大口徑熱塑性復合材料管及接頭內壓失效分析

彭傳遠，付新鈺，師夢科，包興先

[1.中國石油大學(華東)石油工程學院，山東青島 266580； 2.山東港灣交通科技有限公司，山東青島 266100]

現如今，不斷上升的能源需求極大地促進了石油天然氣等能源輸送領域的發展，這也對石油天然氣輸送管道提出了更高的要求[1-3]。隨著油氣開采逐步走向深海和內陸，傳統鋼管由于質量大、成本高等缺點正在逐步被非金屬管道替代，熱塑性復合材料管作為一種具備高承壓能力的新型油氣輸送管道，具有耐沖擊、質量輕、施工及運輸成本低等優點，其在油氣開采領域的競爭力日益增加[4]。

國內外學者針對熱塑性復合材料管的力學性能進行了廣泛的研究。Wang等[5]建立考慮復合材料損傷的數值模型，針對小口徑玻纖增強復合管的內壓承載力進行研究，討論了玻纖帶纏繞層數和纏繞角度對管道爆破壓力的影響。Bai等[6]針對厚壁纖維增強柔性管中材料非線性和幾何非線性，研究了初始缺陷對管道外壓承載力的影響。Xia[7]等采用數值模擬和理論解析的方法，應用Tsai-Wu失效準則分析了壁厚和纏繞角度對柔性管爆破壓力的影響。張耘晗等[8]針對應用水深為500 m的熱塑性復合材料管進行截面設計，計算了多種組合載荷工況下柔性管最優纏繞角度及最少纏繞層數，對柔性管的工程應用提供了參考。

對于柔性管及其端部連接配件結構設計，挪威船級社2017年發布的規范DNVGL-RP-F119中也針對熱塑性復合材料管及其端部配件給出了應用標準，規范指出在進行接頭端部扣壓時需要特殊設計，為柔性管端部連接提供足夠的強度和密封性。針對玻璃纖維脆性易斷裂的性能特點，考慮接頭安裝便捷性和高壓大口徑熱塑性復合材料管的性能要求，筆者對比多種非金屬管材接頭結構形式，選擇扣壓式接頭作為柔性管端部連接結構。

扣壓式接頭[9]屬于機械式接頭的一種，簡化了傳統機械式接頭的結構形式，具有結構簡單、操作方便等優勢。但是扣壓式接頭在進行端部扣壓時，由于扣壓量不足可能出現接頭拔脫的現象[10]。劉明濤等[11]通過量綱分析的方法建立了扣壓式接頭扣壓量和扣壓力之間的關系，并指出扣壓量對柔性管系統的影響尤為明顯，解決了在以往工程實踐中通過經驗確定扣壓量而造成高壓柔性管系統總體性能偏低的問題。王騰等[12]對Wedge-Swaged型柔性管接頭的承載能力及密封性進行分析，指出在進行柔性管接頭設計時，合理選擇柔性管接頭的過盈量非常重要。

目前針對小口徑的柔性管及其端部連接接頭的研究較多，對于高壓大口徑復合材料柔性管，傳統電熔式接頭的壓力等級較低，在端部載荷作用下極易因接頭強度不足發生失效。在此背景下，為保證大口徑、高承壓能力的熱塑性復合材料管安全應用，需要對熱塑性復合材料管道承載能力和端部扣壓式接頭進行結構強度分析。

1 柔性管及其端部接頭

1.1 柔性管及端部接頭結構

熱塑性復合材料柔性管是由熱塑性聚合物擠出管與多層纖維增強復合材料帶纏繞粘結而成的新型管道。該管道可采用多種增強纖維與基體材料結合，達到預期的材料性能。該管道結構層間無間隙，具有較高的層間剪切強度，有效避免了因端部截面的滲透而導致的層間腐蝕和耐壓失效[13]。熱塑性復合材料管結構如圖1所示，幾何參數如表1所示。

圖1 熱塑性復合材料管(TCP)結構

表1 復合材料管結構幾何參數

扣壓式接頭由接頭內芯及接頭外套兩部分組成，在各工作表面即與柔性管接觸部分設有鋸齒形特征，以保證接頭與柔性管之間的連接質量。柔性管的連接強度和密封性能受接頭內芯和接頭外套扣壓量、接頭長度、鋸齒形狀等因素的影響。

筆者設計的接頭外套外表面為等徑圓柱面。為了增加柔性管與接頭之間的連接強度和密封性能，在接頭外套筒內壁與柔性管外表面接觸部分設有一定形式的環形鋸齒槽，鋸齒齒高5 mm，鋸齒數量為17個，接頭最小壁厚為8 mm，總長為400 mm，柔性管與接頭接觸長度為340 mm。

接頭內芯內表面同樣也為等徑圓柱面，在接頭內芯與柔性管內表面接觸部分的外表面也設置一定數量的鋸齒槽，鋸齒齒高5 mm，鋸齒數量為15個，接頭總長590 mm，與柔性管接觸長度為350 mm，扣壓式接頭結構剖面如圖2所示。

圖2 扣壓式接頭結構剖面圖

在進行接頭裝配時，將柔性管接頭內芯與外套分別放置到柔性管內外兩側，通過外扣和內脹的方式使接頭發生塑性變形并與柔性管連接成一個整體。

1.2 材料參數

柔性管內襯層和外保護層為高密度聚乙烯(PE-HD)材料，參數是由柔性管生產廠家通過單軸拉伸實驗獲得，材料應力應變關系曲線如圖3所示。將數據導入Abaqus可獲取材料彈塑性本構關系，等效后的彈性模量(E)為1 423 MPa；泊松比(v)為0.38；材料屈服強度(σ0)為20 MPa。

圖3 HDPE材料本構關系

熱塑性復合材料管增強層由玻纖和PE-HD復合而成，其中玻纖為增強材料，提供強度與剛度。PE-HD為基體材料，起到保護和固定纖維的作用[14]。

圖4為熱塑性復合材料管纖維增強層各向示意圖，整體坐標系下管道各方向用圓柱坐標系z，θ，r表示，材料局部坐標系各方向用1，2，3表示，其中，1方向為纖維方向，2方向為基體方向(面內垂直于纖維方向)，3方向為面外且垂直于纖維方向。z方向與1方向的夾角為玻纖增強帶的纏繞角度，筆者研究的復合管的纏繞角度為±55°交替纏繞。

圖4 整體柱坐標系與材料局部坐標系

接頭內芯材料為45號鋼，接頭外套材料為20號鋼。將內壓載荷作用下接頭是否達到屈服強度作為接頭結構失效的判斷標準，扣壓式接頭材料參數見表3。

表3 扣壓式接頭材料參數

1.3 失效準則

熱塑性復合材料管玻纖增強層作為主要的承載層，其物理性質較為復雜，還沒有被普遍接受的失效準則。對于考慮內壓作用下的熱塑性復合材料管，針對其失效形式，采用Tsai-Wu失效準則[15]和Hashin失效準則[16]對柔性管失效壓力進行預測，當失效因子大于1時，判定管道發生失效。

Tsai-Wu失效準則見公式(1)。

式中：σi——復合材料在各個方向上的應力，1，2，3分別為在主坐標系下沿縱向(纖維方向)橫向(面內且垂直于纖維方向)和面外垂直于纖維方向方向上的正應力；

τij——對應方向上的剪切應力；

Fij——Tsai-Wu準則各項系數，其中，復合材料在各方向上的強度參數由表2列出，各項系數計算公式見式(2) ～ 式(10)。

針對柔性管玻纖增強層各向異性的物理性能，其各向彈性模量和強度參數見表2。

表2 復合材料管彈性模量及強度參數

Hashin準則見公式(11)。

2 數值模擬

2.1 數值模型

采用ABAQUS建立分析模型對管道在內壓作用下的承載性能進行分析，應用UVERM子程序定義復合材料失效準則確定管道爆破失效壓力。通過一體化建模的方式將柔性管的三層建立為一個部件并分別賦予材料屬性?？蹓菏浇宇^與柔性管的接觸是通過與管道過盈配合實現的，并在柔性管與接頭接觸面設置合理的接觸屬性。

為消除邊界條件的影響，通常要求管道長度大于5倍的管徑，筆者建立的柔性管長度為2 000 mm，接頭左端面施加固定約束，在右參考點施加由內壓載荷產生的端部力，如圖5所示。

圖5 部件裝配示意圖

載荷大小(F)可由公式(12)計算。

式中：P——內壓荷載；

R——管道內半徑。

采用C3D8R單元對模型進行網格劃分，為了精確獲得柔性管與扣壓式接頭接觸部分的應力應變關系，對其局部網格進行加密，有限元模型結構剖面如圖6所示。

圖6 有限元模型結構剖圖

2.2 內壓承載力計算

柔性管在內壓載荷作用下一旦某一層發生失效，玻纖作為柔性管主要承載結構的將發生斷裂，應力重新分布，其它增強層也將失去承載能力[17]。因此，將柔性管首層失效作為判斷管道是否發生爆破的標準。為消除邊界條件的影響，選取管道中段查看柔性管纖維增強層各向應力和失效因子。

圖7顯示了管道在30 MPa載荷作用下的各應力分量，橫坐標為管道截面的半徑，縱坐標為各應力分量分布。

圖7 應力分量沿管道徑向的分布

從圖7可以看出，管道的玻纖增強層應力明顯高于管道內襯層和外保護層應力，纖維縱向應力值為411 MPa至452 MPa，約為對應位置橫向應力的7倍。也就是說，內壓作用下柔性管玻纖增強層的玻纖起到主要的承載作用。

柔性管在27.5 MPa內壓載荷作用下，Tsai-Wu失效因子達到1，判定管道發生爆破失效。柔性管在36 MPa內壓載荷作用下，Hashin失效因子達到1，失效判定管道發生爆破失效。各層失效因子的分布情況由內層向外層逐漸減小。不同失效準則對應首層玻纖增強層各向的應力如表4所示。

表4 不同失效準則對應各向應力 MPa

通過對比分析發現，相較于Hashin失效準則，Tsai-Wu失效準則作為一種復合材料整體失效準則對于管道失效壓力的預測較為保守。

2.3 扣壓式接頭強度分析

針對30 MPa內壓荷載及端部力作用下的柔性管及扣壓式接頭進行強度分析。接頭結構剖面圖如圖2所示，其中接頭內芯與復合管接觸長度為350 mm，街頭外套接觸長度為340 mm。當扣壓量為2.5 mm時，接頭內芯和外套應力云圖如圖8所示。其中接頭內芯最大Mises應力為290 MPa，接頭外套最大Mises應力為121 MPa。接頭安裝完成后在30 MPa內壓載荷作用下，接頭內芯與接頭外套Mises應力均未超過材料屈服強度，符合設計要求。

扣壓量也是影響柔性管端部連接性能的重要指標?？蹓毫坎蛔憧赡軐е略诟邇葔鹤饔孟陆宇^脫落；扣壓量過大則會對柔性管內襯層和外保護層造成損傷，影響接頭密封性能。為表示柔性管所承受的管體載荷向端部接頭的傳遞效率，繪制了不同扣壓量下增強層纖維方向應力變化曲線，如圖9所示。

圖9 增強層纖維方向應力變化曲線

從圖9可以看出，扣壓量越大，管體載荷向端部接頭的傳遞效率越高。在進行接頭端部扣壓時，需要根據柔性管材料與結構參數合理選擇扣壓量。

3 實驗驗證

為驗證上述失效準則對內壓承載力預測的準確性以及扣壓式接頭結構強度是否滿足高壓大口徑柔性管端部連接需求，針對1.1節介紹的柔性管及端部接頭結構，進一步開展柔性管內壓測試實驗。實驗樣管是由威海納川管材有限公司生產提供。

柔性管生產完成后，進行管端扣壓式接頭安裝。由于扣壓機具有分瓣型特征，在進行管端接頭扣壓時為避免出現扣壓力不均，進行了多次扣壓以保證端部接頭連接質量。同時要求所采用的扣壓設備長度大于柔性管外套長度，在壓緊力的作用下使接頭發生塑性變形，進而擠壓內外保護層與扣壓式接頭鋸齒特征表面充分接觸，將復合管管體和接頭連接成一個整體。為防止測試系統發生偏移，將扣壓完成后的測試系統支撐固定。安裝固定后的實驗測試裝置如圖10所示。

圖10 柔性管安裝固定

依照規范ASTM D1599—2018進行熱塑性復合材料管短期爆破壓力實驗，測試接頭強度及其密封性能，施壓裝置能把壓力逐漸平穩的施加在管道內，直至管道發生爆破，記錄管道爆破壓力。

通過測試實驗發現，當載荷達到29 MPa時管道發生爆破。如圖11所示，柔性管發生爆破失效后，玻纖增強層發生纖維斷裂現象，爆破位置發生在遠離管端的管道中部。柔性管直至管道發生爆破也未發生接頭脫落和流體泄露，接頭強度和密封性能良好，所設計的端部扣壓式接頭能夠滿足高內壓載荷作用下大口徑柔性管的承載需求。

圖11 柔性管爆破失效圖

通過數值模擬爆破壓力預測與實驗結果對比發現，對于±55°纏繞的熱塑性復合材料柔性管，Tsai-Wu失效準則預測結果略低于爆破失效載荷，預測結果較為準確，Hashin失效準則過高的預測了熱塑性復合材料柔性管的爆破壓力，見表5。

表5 實驗結果與數值模擬結果對比

4 結論

(1)大口徑熱塑性復合材料管在內壓作用下發生爆破的失效機理為纖維增強層中的纖維發生斷裂。通過對比分析發現，Hashin失效準則過高地估計了管道的失效壓力，Tsai-Wu失效準則較為準確的預測了±55°纏繞柔性管的爆破壓力。

(2)扣壓量是影響柔性管接頭結構強度的重要因素?？蹓毫吭酱?，管體載荷向端部接頭傳遞的效率越高。在進行接頭端部扣壓時，需要根據結構和材料參數合理選擇扣壓量。

(3)通過實驗與數值模擬對比分析發現，對于內徑270 mm、增強層層數為48層的高壓大口徑柔性管，筆者所使用的扣壓式柔性管端部接頭符合端部連接強度需求，管道在29 MPa內壓條件下未發生接頭脫落。為工程應用中柔性管接頭選配和結構設計提供了參考。