纖維纏繞增強(qiáng)復(fù)合管爆破強(qiáng)度試驗(yàn)及理論分析

趙苗苗* 孫文盛 劉德俊 梁 航 劉亞明 張阿昱

（寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司 國(guó)家石油天然氣管材工程技術(shù)研究中心）

0 引言

滌綸纖維增強(qiáng)復(fù)合管(RTP)作為一種新型非黏結(jié)管材，是一種高性能柔性復(fù)合管，兼顧了輕便耐用、耐腐蝕、抗內(nèi)壓能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)[1-3]。內(nèi)壓載荷是管道服役期間承受的一種典型載荷，當(dāng)管道受內(nèi)壓作時(shí)時(shí)，各層間會(huì)產(chǎn)生相對(duì)滑移，該現(xiàn)象對(duì)復(fù)合的性能影響仍不明確[4-6]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)RTP 管的力學(xué)研究主要是以三維各向同性彈性理論為基礎(chǔ)[7]。Xia 等[8-10]在經(jīng)典的層合板理論基礎(chǔ)上提出了不同載荷情況下，多層纖維纏繞增強(qiáng)復(fù)合管計(jì)算應(yīng)力與應(yīng)變的彈性算法；Bakaiyan等[11]對(duì)這種模型進(jìn)一步深入，得到溫度在管壁上擴(kuò)散的傳導(dǎo)方程。Kruijer 等[12]研究發(fā)現(xiàn)，承載時(shí)增強(qiáng)層環(huán)向應(yīng)力的增加速率在初始階段會(huì)突變是由于纏繞層的初始松弛以及各增強(qiáng)層間扭矩不平衡。Bai 及其團(tuán)隊(duì)[13-15]在Kyriakids 的理論基礎(chǔ)上建立了一種管道二維理論模型。Kobayashi 及其團(tuán)隊(duì)[16]研究了碳纖維纏繞增強(qiáng)復(fù)合管的彈塑性力學(xué)性能并依據(jù)最大應(yīng)變準(zhǔn)則預(yù)測(cè)了其爆破壓力值。張學(xué)敏等[17]采用Halpin-Tsai 模型研究了復(fù)合管生產(chǎn)工藝對(duì)力學(xué)性能的影響。丁寶等[18]通過力平衡法推導(dǎo)出纖維增強(qiáng)復(fù)合管的理論短期爆破壓力計(jì)算公式。熊海超等[19]參考API 17J 評(píng)定方法結(jié)合基于 Halpin-Tsai 經(jīng)驗(yàn)公式，探討了纏繞角度對(duì)管材各個(gè)方向形變的影響。朱彥聰?shù)萚20]采用力平衡法推導(dǎo)出了鋼絲纏繞增強(qiáng)塑料管常溫下爆破壓力計(jì)算公式。

1 理論模型分析

圖1 為復(fù)合管徑向1/4 橫截面示意圖。該管道由內(nèi)外HDPE 層與中間的滌綸纖維增強(qiáng)層組成，承載能力是3 層結(jié)構(gòu)受力疊加的結(jié)果。爆破強(qiáng)度取軸向強(qiáng)度與環(huán)向強(qiáng)度二者中的較小值。

圖1 復(fù)合管徑向1/4橫截面示意圖

假定管體和纏繞層共同承受內(nèi)壓作用，滌綸纖維纏繞方向與管道軸向夾角為α，°；纏繞層數(shù)為t；每層股數(shù)為b；單根合股高強(qiáng)絲最大斷裂強(qiáng)力為f，N；復(fù)合管的內(nèi)襯層內(nèi)半徑、增強(qiáng)層內(nèi)半徑、增強(qiáng)層外半徑、外保護(hù)層外半徑分別為r0、rq、rp、ri，mm；纏繞層拉伸強(qiáng)度為σc，MPa；HDPE 層拉伸強(qiáng)度為σh，MPa；軸向爆破強(qiáng)度為，MPa；環(huán)向爆破強(qiáng)度為pab，MPa。

圖2 復(fù)合管軸向截面示意圖

可得軸向爆破強(qiáng)度為：

管道承受內(nèi)壓時(shí)環(huán)向應(yīng)力平衡方程為：

可得環(huán)向爆破強(qiáng)度為：

軸向爆破強(qiáng)度和環(huán)向爆破強(qiáng)度中的最小值為復(fù)合管爆破強(qiáng)度，即：

2 短期爆破試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)管件參數(shù)

復(fù)合管管件采用寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司生產(chǎn)的DN 80 mm RTP 復(fù)合管，凈長(zhǎng)為1 m，依據(jù)圣維南原理，可忽略其邊界效應(yīng)。表1 為復(fù)合管幾何參數(shù)，表2 為內(nèi)外層及增強(qiáng)層材料物理性能。

表1 復(fù)合管幾何參數(shù)

表2 HDPE層及滌綸絲增強(qiáng)層力學(xué)性能

2.2 測(cè)試依據(jù)及方法

依據(jù)SY/T 6662.2—2020《石油天然氣工業(yè)用非金屬復(fù)合管 第2 部分：柔性復(fù)合高壓輸送管》標(biāo)準(zhǔn)要求，短期爆破試驗(yàn)按照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》中的規(guī)定，使用水壓爆破試驗(yàn)機(jī)對(duì)管件進(jìn)行加壓。

山西省醫(yī)學(xué)會(huì)心電信息專委會(huì)和山西省醫(yī)師協(xié)會(huì)心電醫(yī)師分會(huì)在2017年討論并發(fā)表了《山西省心電圖危急值報(bào)警和心電圖重大陽性值提示標(biāo)準(zhǔn)(試行)》[1]，2018年進(jìn)一步討論并通過了《山西省動(dòng)態(tài)心電圖重大陽性值提示建議》。在該建議擬定過程中，專家們參考了中華醫(yī)學(xué)會(huì)心電生理和起搏分會(huì)心電圖學(xué)學(xué)組制定的《動(dòng)態(tài)心電圖工作指南》[2]和國(guó)際動(dòng)態(tài)心電圖與無創(chuàng)心電學(xué)會(huì)發(fā)布的《2017專家共識(shí)聲明:門診心電圖和體外心臟監(jiān)測(cè)/遠(yuǎn)程監(jiān)測(cè)》[3]，還參考了歐洲心臟病學(xué)會(huì)、美國(guó)心臟病學(xué)會(huì)、美國(guó)心臟協(xié)會(huì)和世界心臟聯(lián)盟共同起草的《第四版心肌梗死全球統(tǒng)一定義》[4]。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果

圖3 為爆破失效后的管件撕裂破口位置形貌，圖4 為爆破試驗(yàn)升壓曲線，破口位置管徑膨脹明顯，撕裂位置滌綸纖維在其主應(yīng)力方向達(dá)到強(qiáng)度極限后發(fā)生斷裂，且內(nèi)層纖維纏繞方向出現(xiàn)較大破口，外層纖維纏繞方向破口較小。由于HDPE 彈性模量遠(yuǎn)低于滌綸合股高強(qiáng)絲的彈性模量，承載內(nèi)壓時(shí)纏繞層是主要承載部分，且承壓由內(nèi)向外逐步減小，內(nèi)層纖維層受力最大，最先被破壞。表3 所示為5 根試驗(yàn)管件的爆破值，均在24.8 MPa 左右，結(jié)果并無較大波動(dòng)。

圖3 爆破失效后管件破口形貌

圖4 爆破試驗(yàn)時(shí)間-壓力曲線

表3 復(fù)合管爆破值

3 結(jié)果與討論

3.1 理論與試驗(yàn)對(duì)比分析

表4 為纖維纏繞復(fù)合管理論值與測(cè)試值對(duì)比情況。爆破載荷理論計(jì)算公式推導(dǎo)均是以一定的簡(jiǎn)化和假設(shè)為前提的。軸向和徑向爆破強(qiáng)度值分別比測(cè)試值高31.65%與52.34%，二者差異較大，這是由于理論分析時(shí)假設(shè)材料為線彈性，當(dāng)增強(qiáng)層滌綸纖維達(dá)到強(qiáng)度極限同時(shí)失效，管件發(fā)生爆破，然而實(shí)際生產(chǎn)工藝導(dǎo)致的缺陷、纖維絲分布不均、纏繞角度偏差、管道幾何分布及材料性能波動(dòng)等都會(huì)導(dǎo)致一部分纖維絲率先達(dá)到強(qiáng)度極限而被破壞。這種失效模式并不成立，理論計(jì)算公式尚不能準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)爆破強(qiáng)度。

表4 復(fù)合管爆破理論值與測(cè)試值

3.2 修正理論方程

HDPE 層僅提供極小的拉伸應(yīng)力，由于增強(qiáng)層體積較大，HDPE 拉伸強(qiáng)度遠(yuǎn)低于滌綸纖維斷裂拉伸強(qiáng)度，可修正HDPE 層對(duì)爆破強(qiáng)度的影響。

通過水壓爆破試驗(yàn)可以發(fā)現(xiàn)，增強(qiáng)層外層纖維應(yīng)力值是增強(qiáng)層應(yīng)力遞減最小值。可將內(nèi)壓載荷作用下各層應(yīng)力狀態(tài)的差異等效為整體滌綸纖維拉伸強(qiáng)度的折損進(jìn)行修正。

根據(jù)上述修正分析提出滌綸纖維折損系數(shù)E：

式中：σp和σq為外層和內(nèi)層增強(qiáng)的等效應(yīng)力。

修正后管道軸向爆破強(qiáng)度為：

修正后管道環(huán)向爆破強(qiáng)度為：

結(jié)合式（2）、式（4）與式（6）、式（7）可得到圖5 中理論與修正爆破強(qiáng)度與纏繞角度關(guān)系對(duì)比曲線。隨著纏繞角度增大，修正軸向爆破強(qiáng)度與理論軸向爆破強(qiáng)度均顯著減小。但試驗(yàn)測(cè)試值更接近修正軸向爆破爆破壓力，表明修正HDPE 層的受力情況在考慮增強(qiáng)層載荷分布情況并進(jìn)行折減修正后，更符合實(shí)際情況。隨著纏繞角度增大，修正環(huán)向爆破強(qiáng)度與理論環(huán)向爆破強(qiáng)度的差值逐漸增大，修正環(huán)向爆破壓力值遠(yuǎn)低于理論模型的計(jì)算值；當(dāng)纏繞角度接近80°時(shí)，理論環(huán)向爆破強(qiáng)度趨近于無窮大，修正后環(huán)向爆破強(qiáng)度變化較為平緩，表明環(huán)向爆破強(qiáng)度修正后較為合理。

圖5 理論及修正爆破強(qiáng)度與纏繞角度關(guān)系

表5 為理論爆破強(qiáng)度值與試驗(yàn)測(cè)試值的對(duì)比情況。修正后的軸向及環(huán)向爆破強(qiáng)度與測(cè)試值相比增加了2.79%和1.12%，結(jié)果基本一致。修正后的理論公式可較為準(zhǔn)確計(jì)算該復(fù)合管的爆破載荷。

表5 理論爆破強(qiáng)度值與試驗(yàn)測(cè)試值

管件纏繞的角度對(duì)爆破載荷影響較大，隨著纏繞角度增大，爆破載荷先增大后減小，結(jié)合式（5）可知，在修正軸向與環(huán)向爆破強(qiáng)度相交處，存在最優(yōu)纏繞角度和最大爆破載荷。修正爆破載荷公式與理論爆破載荷公式的最佳纏繞角度分別為55.03°與52.93°，爆破載荷分別為25.23 MPa 與34.02 MPa，研究后可知對(duì)理論公式進(jìn)行修正十分必要。

4 結(jié)論

（1）依據(jù)管道環(huán)向及軸向材料力學(xué)平衡條件推導(dǎo)出了爆破載荷理論公式，發(fā)現(xiàn)增強(qiáng)層纏繞角度對(duì)爆破載荷影響較大，可通過調(diào)整纖維纏繞角度，獲得力學(xué)性能更優(yōu)的復(fù)合管。

（2）修正后理論公式將預(yù)測(cè)結(jié)果的相對(duì)誤差從52.34% 降到1.12%，可準(zhǔn)確預(yù)測(cè)短期爆破載荷與最佳纏繞角度，驗(yàn)證了該方程可用于復(fù)合管短期爆破載荷計(jì)算和優(yōu)化設(shè)計(jì)。

（3）該類型纖維纏繞增強(qiáng)復(fù)合管的最佳纏繞角度為55.03°，此時(shí)，管道的短期最大爆破載荷值為25.23 MPa。