張曉健，蔡鎖德，魏 帆，文書林

（1.海洋石油工程股份有限公司，天津300461；2.中石化西南油氣分公司 基本建設處，成都610000；3.西安向陽航天材料股份有限公司，西安710025）

機械式復合管熱載荷作用下的屈曲分析

張曉健1，蔡鎖德2，魏 帆3，文書林3

（1.海洋石油工程股份有限公司，天津300461；2.中石化西南油氣分公司 基本建設處，成都610000；3.西安向陽航天材料股份有限公司，西安710025）

為了防止復合管內管鼓包產生的失效失穩(wěn)狀況，通過有限元軟件對規(guī)格為Φ219 mm×（14.3+3）mm機械式復合管的鼓包現(xiàn)象進行了屈曲分析。分析結果顯示，復合管在內外管之間的氣體壓力和溫度共同作用下會出現(xiàn)鼓包失效，且氣體壓力越大、加熱溫度越高、內管壁厚越薄、焊接間距越小，機械式復合管越容易發(fā)生鼓包現(xiàn)象。研究結果表明，徑向載荷是導致機械式復合管鼓包的主要因素，因此可以通過控制其內外管之間的氣體壓力和使用溫度降低復合管發(fā)生鼓包的概率，同時可以通過在復合管內添加焊點來提高其面內剛度，最終達到提高復合管抗鼓包能力的目的。

機械式復合管；屈曲；鼓包；氣體壓力；焊接間距；面內剛度

1 概 述

隨著油氣田開采環(huán)境的日益惡劣，普通碳鋼管已不能滿足耐腐蝕要求，從徹底解決管道腐蝕、實現(xiàn)管道在預定壽命周期免維護的角度出發(fā)，國內外開始研究采用復合管來代替普通碳鋼管。目前復合管的種類比較多，但根據(jù)復合管的界面狀態(tài)可以分為機械式復合管和冶金式復合管。機械式復合管以其成本低和良好的耐腐蝕性能得到了廣泛的應用，但由于機械式復合管內管外壁和外管內壁是通過過盈配合實現(xiàn)機械貼合而不是達到冶金結合，同時由于內管壁厚很小導致其徑向面內剛度很小，因此在很小的徑向載荷下，內管很容易出現(xiàn)內襯鼓包的失穩(wěn)失效。

目前，對復合管的設計往往僅從復合管的承壓和耐腐蝕性方面考慮，而忽略了復合管內管的剛度設計，因此當復合管內管的徑厚比較大時，在復合管的制作和使用過程中很容易導致復合管內管鼓包的屈曲失效，如圖1所示。

圖1 復合管內管鼓包

本研究以規(guī)格為Φ219 mm×（14.3+3）mm的機械式復合管作為分析對象，通過ABAQUS的有限元軟件進行數(shù)值模擬，首先分析了機械式復合管發(fā)生內管鼓包的載荷條件，其次分析了機械式復合管壁厚對鼓包的影響，最后分析了焊接間距對復合管鼓包的影響。

2 機械式復合管鼓包屈曲分析的有限元模擬

2.1 有限元模型

實際生產中，機械式復合管復合后內管存在一定的橢圓度，這是機械式復合管發(fā)生鼓包的主要因素之一，因此計算模型采用網(wǎng)格結點擾動來模擬內管橢圓度對鼓包的影響，模型中結點擾動幅值為內管厚度的1/3；又因為復合后內外管界面存在一定的氣體，在管道封焊和管道加熱的環(huán)境下，氣體會發(fā)生膨脹產生壓力，因此分析中氣體用施加于內管外壁的均勻壓力p來模擬。取整管焊接后的一段進行研究，根據(jù)對稱關系建立二分之一模型，在模型兩端約束z方向位移，并限制截面中間位置y方向的運動，以約束結構剛體位移，同時縱向中面采用x方向對稱條件。此外，模型兩端理想焊接，用tie約束模擬。模型結構處于等溫場內，溫度由0℃開始線性增加至800℃。

為了準確模擬復合管內管的鼓包，將內外管沿厚度方向劃分為三層網(wǎng)格，并且在內管擾動的位置網(wǎng)格最細，隨著遠離擾動位置的增加網(wǎng)格越來越粗。整個模型采用8節(jié)點線性減縮積分單元C3D8R，內管的單元數(shù)量為36 000，外管單元數(shù)量為18 000，劃分完網(wǎng)格后的機械式復合管模型如圖2所示。

圖2 劃分網(wǎng)格后的有限元模型

2.2 計算工況

本研究分析了溫度、焊接間距、內管壁厚對機械式復合管內管鼓包的影響，具體的工況參數(shù)見表1。

表1 機械式復合管鼓包分析工況

2.3 材料參數(shù)

機械式復合管是通過爆燃使基/襯層達到機械貼合，復合過程中內管發(fā)生了彈塑性變形，外管只發(fā)生彈性變形，為了使計算結果更能反映實際情況，本次計算采用外管和內管的實測應力-應變曲線進行屈曲失效分析。圖3和圖4分別是復合管后內管和外管的應力-應變曲線。

根據(jù)實測內管和外管的應力-應變曲線計算出內外管的材料參數(shù)，見表2。

圖3 復合后內管實測的應力-應變曲線

圖4 復合后外管實測的應力-應變曲線

表2 內管和外管計算的材料參數(shù)

3 機械式復合管鼓包分析結果

研究用機械式復合管規(guī)格為Φ219 mm×（14.3+3）mm，管長1 500 mm。圖5是復合管在氣體壓力為8 MPa、整管加熱到520℃時鼓包位移云圖。從云圖上可以看到，鼓包處的最大徑向位移為53 mm，說明在氣體壓力和管子加熱共同作用下機械式復合管就有可能發(fā)生內管的鼓包失效。

圖5 氣體壓力和溫度共同作用下復合管鼓包位移云圖

3.1 溫度和氣體壓力對機械式復合管鼓包的影響

圖6為研究用機械式復合管在不同氣壓作用下內管翹起部分最大位移隨溫度的變化曲線。從圖6可以看出：①隨著加熱溫度的增加，鼓包的最大徑向位移也在急劇增加，這說明溫度是影響鼓包的主要因素之一；②在同樣溫度下，氣體壓力越大鼓包的徑向位移也越大，因此降低內外管之間的氣體壓力有助于防止復合管內管的鼓包。

圖6 鼓包最大位移隨溫度的變化曲線

3.2 內管厚度對復合管鼓包的影響

圖7為壁厚1.5 mm的機械式復合管鼓包的位移云圖，圖8為不同壁厚的復合管鼓包徑向位移沿管長方向的分布情況。根據(jù)圖7和圖8給出的計算結果，當內管厚度減小1/2，即h=1.5 mm時，在1.8 MPa氣壓的單獨作用下內管即可發(fā)生屈曲，而且鼓包貫穿整個復合管，呈條狀。由此可知，當內管壁變薄時，非常小的氣壓作用就可誘發(fā)內管的屈曲，熱應力則成為次要因素，而且失穩(wěn)變形是在具有幾何缺陷的局部位置萌生后快速擴展至整個內管，使結構發(fā)生嚴重的失效。

圖7 壁厚為1.5 mm的機械式復合管鼓包位移云圖

圖8 不同壁厚的復合管鼓包徑向位移沿管長方向的分布

3.3 焊接間距對復合管鼓包的影響

由于焊接位置處外管將約束內管的變形，因此焊接間距越小，焊接部位對內管變形的影響越大。計算中對內管中間位置的網(wǎng)格進行了擾動，焊接間距對熱屈曲的影響則可以通過鼓包最大位移的變化來反映。

圖9為復合管鼓包最大位移隨焊接間距的變化曲線，由圖9可知，內管翹起部分的最大位移隨焊接間距的增加而增大,因此減小焊接間距可以改善復合管的抗熱失穩(wěn)性能。

圖9 復合管鼓包最大位移隨焊接間距的變化曲線

4 結 論

（1）在徑向外壓和溫度作用下，機械式復合管內管會產生鼓包的失效失穩(wěn)形式。

（2）內外管之間的氣體壓力對復合管的鼓包影響較大，因此降低復合管內外管之間的氣體壓力有助于防止復合管發(fā)生鼓包。

（3）復合管加熱溫度對復合管鼓包影響較大，因為復合管內外管的材質不同，其熱膨脹系數(shù)也不同，內管的熱膨脹系數(shù)較大，而外管的熱膨脹系數(shù)較小，因此當復合管加熱到一定溫度時，內外管之間會產生徑向的相互接觸壓力，這是導致內管發(fā)生鼓包的主要載荷。由于溫度越高，內外管之間的接觸壓力就越大，復合管就越容易鼓包，因此降低復合管的加熱溫度可以防止復合管鼓包。

（4）復合管內管壁厚越小，越容易出現(xiàn)鼓包，因此增加復合管內管的壁厚可以提高復合管抗鼓包的能力，這要求在復合管設計時不能僅從耐腐蝕性來設計，還要充分考慮復合管內管的壁厚和剛度問題。

（5）焊接間距影響復合管的面內剛度，焊接間距越小，面內剛度越大，因此能夠通過減小焊接間距來提高復合管的抗鼓包能力。

[1]杜清松，曾德智.雙金屬復合管塑性成型有限元模擬［J］.天然氣工業(yè)，2008，28（9）：64-66.

[2]胡雪峰，張燕飛，魏帆.機械式復合管彎曲性能分析[J].焊管，2012,35（11）：34-39.

[3]VASILIKIS D，KARAMANOS S A.Mechanics of confined thin-walled cylinders subjected to external pressure[J].Transactions of the ASME，2014，66:010801.

[4]ZEINODDINI M，EZZATI M，GAR PARKE.Plastic buckling,wrinkling and collapse behavior of dented X80 steel line pipes under axial compression[J].Journal of Loss Prevention in the Process Industries,2015（38）:67-68.

[5]江丙云，孔祥宏，羅元元.ABAQUS工程實例詳解[M].北京：人民郵電出版社,2014.

[6]李兆超.地下管道屈曲穩(wěn)定研究 [D].杭州：浙江大學.2015.

[7]SAMMARI A,JULLIEN J F.Creep bucking of cylindrical shells under external lateral pressure[J].Thin-Walled Structures,1995，23（1-4）:255-269.

[8]RUEDA F,OTEGUI J L,FRONTINI P.Numerical tool to model collapse of polymeric liners in pipelines[J].Engineering Failure Analysis,2011，20（3）:25-34.

[9]OHGA M,WIJENAYAKA A S,JGA Croll.Reduced stiffness buckling of sandwich cylindrical shells under uniform external pressure[J].Thin-walled Structures，2005,43（43）:1188-1201.

[10]BOOT J C.Elastic bucking of cylindrical pipe linings with small imperfections subject to external pressure[J].Tunneling and Under Ground Space Technology，1997,12（1）:3-15.

Buckling Analysis of Mechanical Composite Pipe under Thermal Load

ZHANG Xiaojian1,CAI Suode2,WEI Fan3,WEN Shulin3
（1.Offshore Oil Engineering Co.,Ltd.,Tianjin 300461,China；2.Construction Division,SINOPEC Southwest Oil and Gas Branch Company,Chengdu 610000，China；3.Xi’an Sunward Aerospace Material Co.,Ltd,Xi'an 710025,China）

In order to prevent the failure and instability caused by the lined pipe bulge of composite pipe,it carried out buckling analyses for bulge phenomenon of Φ219 mmx（14.3+3） mm mechanical composite pipe.The analysis results indicated that,under the combined action of gas pressure and temperature,the bulge phenomenon appeared.The greater gas pressure,the higher the heating temperature,the thinner of lined pipe wall thickness,the smaller weld-spacing,and the bulge occurred more easily.Research results showed that the radial load was the main factor lead to mechanical composite tube bulge,thus through controlling gas pressure and temperature,it can reduce the bulge probability,at the same time,by adding the solder joints in lined pipe to increase its stiffness,ultimately achieved the goal of improving composite pipe bulge resistance.

mechanical composite pipe;buckling;bulge;gas pressure;weld-spacing；lined pipe stiffness

TG376

B

10.19291/j.cnki.1001-3938.2016.11.009

張曉?。?986—），男，畢業(yè)于東北石油大學，工程師，現(xiàn)在海洋石油工程股份有限公司從事海洋石油工程項目管理工作。

2016-05-03

黃蔚莉