劉文舒，張戰(zhàn)歡，劉 杰，秦升學(xué)，王慶昭

(1.山東科技大學(xué) 機(jī)械電子工程學(xué)院，山東青島 266590；2.青島海聚新材料科技有限公司，山東青島 266590；3.山東科技大學(xué) 化學(xué)與環(huán)境工程學(xué)院，山東青島 266590)

0 引言

國(guó)外從20世紀(jì)60年代就開始了對(duì)增強(qiáng)熱塑性塑料復(fù)合管(Reinforced Thermoplastic Composite Pipe,RTP )的試驗(yàn)和研究。RTP與傳統(tǒng)的金屬管道和塑料管道相比，既保留了塑料管的柔韌、耐腐蝕的特點(diǎn)；又具有較高的耐壓強(qiáng)度，可盤卷供應(yīng)，運(yùn)輸方便且鋪設(shè)迅速等優(yōu)點(diǎn)。近年來，RTP在石油燃?xì)廨斔?、礦山及航空航天等領(lǐng)域的應(yīng)用越來越廣泛，是熱門的研究方向之一[1-3]。RTP接頭是復(fù)合管網(wǎng)系統(tǒng)中最關(guān)鍵同時(shí)也是最脆弱的環(huán)節(jié)之一，開展對(duì)RTP接頭的研究是十分必要的。

RTP管體之間的連接方式通常有機(jī)械壓緊式和非機(jī)械壓緊式兩大類，目前應(yīng)用較廣泛的是機(jī)械壓緊式連接。機(jī)械壓緊式連接又可分為機(jī)械扣壓式和楔塊壓緊式等，其中機(jī)械扣壓式接頭[4-6]廣泛應(yīng)用于陸地石油輸送等領(lǐng)域；楔塊夾緊式接頭[7]常用在小口徑RTP高壓或超高壓(工作壓力大于15 MPa)的工況條件，王少鵬等[8]對(duì)此楔塊夾緊式接頭進(jìn)行了結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，并基于有限元理論進(jìn)行有限元分析模型，得到該新型楔塊夾緊式接頭系統(tǒng)在極限工作內(nèi)壓條件下的 von Mises應(yīng)力、接觸應(yīng)力和剪切應(yīng)力，驗(yàn)證了新型楔塊夾緊式接頭系統(tǒng)的設(shè)計(jì)可行性與結(jié)構(gòu)可靠性；非機(jī)械壓緊式接頭主要包括電熔接頭和熱熔接頭等，目前國(guó)內(nèi)廠家生產(chǎn)的孔網(wǎng)鋼骨架增強(qiáng)電熔接頭[9]可適用于不超過2.5 MPa工作壓力的工況；馮海彥等[10]采用了一種活套法蘭接頭用于鋼骨架塑料復(fù)合管的連接，該連接解決了現(xiàn)有法蘭連接封面易錯(cuò)位及密封不緊密的問題。

DAS等[11]對(duì)內(nèi)壓和拉伸載荷下的復(fù)合管接頭進(jìn)行了失效分析；FIGIEL等[12]對(duì)拉伸作用下的復(fù)合管接頭進(jìn)行了數(shù)值模擬；OUYANG[13-14]分析了復(fù)合管接頭在扭轉(zhuǎn)載荷下的應(yīng)力分布狀態(tài)；SULU等[15]對(duì)復(fù)合管熔接接頭進(jìn)行了應(yīng)力分析和失效分析；胡安琪等[16]研究了聚乙烯管道電熔接頭熔區(qū)的應(yīng)力分布情況；祝春艷[17]研究了在對(duì)承壓筒體進(jìn)行有限元分析時(shí)，單元層數(shù)對(duì)模擬結(jié)果的影響。

就目前的復(fù)合管接頭而言，機(jī)械扣壓式接頭多應(yīng)用于中高壓管道連接，但存在安裝困難、成本高等問題；非機(jī)械扣壓式接頭多應(yīng)用于低壓管道連接，仍難以在高壓力條件下使用。為解決上述問題，本文以連續(xù)玻纖增強(qiáng)熱塑性塑料復(fù)合管為研究對(duì)象，針對(duì)RTP大口徑低壓管道和小口徑中高壓管道設(shè)計(jì)新的接頭結(jié)構(gòu)，提供新的設(shè)計(jì)方法，并通過有限元分析和試驗(yàn)驗(yàn)證該理論計(jì)算方法的正確性。

1 材料與設(shè)計(jì)方法

1.1 材料

連續(xù)玻纖帶增強(qiáng)熱塑性塑料復(fù)合管(Continuous Glass Fiber Tape Reinforced Thermoplastic Composite Pipe，GFT-RTP)具有三層結(jié)構(gòu)，其中內(nèi)層和外層分別是高密度聚乙烯(High Density Polyethylene，HDPE，型號(hào)PE100)，中間層是連續(xù)玻纖增強(qiáng)帶，樣品的幾何參數(shù)如表1所示。RTP樣品1和樣品2采用了不同型號(hào)的玻纖帶，分別為玻纖帶-a和玻纖帶-b，它們的性能參數(shù)分別如表2,3所示，RTP內(nèi)、外層HDPE與玻纖帶中HDPE性能相同。

表1 RTP幾何參數(shù)

表2 玻纖帶的材料參數(shù)

表3 玻纖帶的彈性參數(shù)

1.2 RTP接頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.2.1 對(duì)焊熱熔接頭設(shè)計(jì)

以大口徑低壓RTP(樣品1)為研究對(duì)象，提出了對(duì)焊熱熔式接頭，接頭的結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 對(duì)焊熱熔結(jié)構(gòu)示意

依照表1的數(shù)據(jù)，樣品1的RTP屬于薄壁管材，此處假設(shè)此對(duì)焊接頭的幾何尺寸也屬于薄壁管材范疇(規(guī)定K=Dn/dn，當(dāng)K<1.2時(shí)屬于薄壁管；反之屬于厚壁管)。

對(duì)焊熱熔接頭在熔接縫及其兩側(cè)為單一的HDPE材料，是接頭中強(qiáng)度最薄弱的部分，依照彈性失效準(zhǔn)則中的中徑公式計(jì)算其結(jié)構(gòu)參數(shù)，使其滿足強(qiáng)度要求。中徑公式的表達(dá)式為：

(1)

式中，δ為管材壁厚，mm；P為最大內(nèi)壓，MPa；dm為管材中徑，mm；[σ]為環(huán)向許用應(yīng)力，MPa。

(2)

圖1中熱熔對(duì)焊接頭的長(zhǎng)度L應(yīng)該依照管材與接頭中最弱界面的界面結(jié)合強(qiáng)度來計(jì)算。本文中采用的RTP管材分為內(nèi)層、增強(qiáng)層和外層，其中增強(qiáng)層由多層玻纖帶粘接組成，其多層結(jié)構(gòu)通過熱熔接完全的粘接為一個(gè)整體，但由于內(nèi)層和外層為HDPE材料，玻纖帶基體為改性后的HDPE材料，且玻璃纖維束在經(jīng)浸潤(rùn)劑浸潤(rùn)后再包覆外層基體材料，故雖然RTP是整體連續(xù)的材料，但各層間的結(jié)合強(qiáng)度存在差異，包括HDPE間的粘結(jié)強(qiáng)度、改性HDPE的粘結(jié)強(qiáng)度、HDPE與改性HDPE的層間粘結(jié)強(qiáng)度以及改性HDPE與玻璃纖維束的層間粘結(jié)強(qiáng)度。本文認(rèn)為，增強(qiáng)層最外層改性HDPE與玻璃纖維束的層間粘結(jié)強(qiáng)度低于其他層間粘結(jié)強(qiáng)度，即增強(qiáng)層最外層的改性HDPE與玻璃纖維束的層間粘結(jié)強(qiáng)度為RTP最弱層間剝離強(qiáng)度。

通過進(jìn)行相關(guān)試驗(yàn)，即分別設(shè)置多組不同長(zhǎng)度L的接頭進(jìn)行常溫爆破試驗(yàn)，觀察接頭的失效形式，試驗(yàn)后接頭的失效情況如圖2所示。試驗(yàn)結(jié)果證明玻璃纖維束外表面與浸潤(rùn)劑之間的界面強(qiáng)度在RTP中是最弱的，并且求得該最弱強(qiáng)度值σmin=6 MPa。

圖2 對(duì)焊熱熔接頭試驗(yàn)失效情況

根據(jù)靜力平衡條件，有：

(3)

代入數(shù)據(jù)后可求得L=89.24 mm。

1.2.2 對(duì)焊鎧裝接頭設(shè)計(jì)

根據(jù)上文的計(jì)算方法不難發(fā)現(xiàn)，當(dāng)管道內(nèi)的壓力逐漸增大時(shí)，其要求接頭所能承載的環(huán)向力也快速增大，也就導(dǎo)致對(duì)焊熱熔接頭的高度(H)的值越來越大，這表明，對(duì)焊熱熔接頭很難適用于壓力較高的復(fù)合管材。因此設(shè)計(jì)了對(duì)焊鎧裝式接頭，接頭的結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 對(duì)焊鎧裝式接頭結(jié)構(gòu)示意

對(duì)焊鎧裝接頭是在對(duì)焊熱熔接頭的基礎(chǔ)上增加了金屬鎧裝套筒，增強(qiáng)了接頭的強(qiáng)度，可使其滿足較高的內(nèi)壓使用要求。本文以RTP樣品2為研究對(duì)象，確定接頭參數(shù)的計(jì)算方法。

與對(duì)焊熱熔接頭要求不同的是，圖3中的結(jié)構(gòu)對(duì)H沒有特殊要求，此處取H=10 mm，由表1中的數(shù)據(jù)可知，樣品2 RTP屬于厚壁管材，則它的環(huán)向應(yīng)力應(yīng)當(dāng)按照拉梅公式計(jì)算：

(4)

式中，a為內(nèi)半徑,mm；b為外半徑,mm；r為截面上任意一點(diǎn)到截面中心的距離,mm，且a≤r≤b。

首先計(jì)算對(duì)焊鎧裝接頭中HDPE部分能夠承受的最大內(nèi)壓，依據(jù)式(4)，代入數(shù)據(jù)得到Pp=11.08 MPa，則需要鎧裝套筒所需承受的內(nèi)壓Ps=P-Pp，算得Ps=33.92 MPa。

此時(shí)假設(shè)金屬鎧裝套筒屬于薄壁結(jié)構(gòu)，根據(jù)式(1)計(jì)算得到鎧裝套筒厚度Tk1=8.56 mm，驗(yàn)算套筒是屬于薄壁管材，前文假設(shè)成立，通過中徑公式得到的Tk1的值是準(zhǔn)確的。

圖3中Tk2與L的值應(yīng)該分別滿足極限內(nèi)壓下的軸向力要求，其中L依據(jù)式(3)求得L=130.63 mm；Tk2根據(jù)靜力平衡條件有：

(5)

式中，σs為金屬鎧裝套筒的屈服強(qiáng)度，MPa,此處選擇Q235，σs=235 MPa,可求得Tk2=1.74 mm。

1.3 有限元計(jì)算法

使用ANSYS軟件對(duì)RTP樣品1及對(duì)應(yīng)的對(duì)焊熱熔接頭進(jìn)行有限元計(jì)算。在建立有限元模型時(shí)，選擇的單元類型為殼單元Shell 281，這種單元是一種8節(jié)點(diǎn)三維殼單元，每個(gè)節(jié)點(diǎn)具有6個(gè)自由度，適合于薄殼或者中薄殼的分析。

參照表2,3中數(shù)據(jù)進(jìn)行材料屬性設(shè)置，并根據(jù)表1中數(shù)據(jù)及接頭結(jié)構(gòu)參數(shù)建立RTP及對(duì)焊熱熔接頭的有限元模型，對(duì)不同的模型結(jié)構(gòu)設(shè)置不同的截面，具體截面分配情況見圖4，不同截面的鋪層角度如圖5所示。

圖4 截面分配圖

(a)截面1 (b)截面2 (c)截面3

根據(jù)RTP和接頭的幾何尺寸對(duì)有限元模型進(jìn)行合理的網(wǎng)格劃分，將管材圓周方向均勻劃分為80份，并將其軸向方向劃分為110份，每層共劃分9 787個(gè)單元。

載荷條件設(shè)置為在管材及接頭內(nèi)表面施加均布?jí)毫Γ瑝毫?shù)值為3倍RTP公稱壓力。邊界條件為RTP一端的封頭設(shè)置完全固定約束，另一端封頭僅釋放軸向方向的自由度，其結(jié)果如圖6所示。

(a)有限元模型 (b)模型網(wǎng)格劃分 (c)邊界條件設(shè)置

2 結(jié)果與討論

2.1 有限元計(jì)算結(jié)果

RTP及對(duì)焊熱熔接頭在極限內(nèi)壓載荷下各層的等效應(yīng)力分布情況如圖7所示，可以看出RTP管材中的玻纖帶增強(qiáng)層承受的應(yīng)力遠(yuǎn)大于內(nèi)外層HDPE的應(yīng)力，分別選取截面1、截面2和截面3中間的節(jié)點(diǎn)為研究對(duì)象，其在圓柱坐標(biāo)系下的應(yīng)力分布情況如圖8所示。

圖7 極限內(nèi)壓載荷下RTP及接頭的等效應(yīng)力分布

(a)截面1 (b)截面2 (c)截面3

從圖8可以看出，徑向應(yīng)力遠(yuǎn)小于環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力且接近于0，表明對(duì)于薄壁管材來說可以近似將其看作平面應(yīng)力問題進(jìn)行分析。在有玻纖增強(qiáng)層存在的截面中，增強(qiáng)層的應(yīng)力遠(yuǎn)大于內(nèi)外層的應(yīng)力，在完全由HDPE組成的截面3中，環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力從內(nèi)層到外層逐漸降低，應(yīng)力最大處發(fā)生在最內(nèi)層。

圖9示出截面1、截面2和截面3的各層的環(huán)向應(yīng)力與軸向應(yīng)力對(duì)比情況?？梢钥闯觯孛?各層的軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力均小于截面1各層的軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力，這是因?yàn)樵诮孛?段管材外層又熔接了高度h的HDPE，改善了其受力情況，故可得出以下結(jié)論：覆蓋有增強(qiáng)層的接頭段受力情況優(yōu)于RTP管材段，即管材的失效將先于覆蓋有增強(qiáng)層的接頭段。

截面3部分最高軸向應(yīng)力和最高環(huán)向應(yīng)力均出現(xiàn)在第1層，最大值分別為15.8 MPa和14 MPa，另截面3部分第一層(內(nèi)層)的等效應(yīng)力為21.11 MPa，略小于理論計(jì)算值22 MPa，誤差大小為4%，誤差范圍較小，在工程計(jì)算和工程應(yīng)用的可接受范圍。產(chǎn)生此誤差的原因分析如下：在理論計(jì)算過程中，對(duì)計(jì)算結(jié)果取有效數(shù)字時(shí)采用了“進(jìn)一法”和“去尾法”，這會(huì)導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果偏大。

圖9(f)中，截面2，3的軸向應(yīng)力值分別為-2.64 MPa和-0.8 MPa，表明截面2，3的最外層承受軸向壓應(yīng)力作用，ANSYS有限元模擬結(jié)果中顯示此兩部分的軸向應(yīng)變也同為壓應(yīng)變，這是因?yàn)榻宇^兩側(cè)的RTP管材在極限內(nèi)壓載荷下發(fā)生了較大程度變形，且其變形程度大于截面2，3接頭處的變形程度，故對(duì)接頭處產(chǎn)生了軸向壓縮效果。

圖9 不同截面各層軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力的對(duì)比

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

分別對(duì)RTP樣品1、對(duì)焊熱熔接頭以及RTP樣品2與對(duì)焊鎧裝接頭進(jìn)行爆破試驗(yàn)和常溫靜液壓試驗(yàn)，常溫短期靜液壓壓力設(shè)置為RTP公稱壓力的1.5倍。試驗(yàn)樣品如圖10,11所示。

圖10 RTP樣品1與對(duì)焊熱熔接頭試驗(yàn)樣品

圖11 RTP樣品2與對(duì)焊鎧裝接頭試驗(yàn)樣品

在進(jìn)行爆破試驗(yàn)時(shí)，對(duì)RTP樣品1和RTP樣品2壓力試驗(yàn)機(jī)的壓力進(jìn)給速率分別設(shè)置為0.05 MPa/s和0.75 MPa/s，試驗(yàn)結(jié)果全部為RTP管道破裂失效，對(duì)焊熱熔接頭和對(duì)焊鎧裝接頭在試驗(yàn)前后無明顯變化，試驗(yàn)過程中的壓力曲線分別如圖12所示。

(a)樣品1

(b)樣品2

圖13 不同規(guī)格RTP下兩種接頭爆破試驗(yàn)結(jié)果分布

短期靜液壓試驗(yàn)在20 ℃條件下進(jìn)行，時(shí)間為100 h，試驗(yàn)結(jié)束后樣品1和樣品2的接頭未發(fā)生明顯變化，試驗(yàn)過程中的壓力曲線如圖14所示。

(a)樣品1

(b)樣品2

長(zhǎng)期力學(xué)性能試驗(yàn)對(duì)管材和接頭的應(yīng)用十分重要，以圖13中公稱壓力分別為2 MPa和4 MPa的RTP樣品3、樣品4為研究對(duì)象，采用上文的理論設(shè)計(jì)方法，分別設(shè)計(jì)并制造了相應(yīng)的對(duì)焊熱熔接頭和對(duì)焊鎧裝接頭，并對(duì)兩種接頭進(jìn)行了常溫長(zhǎng)期(1 000 h)靜液壓試驗(yàn)。RTP樣品3和樣品4的參數(shù)如表4所示，接頭及RTP樣品見圖15，接頭的常溫長(zhǎng)期靜液壓壓力-時(shí)間曲線見圖16。

表4 RTP樣品3、樣品4的參數(shù)

(a)RTP樣品3及對(duì)焊熱熔接頭 (b)RTP樣品4及對(duì)焊鎧裝接頭

(a)對(duì)焊熱熔接頭

(b)對(duì)焊鎧裝接頭

在常溫長(zhǎng)期靜液壓試驗(yàn)中，對(duì)焊熱熔接頭、對(duì)焊鎧裝接頭分別以1.2倍公稱壓力、1.5倍公稱壓力進(jìn)行，1 000 h靜液壓試驗(yàn)完成后，接頭處無破裂、無泄漏，且對(duì)焊熱熔接頭以及對(duì)焊鎧裝接頭尺寸未發(fā)生明顯變化，認(rèn)為對(duì)焊熱熔接頭和對(duì)焊鎧裝接頭通過常溫長(zhǎng)期靜液壓試驗(yàn)。

綜上所述，有限元計(jì)算結(jié)果和理論計(jì)算結(jié)果吻合較好，兩結(jié)果誤差僅為4%，且對(duì)焊熱熔接頭和對(duì)焊鎧裝接頭通過了爆破試驗(yàn)、常溫短期靜液壓試驗(yàn)和常溫長(zhǎng)期靜液壓試驗(yàn)。表明本文提出的兩種新型復(fù)合管接頭結(jié)構(gòu)滿足使用要求，且接頭的強(qiáng)度設(shè)計(jì)方法是可行的。

3 結(jié)論

(1)以玻纖增強(qiáng)熱塑性塑料復(fù)合管為研究對(duì)象，提出了兩種新的接頭結(jié)構(gòu)形式，其中對(duì)焊熱熔接頭可適用于大口徑、低壓RTP管材，對(duì)焊鎧裝接頭可適用于小口徑、中壓或高壓RTP管材。

(2)提出了新型接頭結(jié)構(gòu)參數(shù)的理論計(jì)算方法，并通過有限元計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證了該計(jì)算方法的正確性。