鋼絲復(fù)合管室溫爆破強(qiáng)度及其與溫度的變化關(guān)系

周正偉，馮金茂

(浙江偉星新型建材股份有限公司 浙江 臨海 317000)

0 引 言

用于石油地面集輸領(lǐng)域的傳統(tǒng)管道主要是鋼管，但由于石油成分復(fù)雜，易腐蝕鋼管，造成石油泄漏，從而污染環(huán)境。為了解決鋼管腐蝕問題，管道廠家開始采用非金屬管道來運(yùn)輸石油，其中一種管道是鋼絲纏繞增強(qiáng)熱塑性樹脂復(fù)合管道。該管道是采用聚乙烯作為內(nèi)襯層，鋼絲纏繞增強(qiáng)作為中間層，聚乙烯作為外層，該三層結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)可以避免鋼絲直接與石油介質(zhì)接觸，而聚乙烯惰性強(qiáng)，從而能夠減少甚至杜絕石油的泄漏，保護(hù)了環(huán)境，創(chuàng)造了良好的經(jīng)濟(jì)效益[1-2]。

鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管由于其生產(chǎn)線長，設(shè)備龐大，其研究主要集中于國內(nèi)外的管道企業(yè)，科研院所通過與企業(yè)合作進(jìn)行相關(guān)研究。從發(fā)表的相關(guān)論文來看，國外對(duì)鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道較少。國內(nèi)浙江大學(xué)鄭津洋課題組和白勇課題組對(duì)鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的力學(xué)性能進(jìn)行了詳細(xì)的理論分析[3-9]，對(duì)鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管進(jìn)行短期爆破強(qiáng)度分析時(shí)主要是采用的力平衡法，這種方法不考慮鋼絲纏繞時(shí)鋼絲層所在的尺寸，只需要知道鋼絲的根數(shù)、鋼絲強(qiáng)度和纏繞角度即可，其計(jì)算公式中沒有鋼絲層所在半徑的相關(guān)參數(shù)。本文中采用了網(wǎng)絡(luò)理論[11]和Knapp[12]兩種方法，該方法考慮了鋼絲層所在半徑這一相關(guān)參數(shù)，并對(duì)三種方法的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

HDPE (牌號(hào)YGH041H) 由上海石化提供，其屈服強(qiáng)度為22 MPa，鍍銅鋼絲由江蘇勝達(dá)科技有限公司提供。鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管內(nèi)外徑分別為91.8 mm和110.2 mm，鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管內(nèi)襯層厚度為5.20 mm, 增強(qiáng)層厚度為1.20 mm，外層包覆層厚度為2.80 mm。鋼絲直徑為0.6 mm，其拉伸強(qiáng)度為2 200 MPa， 鋼絲總根數(shù)為60， 每層30根， 增強(qiáng)層鋼絲的纏繞角度為±55°，纏繞層數(shù)為2層。增強(qiáng)層用的粘結(jié)樹脂由上海邦中高分子材料有限公司提供。

1.2 試驗(yàn)方法

在不同溫度下(30～80 ℃)測(cè)試了鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的短期爆破強(qiáng)度，其短期爆破強(qiáng)度決定了鋼絲復(fù)合管的使用工作壓力， 測(cè)試時(shí)水壓逐漸增加直到鋼絲復(fù)合管發(fā)生破壞。測(cè)試時(shí)鋼絲復(fù)合管放置于一個(gè)恒溫的容器中，測(cè)試前對(duì)鋼絲復(fù)合管加熱2 h，保證其受熱均勻，樣品按照GB/T 15560進(jìn)行測(cè)試。

2 理論分析

2.1 力平衡法模型

浙江大學(xué)鄭津洋課題組采用力平衡法[3]來計(jì)算鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的爆破壓力，其認(rèn)為爆破壓力為環(huán)向爆破壓力和軸向爆破壓力中的較小值，鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的環(huán)向爆破壓力為式(1)：

(1)

鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的軸向爆破壓力為式(2)：

(2)

2.2 網(wǎng)絡(luò)理論

塑料管道的設(shè)計(jì)應(yīng)力為其運(yùn)行至少50 a所允許的環(huán)向應(yīng)力，熱塑性塑料管的設(shè)計(jì)應(yīng)力σs計(jì)算公式如式(3)[10]：

(3)

式中：MRS為最小要求靜液壓強(qiáng)度，對(duì)于聚乙烯材料PE100而言，其值為10 MPa；C為總體設(shè)計(jì)系數(shù)，對(duì)于聚乙烯材料PE100，其值為1.25；塑料管的最大允許工作壓力pPMS與設(shè)計(jì)應(yīng)力σs及管材的公稱直徑dn和公稱壁厚en的關(guān)系如式(4)：

(4)

式中：σs是設(shè)計(jì)應(yīng)力， MPa；dn是公稱直徑， mm；en是公稱壁厚， mm。

一般情況下，管材的破壞壓力(爆破壓力)為最大允許工作壓力的3倍。

當(dāng)進(jìn)行±55°單螺旋纏繞時(shí)，根據(jù)網(wǎng)絡(luò)理論[11]可以得到增強(qiáng)層的破壞壓力計(jì)算公式如式(5)：

(5)

式中：σc是增強(qiáng)層拉伸強(qiáng)度， MPa；t是增強(qiáng)層厚度，mm；D是增強(qiáng)層中面直徑，mm；pc是增強(qiáng)層提供的壓力， MPa。該式中已包含復(fù)合管增強(qiáng)層提供的工作壓力的3倍關(guān)系，計(jì)算時(shí)不需要再額外放大3倍。

2.3 Knapp理論

復(fù)合管在承受內(nèi)壓載荷作用時(shí)，管道截面處會(huì)發(fā)生兩種變化，一是截面在內(nèi)壓作用下會(huì)發(fā)生徑向向外擴(kuò)張的趨勢(shì)，二是增強(qiáng)層會(huì)對(duì)截面產(chǎn)生壓力作用，兩種作用共同對(duì)復(fù)合管的截面產(chǎn)生影響。根據(jù)文獻(xiàn)報(bào)道可知[9, 12]，增強(qiáng)層在受內(nèi)力作用后對(duì)管道截面產(chǎn)生的徑向壓力為：

(6)

式中：rn+1是第n層增強(qiáng)層外徑，mm；r1是第1層增強(qiáng)層內(nèi)徑，mm。

3 結(jié)果與討論

3.1 三種模型計(jì)算結(jié)果

在室溫下測(cè)得的鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的爆破強(qiáng)度為5.45 MPa，在第2部分的理論分析中，提供了三種不同的計(jì)算方法，計(jì)算結(jié)果見表1。通過三種方法對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，鄭津洋團(tuán)隊(duì)采用的力平衡法計(jì)算結(jié)果比測(cè)試值偏大，誤差高達(dá)34.31%，力平衡法主要是將管材整體看成剛性結(jié)構(gòu)，但由于塑料是粘彈性材料，其表現(xiàn)出的強(qiáng)度比理論計(jì)算結(jié)果偏??；網(wǎng)絡(luò)理論計(jì)算的結(jié)果比測(cè)試結(jié)果小，計(jì)算時(shí)忽略了增強(qiáng)層中塑料的存在，從結(jié)果看其可以用來預(yù)測(cè)鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的爆破壓力，可指導(dǎo)鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的強(qiáng)度設(shè)計(jì)；而Knapp法[12]計(jì)算結(jié)果最小，與實(shí)測(cè)結(jié)果偏差高達(dá)-18.72%。從計(jì)算過程中發(fā)現(xiàn)，用網(wǎng)絡(luò)理論計(jì)算時(shí)，鋼絲增強(qiáng)層對(duì)鋼絲復(fù)合管強(qiáng)度的增加值為1.19 MPa，占爆破強(qiáng)度的比值為23.75%；而用Knapp法計(jì)算時(shí)，鋼絲增強(qiáng)層對(duì)鋼絲復(fù)合管強(qiáng)度的增加值為0.61 MPa，占爆破強(qiáng)度的比值為13.77%，采用兩種方法計(jì)算的結(jié)果表明鋼絲對(duì)鋼絲管強(qiáng)度的增加值占比較小，只能通過增加鋼絲根數(shù)才能使得其增加值占比提高，但同時(shí)會(huì)增加鋼絲復(fù)合管的重量。

表1 復(fù)合管爆破強(qiáng)度實(shí)測(cè)值及不同計(jì)算方法結(jié)果對(duì)比

3.2 爆破強(qiáng)度與溫度的變化關(guān)系

鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管在不同溫度下的爆破強(qiáng)度如圖1所示。從圖中可以看出隨著溫度的升高，爆破強(qiáng)度逐漸下降，鋼絲作為金屬材料，在室溫至80 ℃范圍內(nèi)，其性能基本不發(fā)生變化，但是對(duì)于HDPE(PE100)來說，其性能在該溫度范圍內(nèi)會(huì)發(fā)生顯著變化，溫度升高，其分子鏈運(yùn)動(dòng)加快，基體材料軟化，導(dǎo)致鋼絲可以在增強(qiáng)層中發(fā)生滑移，復(fù)合管缺陷增多，從而使得鋼絲復(fù)合管的爆破強(qiáng)度逐漸降低。通過曲線擬合可得到鋼絲復(fù)合管爆破強(qiáng)度與溫度的變化關(guān)系如式(7)：

(7)

從擬合結(jié)果可看出，鋼絲復(fù)合管爆破強(qiáng)度與溫度呈現(xiàn)出兩條直線關(guān)系，并隨著溫度升高而強(qiáng)度發(fā)生下降，以60～65 ℃為分界線發(fā)生變化，從而預(yù)示著鋼絲復(fù)合管發(fā)生失效的原因隨著溫度的變化而不同，擬合出的兩條直線表明有兩種失效模式。低于60 ℃時(shí)爆破強(qiáng)度下降較快， 60～65 ℃之后爆破強(qiáng)度下降開始變得緩慢。

圖1 爆破強(qiáng)度與溫度的變化關(guān)系

3.3 失效分析

鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管破壞后的形貌如圖2所示，從失效結(jié)果圖可以看出鋼絲復(fù)合管發(fā)生破壞時(shí)產(chǎn)生的不同破壞形態(tài)的轉(zhuǎn)變溫度為65 ℃，與上面曲線擬合出的轉(zhuǎn)變溫度60～65 ℃比較吻合。65 ℃以下，鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管破壞的形態(tài)為沿著復(fù)合管軸向豎直破壞，呈現(xiàn)I型，破壞裂縫處的長度約為10 cm，鋼絲發(fā)生斷裂，此時(shí)對(duì)應(yīng)的內(nèi)壓為破壞壓力；超過65 ℃后，復(fù)合管發(fā)生凸起鼓脹破壞，部分鋼絲發(fā)生滑移，部分鋼絲發(fā)生斷裂。破壞形態(tài)中沒有出現(xiàn)鄭津洋課題組觀察到的U型破壞現(xiàn)象[5, 7]，這可能與增強(qiáng)層中鋼絲的分布及粘結(jié)牢固程度有關(guān)，如果鋼絲分布均勻且與熱熔膠粘結(jié)牢固，將會(huì)發(fā)生I型破壞，否則會(huì)發(fā)生U型破壞現(xiàn)象。

(從左至右30 ℃，40 ℃，45 ℃，50 ℃，55 ℃，60 ℃，65 ℃，70 ℃及80 ℃ )圖2 鋼絲復(fù)合管在不同溫度下發(fā)生失效時(shí)的破壞形態(tài)

鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管發(fā)生破壞時(shí)增強(qiáng)層鋼絲分布示意圖如圖3所示，左邊為豎直爆破，右邊為凸起鼓脹。對(duì)于豎直爆破，裂縫首先發(fā)生薄弱處c點(diǎn)和d點(diǎn)之間，然后沿著軸向向兩端擴(kuò)展通過b,a,e和f點(diǎn)。發(fā)生豎直破壞后，鋼絲復(fù)合管表面可以分成三個(gè)區(qū)域， 區(qū)域I是破壞裂縫所在的位置，此處鋼絲發(fā)生斷裂并被拔出；區(qū)域II為破壞失效的端部內(nèi)凹區(qū)；區(qū)域III 是鋼絲復(fù)合管未變形部分，區(qū)域II可以看成是區(qū)域I和區(qū)域III的過渡部分。

超過65 ℃以后，失效模式轉(zhuǎn)變?yōu)楸砻嫱蛊鸸拿?。?dāng)施加內(nèi)壓時(shí)，鋼絲復(fù)合管發(fā)生鼓脹變形而不是豎直破壞。鋼絲復(fù)合管粘結(jié)薄弱的地方鋼絲開始發(fā)生滑移并產(chǎn)生變形后發(fā)生失效，形成橢球型，一般是橢球型的凸起表面會(huì)產(chǎn)生一個(gè)小孔洞，鋼絲復(fù)合管內(nèi)部的熱水流出來，壓力測(cè)試設(shè)備顯示壓力無法繼續(xù)上升，從而認(rèn)定鋼絲復(fù)合管達(dá)到了最大時(shí)的破壞壓力。 如圖3右圖所示。

圖3 鋼絲復(fù)合管破壞時(shí)增強(qiáng)層鋼絲分布

4 結(jié) 論

1) 用三種不同的方法對(duì)鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的爆破強(qiáng)度進(jìn)行了理論計(jì)算分析，發(fā)現(xiàn)用網(wǎng)絡(luò)理論計(jì)算得到的結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果接近，其他方法計(jì)算誤差較大，可以用網(wǎng)絡(luò)理論計(jì)算方法來設(shè)計(jì)鋼絲復(fù)合管的爆破強(qiáng)度，而且計(jì)算方法簡單。鋼絲對(duì)鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的爆破強(qiáng)度增加值較小，只有增加鋼絲的根數(shù)才能提高增強(qiáng)層所占復(fù)合管爆破壓力的比例。

2)鋼絲增強(qiáng)復(fù)合管的爆破強(qiáng)度隨溫度增加而下降，60～65 ℃出現(xiàn)失效模式的轉(zhuǎn)變。