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，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層粘彈性模型對恒定內(nèi)壓作用下周向和軸向應(yīng)變隨時間的變化進(jìn)行了理論預(yù)測，發(fā)現(xiàn)與實(shí)測數(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)合管為研究對象，參照GB/T 15560—1995《流體輸送用塑料管材液壓瞬時爆破和耐壓試驗(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)場服役813天的復(fù)合管進(jìn)行水壓瞬時爆破試驗(yàn)，分析爆破特征，確定其瞬時爆破壓力，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應(yīng)變。這對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)，型號為uT8904FRS-DY；應(yīng)變片，型號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)壓性能的測定》，測試管有效長度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)、環(huán)向(4個)、45°方向(8個，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試管如圖3所示。

圖3 水壓爆破試驗(yàn)現(xiàn)場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)生時的壓力及爆破過程中各位置的瞬時應(yīng)變。

圖4 壓力-時間歷程曲線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，隨著測試管段內(nèi)壓增大，其應(yīng)變分為3個階段：(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，直至整個截面發(fā)生塑性變形，相對薄弱部位向外膨出；(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。

不同條件下測試管段爆破口形貌如圖5所示?？梢钥闯?，所有測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)滲透會急速增大，一旦介質(zhì)滲透進(jìn)入增強(qiáng)層，會引起鋼絲腐蝕。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。采用軟尺測量爆破口處周長，數(shù)據(jù)如表1所示。管段外徑為75 mm，可知其初始周長為235.62 mm，定義周長變化率為爆破口處最大周長和初始周長的差值與初始周長之比。由表1可看出，現(xiàn)場服役后復(fù)合管較新管表現(xiàn)出更好的膨脹延展性能，周長變化率平均為9.71%，比新管周長率增大1.01倍，經(jīng)35,50 ℃水浸泡后的模擬老化管周長變化率相對較小。

圖5 測試管段爆破口形貌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Tab.1 Circumference of the fracture of composite pipe reinforced by cross-winding steel wire

2.2 瞬時爆破壓力

復(fù)合管爆破時的內(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，短期模擬老化對其極限承壓沒有影響，說明短期浸泡不會改變聚乙烯分子之間聯(lián)結(jié)力；現(xiàn)場服役813天后，復(fù)合管的極限承壓降為18.95 MPa。結(jié)合爆破口周長變化率可知，現(xiàn)場服役后引起復(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)合管短時爆破壓力Tab.2 Short-term burst pressure of composite pipe reinforced by cross-winding steel wire

2.3 瞬時應(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)變在內(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個階段：(1)當(dāng)管內(nèi)壓力小于2.48 MPa(7 s)時，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，應(yīng)變隨壓力升高線性增大，定義為線性增長段；(3)內(nèi)壓在11.72～16.09 MPa(32～44.8 s)時，應(yīng)變隨內(nèi)壓升高指數(shù)增大，定義為指數(shù)增長段；(4)內(nèi)壓在16.09～19.0 MPa(44.8～52 s)時，應(yīng)變再次線性增長；(5)在52 s時，復(fù)合管起爆，應(yīng)變隨時間發(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，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)場管4#,5#,6#位置(見圖2)在爆破過程中對應(yīng)的軸向、45°方向、環(huán)向應(yīng)變隨時間的變化曲線?？梢钥闯觯S著時間延長，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)場管不同方向應(yīng)變的比值隨時間(圖8(a)中10～50 s，圖8(b)中30～45.4 s)的變化?？梢钥闯?，2#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)場管的環(huán)向應(yīng)變與軸向應(yīng)變的比值隨時間變化較大。

(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)對鋼絲纏繞增強(qiáng)復(fù)合管新管、14天模擬老化管及現(xiàn)場服役813天老化管進(jìn)行了水壓爆破測試，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天浸泡老化對其極限承壓沒有影響，而現(xiàn)場服役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。