集輸服役前后鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管性能變化研究

徐廣麗，秦 緒，蔡亮學(xué)，馮金茂

(1.西南石油大學(xué) 石油與天然氣工程學(xué)院，成都 610500；2.油氣消防四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610500；3.浙江偉星新型建材股份有限公司，浙江臨海 317000)

0 引言

增強(qiáng)熱塑性復(fù)合管由內(nèi)襯層、增強(qiáng)層、外護(hù)層組成，其具有耐腐蝕、易安裝等優(yōu)點(diǎn)[1-3]，使其在油田中的應(yīng)用越來越廣[4-5]，截至2018年底，在國內(nèi)油氣田中的應(yīng)用已超過7 200 km[6]。金屬增強(qiáng)復(fù)合管的增強(qiáng)層主要有鋼絲螺旋纏繞、鋼帶纏繞、鋼絲經(jīng)緯點(diǎn)焊成網(wǎng)三種。針對(duì)金屬增強(qiáng)復(fù)合管的承壓性能的研究，已有一定積累。2006年，鄭津洋等[7]對(duì)鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管的爆破壓力、應(yīng)變及不同溫度下的失效形式進(jìn)行了測(cè)試，發(fā)現(xiàn)內(nèi)壓作用下復(fù)合管的爆破口為韌性破壞，環(huán)向應(yīng)變大于軸向應(yīng)變；朱彥聰?shù)萚8]建立了鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管爆破壓力的理論計(jì)算方法。2008年，ZHENG等[9-10]發(fā)現(xiàn)鋼絲纏繞是否均勻決定爆破口形狀；2009年，建立了考慮內(nèi)外鋼絲纏繞角度差異的4層模型，發(fā)現(xiàn)管內(nèi)壓力小于1.59 MPa時(shí)，環(huán)向應(yīng)變與軸向應(yīng)變隨內(nèi)壓增大而線性增加。2010年，李翔等[11]采用3層粘彈性模型對(duì)恒定內(nèi)壓作用下周向和軸向應(yīng)變隨時(shí)間的變化進(jìn)行了理論預(yù)測(cè)，發(fā)現(xiàn)與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)吻合較好。2015年，ZHENG等[12]發(fā)現(xiàn)鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管爆破壓力隨溫度升高而線性減小。2016年，喬朝坤等[13]采用ABAQUS軟件對(duì)鋼帶增強(qiáng)復(fù)合管內(nèi)壓作用下的環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力進(jìn)行模擬。2020年，GAO等[14]對(duì)鋼帶增強(qiáng)復(fù)合管的爆破壓力進(jìn)行了研究；周正偉等[15]采用3種不同模型計(jì)算了鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管在不同溫度下的爆破壓力。以上研究主要集中在新管的爆破壓力、破口形式等，而油田集輸服役后復(fù)合管的極限承壓及水壓爆破過程中復(fù)合管外護(hù)層應(yīng)變的瞬時(shí)特征等未見分析。

本文以鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管為研究對(duì)象，參照GB/T 15560—1995《流體輸送用塑料管材液壓瞬時(shí)爆破和耐壓試驗(yàn)方法》，采用100 MPa耐壓爆破實(shí)驗(yàn)機(jī)對(duì)同一生產(chǎn)線生產(chǎn)的新管、實(shí)驗(yàn)室模擬老化后的復(fù)合管以及某油田現(xiàn)場(chǎng)服役813天的復(fù)合管進(jìn)行水壓瞬時(shí)爆破試驗(yàn)，分析爆破特征，確定其瞬時(shí)爆破壓力，并借助應(yīng)變數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄爆破過程中復(fù)合管不同位置處的瞬時(shí)應(yīng)變。這對(duì)于豐富鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管水壓爆破相關(guān)理論有重要意義，也能為復(fù)合管在油田集輸管網(wǎng)的推廣應(yīng)用及其壽命預(yù)測(cè)提供借鑒。

1 復(fù)合管水壓爆破試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

以某油田區(qū)塊集輸系統(tǒng)試用的設(shè)計(jì)壓力6.0 MPa的鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管為研究對(duì)象，其1/4截面如圖1所示，內(nèi)徑ri=27.5 mm，外徑ro=37.5 mm，具有三層結(jié)構(gòu)：內(nèi)襯層為聚乙烯；中間層為左、右螺旋纏繞的兩層鋼絲及粘結(jié)樹脂；外護(hù)層亦為聚乙烯。其中，內(nèi)層鋼絲距離內(nèi)壁面6 mm，兩層鋼絲各40根均勻分布，纏繞角度分別為沿軸向正、負(fù)偏離54.7°～60.0°。

圖1 鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管1/4剖面示意Fig.1 Schematic diagram of quarter cross-section of composite pipe reinforced by cross-winding steel wire

內(nèi)襯層及外護(hù)層的材料為聚乙烯，型號(hào)YGH041H；增強(qiáng)層的鍍銅高強(qiáng)度鋼絲直徑為0.8 mm，屈服應(yīng)力2 000 MPa；粘結(jié)樹脂型號(hào)為EP283。

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

主要試驗(yàn)設(shè)備有：耐壓爆破實(shí)驗(yàn)機(jī)，爆破壓力為100 MPa；應(yīng)變數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，型號(hào)為uT8904FRS-DY；應(yīng)變片，型號(hào)BF120-2CA;溫度補(bǔ)償管。

1.3 樣品制備

根據(jù)GB/T 15560—1995及GB/T 6111—2018《流體輸送用熱塑性塑料管道系統(tǒng)耐內(nèi)壓性能的測(cè)定》，測(cè)試管有效長(zhǎng)度1 200 mm，兩端采用含排氣孔及倒齒的新制不銹鋼螺紋A1型密封接頭，使用液壓方式硬性連接到管道兩端，其中一端密封接頭帶有加壓孔。

測(cè)試管共8根：1#，2#管為新管;3#，4#管為在35 ℃水中浸泡14天的模擬老化管；5#，6#管為在50 ℃水中浸泡14天的模擬老化管；7#，8#管均為

1.4 試驗(yàn)方法

為測(cè)試瞬態(tài)爆破過程中復(fù)合管外表面不同位置處的變形情況，在密封接頭安裝完成后，確定應(yīng)變片安裝位置，并將應(yīng)變片按圖2所示位置和類型貼于復(fù)合管外護(hù)層的外表面。

圖2 測(cè)試樣管應(yīng)變片布置示意Fig.2 Schematic diagram of the strain gauges layout on specimens

三軸應(yīng)變片規(guī)格為BF120-2CA，基底尺寸為8 mm×8 mm；單軸應(yīng)變片規(guī)格為BF120-5AA，基底尺寸為8.7 mm×3.6 mm。采用石油醚對(duì)安裝位置進(jìn)行局部清潔后，粘貼應(yīng)變片。應(yīng)變片徑向?qū)ΨQ分布，共2組，每組8片，共16片，分別指向軸向(4個(gè))、環(huán)向(4個(gè))、45°方向(8個(gè)，與表面層鋼絲紋路垂直貼合)。兩端三軸應(yīng)變片貼合在試驗(yàn)管段端口兩側(cè)，相鄰應(yīng)變片距離176 mm。溫度補(bǔ)償管采用相同材質(zhì)管段、相同應(yīng)變片布置方式。

使用萬用表逐一核查應(yīng)變片電阻值，以檢驗(yàn)其有效性，并借助導(dǎo)線將應(yīng)變片與應(yīng)變數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)連接，采集頻率為51.2 kHz。確認(rèn)無誤后，將水注入試驗(yàn)管并排出管內(nèi)空氣，加壓介質(zhì)為常溫水，再將加壓管一端與帶有加壓孔的密封接頭進(jìn)行螺紋連接，另一端與室內(nèi)爆破實(shí)驗(yàn)機(jī)連接。爆破坑中連接好的待爆破測(cè)試管如圖3所示。

圖3 水壓爆破試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.3 Picture of hydraulic blasting test site

爆破實(shí)驗(yàn)機(jī)預(yù)熱后，通過往復(fù)泵將常溫自來水持續(xù)注入測(cè)試管內(nèi)，使其內(nèi)壓從0 MPa以(0.4±0.02) MPa/s的速率線性遞增(內(nèi)壓隨時(shí)間的變化如圖4所示，控制升壓速率誤差2%以內(nèi))。記錄爆破發(fā)生時(shí)的壓力及爆破過程中各位置的瞬時(shí)應(yīng)變。

圖4 壓力-時(shí)間歷程曲線Fig.4 The time-pressure history curve

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 爆破特征

鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管由聚乙烯內(nèi)襯層、鋼絲增強(qiáng)層和聚乙烯外護(hù)層復(fù)合而成，其中鋼絲承擔(dān)了大部分壓力載荷。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在爆破過程中，隨著測(cè)試管段內(nèi)壓增大，其應(yīng)變分為3個(gè)階段：(1)彈性變形階段，應(yīng)變隨內(nèi)壓增大而正比增加，撤銷壓力后變形可恢復(fù)；(2)塑性變形階段，與水直接接觸的內(nèi)襯層聚乙烯首先發(fā)生變形，并由內(nèi)向外傳遞，直至整個(gè)截面發(fā)生塑性變形，相對(duì)薄弱部位向外膨出；(3)爆裂階段，管體膨脹至一定程度，鋼絲斷裂，管體爆裂。鋼絲斷裂前，由于水充滿管內(nèi)空間，管體內(nèi)壁承受相同壓力；當(dāng)?shù)谝桓摻z受拉達(dá)到強(qiáng)度極限后被拉斷，管體產(chǎn)生缺陷，致使管內(nèi)壓力不再均勻，聚乙烯(PE)層開始出現(xiàn)微裂紋，在水壓作用下，促使裂紋加速擴(kuò)展，最終管段因環(huán)向應(yīng)力或軸向應(yīng)力過高而發(fā)生爆破失效。

不同條件下測(cè)試管段爆破口形貌如圖5所示?？梢钥闯觯袦y(cè)試管段爆破口均為韌性斷裂。新管、35,50 ℃水浸泡14天后管段爆破口基本為軸向，但中間發(fā)生一定程度偏轉(zhuǎn)；現(xiàn)場(chǎng)服役813天管段爆破口中部偏轉(zhuǎn)明顯，呈現(xiàn)Z字形，破口寬度顯著大于新管和模擬老化管，且爆破口偏轉(zhuǎn)方向與鋼管纏繞方向基本一致，這意味著復(fù)合管在現(xiàn)場(chǎng)集輸介質(zhì)中服役后，安全性降低。這是由于采出油、采出水介質(zhì)會(huì)滲透進(jìn)入聚乙烯內(nèi)部，引起聚乙烯表面產(chǎn)生裂紋、力學(xué)性能降低[4]造成的。若內(nèi)襯聚乙烯產(chǎn)生裂紋，介質(zhì)滲透會(huì)急速增大，一旦介質(zhì)滲透進(jìn)入增強(qiáng)層，會(huì)引起鋼絲腐蝕。內(nèi)襯層裂紋、鋼絲腐蝕等缺陷使得爆破口方向發(fā)生變化。采用軟尺測(cè)量爆破口處周長(zhǎng)，數(shù)據(jù)如表1所示。管段外徑為75 mm，可知其初始周長(zhǎng)為235.62 mm，定義周長(zhǎng)變化率為爆破口處最大周長(zhǎng)和初始周長(zhǎng)的差值與初始周長(zhǎng)之比。由表1可看出，現(xiàn)場(chǎng)服役后復(fù)合管較新管表現(xiàn)出更好的膨脹延展性能，周長(zhǎng)變化率平均為9.71%，比新管周長(zhǎng)率增大1.01倍，經(jīng)35,50 ℃水浸泡后的模擬老化管周長(zhǎng)變化率相對(duì)較小。

圖5 測(cè)試管段爆破口形貌Fig.5 Fracture forms of tested pipe sections

表1 鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管爆破口處的周長(zhǎng)Tab.1 Circumference of the fracture of composite pipe reinforced by cross-winding steel wire

2.2 瞬時(shí)爆破壓力

復(fù)合管爆破時(shí)的內(nèi)壓如表2所示，可以看出，鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管的極限承壓能力穩(wěn)定，新管極限承壓為19.70 MPa，短期模擬老化對(duì)其極限承壓沒有影響，說明短期浸泡不會(huì)改變聚乙烯分子之間聯(lián)結(jié)力；現(xiàn)場(chǎng)服役813天后，復(fù)合管的極限承壓降為18.95 MPa。結(jié)合爆破口周長(zhǎng)變化率可知，現(xiàn)場(chǎng)服役后引起復(fù)合管環(huán)向膨脹率增大，即服役813天后，在更低的壓力載荷作用下，復(fù)合管產(chǎn)生更大的環(huán)向變形。

表2 鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管短時(shí)爆破壓力Tab.2 Short-term burst pressure of composite pipe reinforced by cross-winding steel wire

2.3 瞬時(shí)應(yīng)變分析

聚乙烯為部分結(jié)晶化合物，其變形行為介于彈性與粘流性之間[16]。圖6示出8#管中2#，9#位置45°方向應(yīng)變?cè)趦?nèi)壓加載過程中的變化曲線，其中2#位置位于爆破口處，9#位置遠(yuǎn)離爆破口。結(jié)合圖4所示加壓過程可知，應(yīng)變隨內(nèi)壓變化有5個(gè)階段：(1)當(dāng)管內(nèi)壓力小于2.48 MPa(7 s)時(shí)，應(yīng)變?yōu)?，這是因?yàn)楣軆?nèi)存留的空氣可壓縮，定義為零應(yīng)變段；(2)內(nèi)壓在2.48～11.72 MPa(7～32 s)時(shí)，應(yīng)變隨壓力升高線性增大，定義為線性增長(zhǎng)段；(3)內(nèi)壓在11.72～16.09 MPa(32～44.8 s)時(shí)，應(yīng)變隨內(nèi)壓升高指數(shù)增大，定義為指數(shù)增長(zhǎng)段；(4)內(nèi)壓在16.09～19.0 MPa(44.8～52 s)時(shí)，應(yīng)變?cè)俅尉€性增長(zhǎng)；(5)在52 s時(shí)，復(fù)合管起爆，應(yīng)變隨時(shí)間發(fā)生劇烈振蕩并逐漸衰減至穩(wěn)定，定義為振蕩-穩(wěn)定段。

(a)2#位置

將圖6(a)(b)中振蕩穩(wěn)定段進(jìn)行局部放大，分別如圖7(a)(b)所示。

(a)2#位置局部放大

從圖7可看出，起爆后45°方向應(yīng)變迅速減小并發(fā)生振蕩，這是因?yàn)槠鸨髩毫ρ杆籴尫?，同時(shí)，由于復(fù)合管具有一定的彈性，起爆后管體在彈性作用下迅速收縮而產(chǎn)生振蕩波，應(yīng)變隨著管內(nèi)壓力振蕩而發(fā)生振蕩；52 s時(shí)起爆后，約0.03 s完成第1次振蕩，壓力減小后升至峰值，0.05 s完成第2次振蕩，0.048 s完成第3次振蕩，約0.045 s完成第4次振蕩，振蕩持續(xù)0.4 s后穩(wěn)定；穩(wěn)定后，2#位置的應(yīng)變顯著高于9#位置，分別為0.005 7,0.001 5，這是因?yàn)?#位置位于爆破口附近；2#位置微應(yīng)變振蕩幅值顯著小于遠(yuǎn)離破口的9#位置。

圖8示出2#新管、7#現(xiàn)場(chǎng)管4#,5#,6#位置(見圖2)在爆破過程中對(duì)應(yīng)的軸向、45°方向、環(huán)向應(yīng)變隨時(shí)間的變化曲線?？梢钥闯?，隨著時(shí)間延長(zhǎng)，管內(nèi)壓力增大，應(yīng)變均增大，管體局部發(fā)生塑性變形后，應(yīng)變隨時(shí)間的變化除與自身粘彈性質(zhì)有關(guān)外，還與管體本身缺陷有關(guān)；相同時(shí)間下，軸向應(yīng)變最小，45°方向應(yīng)變居中，環(huán)向應(yīng)變最大，且其隨時(shí)間的增大，速率也呈相同規(guī)律。

(a)2#新管

圖9示出了2#新管、7#現(xiàn)場(chǎng)管不同方向應(yīng)變的比值隨時(shí)間(圖8(a)中10～50 s，圖8(b)中30～45.4 s)的變化?？梢钥闯觯?#新管的環(huán)向應(yīng)變是45°方向應(yīng)變的1.60～1.75倍，7#現(xiàn)場(chǎng)管的環(huán)向應(yīng)變是45°方向應(yīng)變的1.73～1.98倍；2#新管的環(huán)向應(yīng)變約是軸向應(yīng)變的20倍，7#現(xiàn)場(chǎng)管的環(huán)向應(yīng)變與軸向應(yīng)變的比值隨時(shí)間變化較大。

(a)環(huán)向、45°應(yīng)變比

3 結(jié)論

本文采用爆破實(shí)驗(yàn)機(jī)對(duì)鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管新管、14天模擬老化管及現(xiàn)場(chǎng)服役813天老化管進(jìn)行了水壓爆破測(cè)試，并采用應(yīng)變采集系統(tǒng)記錄了加壓過程中外護(hù)層不同位置處的軸向應(yīng)變、45°方向應(yīng)變與環(huán)向應(yīng)變，得到結(jié)論如下。

(1)爆破口均為韌性斷裂，新管爆破口為軸向，在35，50 ℃水中浸泡14天后，管段爆破口基本為軸向，但中間發(fā)生一定程度偏轉(zhuǎn)；現(xiàn)場(chǎng)服役813天管段爆破口中部偏轉(zhuǎn)明顯，呈Z字形，破口寬度顯著大于新管和模擬老化管。

(2)鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管的極限承壓能力穩(wěn)定，新管極限承壓為19.70 MPa，14天浸泡老化對(duì)其極限承壓沒有影響，而現(xiàn)場(chǎng)服役813天后復(fù)合管極限承壓降為18.95 MPa。

(3)水壓爆破過程中，外護(hù)層應(yīng)變隨內(nèi)壓增加經(jīng)零應(yīng)變段、線性增大段、指數(shù)增大段、線性增大段后達(dá)到最大值，管體產(chǎn)生爆破口后，在彈性作用下迅速收縮而產(chǎn)生振蕩波，應(yīng)變隨之發(fā)生振蕩并在0.4 s后穩(wěn)定。在相同內(nèi)壓下，外護(hù)層的環(huán)向應(yīng)變最大；45°方向應(yīng)變次之；軸向應(yīng)變最小。