2.44	-41.1	2.72	-34.6	38.3
Bohm	2.49	-38.1	2.49	-39.9	2.66	-36.1	38.0
API	2.47	-38.6	2.44	-41.1	2.59	-37.7	39.1
Turner	3.94	-2.0	3.94	-4.8	4.40	5.8	4.2
Bailey	3.69	-8.2	3.69	-10.9	4.11	-1.2	6.8
ASME	3.91	-2.7	3.91	-5.6	4.37	5.1	4.5
Barlow⁃1	4.00	-0.5	3.97	-4.1	4.20	-1.0	1.9
Barlow⁃2	4.34	8.0	4.30	3.9	4.57	9.9	7.3
Barlow⁃3	3.64	-9.5	3.60	-13.0	3.83	-7.9	10.1
DNV⁃1	3.49	-13.2	3.46	-16.4	3.67	-11.8	13.8
DNV⁃2	4.36	8.5	4.32	4.3	4.50	8.2	7.0
Fletcher	6.38	58.7	6.32	52.7	6.72	61.5	57.6
最大应力准则	4.25	5.7	4.25	2.7	4.79	15.1	7.8
最大剪应力准则	4.04	0.5	4.04	-2.4	4.57	9.9	4.3
Margetson	4.70	16.9	4.66	12.6	4.95	19.0	16.2
Klever⁃Stewart	2.64	-34.3	2.62	-36.7	2.78	-33.2	34.7
Zhu⁃Leis	4.08	1.5	4.04	-2.4	4.29	3.1	2.3

表4 采用将σTS'替换为PVC⁃UH的名义屈服强度的爆管压力计算对比

Tab.4 The burst pressure was calculated by replacing σTS' with the nominal yield strength of PVC⁃UH

计算方式	DN110t4.3		DN160t6.2		DN200t8.2		M_e/%
计算方式	P/MPa	误差/%	P/MPa	误差/%	P/MPa	误差/%	M_e/%
试验值	4.02	-	4.14	-	4.16	-	-
TSSY	6.58	63.7	6.66	60.9	7.08	70.2	64.9
Tresca	3.84	-4.5	3.89	-6.0	4.136	-0.6	3.7
Von Mises	5.03	25.1	5.10	23.2	5.41	30.0	26.1
ASSY	4.43	10.2	4.49	8.5	4.77	14.7	11.1
Nadai	7.82	94.5	7.82	88.9	8.74	110.1	97.8
修正Nadai	6.80	69.2	6.80	64.3	7.56	81.7	71.7
Bailey⁃Nadai	6.34	57.7	6.34	53.1	7.06	69.7	60.2
Marin⁃1	5.24	30.3	5.32	28.5	5.66	36.1	31.6
Marin⁃2	4.21	4.7	4.21	1.7	4.70	13.0	6.5
Marin⁃3	5.24	30.3	5.32	28.5	5.66	36.1	31.6
Marin⁃Rimrot	3.40	-15.4	3.40	-17.9	3.79	-8.9	14.1
Soderberg	7.72	92.0	7.72	86.5	8.74	110.1	96.2
Faupel	6.60	64.2	6.60	59.4	7.37	77.2	66.9
Wellinger⁃Uebing	2.43	-39.6	2.43	-41.3	2.72	-34.6	38.5
Svensson	4.19	4.2	4.19	1.2	4.68	12.5	6.0
Bohm	4.29	6.7	4.29	3.6	4.58	10.1	6.8
API	3.77	-6.2	3.74	-9.7	3.97	-4.6	6.8
Turner	6.78	68.7	6.78	63.8	7.57	82.0	71.5
Bailey	6.34	57.7	6.34	53.1	7.06	69.7	60.2
ASME	6.72	67.2	6.72	62.3	7.51	80.5	70.0
Barlow⁃1	6.88	71.1	6.82	64.7	7.22	73.6	69.8
Barlow⁃2	7.46	85.6	7.39	78.5	7.86	88.9	84.3
Barlow⁃3	5.98	48.8	5.92	43.0	6.30	51.4	47.7
DNV⁃1	5.74	42.8	5.68	37.2	6.03	45.0	41.7
DNV⁃2	7.50	86.6	7.43	79.5	7.90	89.9	85.3
Fletcher	10.49	160.9	9.73	135.0	10.99	164.2	153.4
最大应力准则	7.04	75.1	7.04	70.0	7.92	90.4	78.5
最大剪应力准则	6.69	66.4	6.69	61.6	7.57	82.0	70.0
Margetson	1.95	-51.5	1.81	-56.3	2.06	-50.5	52.8
Klever⁃Stewart	4.55	13.2	4.51	8.9	4.78	14.9	12.3
Zhu⁃Leis	6.87	70.9	6.81	64.5	7.22	73.6	69.7

表5 采用将σTS'替换为PVC⁃UH的真实断裂强度的爆管压力计算对比

Tab.5 The burst pressure was calculated by replacing σTS' with the true breaking strength of PVC⁃UH

图5 两种替换方式下多种计算方法的相对误差分析

Fig.5 Analysis of relative error of various calculation methods under two replacement method

编号	实测平均值/MPa	两倍弹性斜率准则	双切线准则	零曲率准则	两倍弹性变形准则	0.2 %残余应变准则	0.4 %残余应变准则
1	4.02	4.47	4.38	4.48	4.13	3.72	4.05
2	4.14	4.43	4.25	4.45	4.07	3.70	4.02
3	4.16	4.70	4.73	4.47	4.34	3.96	4.29
M_e/%	-	10.4	8.4	8.8	2.9	7.6	2.3

表6 不同应变失效准则预测值对比

Tab.6 Comparison of predicted values by various strain failure criteria

图6 两种准则预测的爆管压力及对应的环向应变

Fig.6 The burst pressure and the corresponding hoop strain are predicted by two criteria

参考文献 14

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多口径高性能聚氯乙烯管道爆管试验与压力计算

Burst tests and pressure calculations for PVC⁃UH pipes with various diameters

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