大管徑螺旋纏繞高壓玻璃鋼管纏繞角度對其強度的影響研究

盧衛卓，郭龍創，周松林，郭利軍

(1.北京隆盛泰科石油管科技有限公司　北京　100101; 2.寶鈦集團有限公司　陜西　寶雞　721014; 3.連云港中復連眾復合材料集團有限公司　河北　連云港　222006)

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大管徑螺旋纏繞高壓玻璃鋼管纏繞角度對其強度的影響研究

盧衛卓1，郭龍創2，周松林3，郭利軍1

(1.北京隆盛泰科石油管科技有限公司北京100101; 2.寶鈦集團有限公司陜西寶雞721014; 3.連云港中復連眾復合材料集團有限公司河北連云港222006)

摘要:針對大管徑螺旋纏繞高壓玻璃鋼管在實際生產過程中因纏繞角度的變化導致其短時水壓失效強度發生明顯變化進行分析，通過設定系列纏繞角度，在確保其它工藝及生產參數不變的情況下，生產30°、35°、40°、45°、60°、75°、85°纏繞角DN150高壓玻璃鋼管各3根，在相同條件下進行短時水壓失效強度試驗及縱向拉伸試驗，分析試驗數據總結出螺旋纏繞高壓玻璃鋼管纏繞角度對其強度影響的規律。

關鍵詞:大管徑;螺旋纏繞高壓玻璃;纏繞角度;強度

0　引言

玻璃鋼管按所用基體材料不同分為樹脂基、玻璃鋼塑料、無機非金屬基及無機/有機玻璃鋼4種復合管，目前廣泛應用的是樹脂基玻璃纖維增強樹脂復合材料管［1］，依據所使用的樹脂分為聚酯玻璃鋼管、環氧玻璃鋼管、酚醛玻璃鋼管。高壓玻璃管一般是指壓力在3.45 ～34.5 MPa之間的環氧玻璃鋼管［2］，通過采用無堿增強纖維為增強材料，環氧樹脂和固化劑為基質，經過連續纏繞成型、固化而成。根據選用的固化劑分為酸酐固化玻璃鋼管和芳胺固化玻璃鋼管兩種。因其具有優良的抗腐蝕性、輕質高強性及摩擦系數小、不結垢、流阻小等特性，大量用于污水處理、原油、石油化工、海水淡化等管線中，而且維護成本低使用壽命長，是鋼管的2～3倍［3］。大多高壓玻璃鋼管管徑都在100 mm以下，近年來隨著制造設備更新、樹脂質量的提高、玻璃纖維沙線的精細化、制造工藝的優化及市場需求的刺激，大管徑高壓玻璃鋼管相繼用于各種工程。

1　大管徑螺旋纏繞高壓玻璃鋼管生產中失效壓力的波動

大管徑螺旋纏繞高壓玻璃鋼管的生產方式實質上和小管徑的生產方式一樣，只是芯模的大小及纏繞參數匹配性要求相對小管徑較高。在實際生產過程中發現參照生產小管徑的纏繞角度范圍設定大管徑纏繞角生產時，在相同工藝、相同原材料及相同時間段生產的高壓玻璃鋼管，短期失效試驗結果波動比小管徑要大。對此設計生產系列纏繞角度的玻璃鋼管通過試驗數據分析找出纏繞角度變化對大管徑纏繞玻璃鋼管的影響規律，方便優選纏繞角。

2　試驗設計

采用山東德州銀河機械四軸微機控制纏繞機，在選用同種原材料及控制條件下通過設定30°、35°、40°、45°、60°、75°、85°系列纏繞角度，各生產3根4 m長DN150規格高壓玻璃管，控制壁厚相同3.5 mm，對生產的21根玻璃鋼管逐根進行短時水壓失效試驗及縱向拉伸試驗。為確保試驗條件相同在進行試驗前對每根玻璃鋼管切取1 m，測量切口處壁厚，如果壁厚偏差大于0.5 mm重新生產一根補齊3根。

3　試驗準備

玻璃鋼管生產:主要原材料選用邢臺金牛EC22－2000W無堿玻璃纖維、長春化工BE186EL環氧樹脂、南洋塑料化工ANY－1001酸酐固化劑，原材料主要性能復檢參數見表1。固化采用管道蒸汽六段溫度停留微機控制，纏繞張力由纖維沙線通過羊眼孔及浸膠纖維沙線股通過導向金屬頂桿、壓桿、分柵產生的動摩擦力提供，環氧樹脂、酸酐固化劑及其它樹脂催化劑、平流劑等按照一定比例配膠，并一次配夠生產30根的量，用專用攪拌設備攪拌1 h使其配膠充分均勻的反應。生產過程其它參數鎖定，按照試驗設計改變纏繞角度進行生產如圖1，并在生產時編號如30°A、B、C。

表1　主要原材料主要性能復檢結果

圖1　40°纏繞角

試驗玻璃鋼管檢驗:對生產的每根玻璃鋼進行外觀檢驗，合格后從對應起始端切取1 m長管節，并對切口處進行壁厚測量，測量數據見表2。

表2　測量壁厚記錄

4　試驗

短時失效水壓試驗:按照API 15HR 2001要求進行試驗，試驗從4 MPa開始以0.5 MPa依次遞增直至出現失效裂紋且每個壓力下保壓1分鐘，記錄保壓狀態失效試驗數據見表3。

表3　記錄保壓狀態失效

縱向拉伸試驗:縱向拉伸強度試驗在截下的1 m短節上取樣，試驗執行GB/T 1447－2005標準，試驗選用Ⅰ型試樣如圖2，抗拉強度試驗記錄見表4。

圖2　Ⅰ型拉伸試樣

表4　縱向抗拉強度試驗記錄

5　試驗數據統計分析

5.1靜水壓短時失效試驗統計分析

從試驗數據失效壓力值(圖3)分析:短時水壓失效壓力隨纏繞角度變化分為兩個階段，第一段30°～35°、第二段40°～85°，其中第一段失效壓力較小而且跳動幅度較大相同纏繞角度變化2 MPa，第二段失效壓力跳動相對第一階段平穩基本保持在某一個壓力，特別是85°纏繞角的3根管失效壓力均在13 MPa，其它相同角度變動最大1 MPa。

從試驗數據失效壓力均值(圖4)分析:隨著纏繞角度的增大短時失效壓力總體上是增大的，30°～40°之間壓力增加明顯，過了45°纏繞角后其試驗壓增加放緩，值得注意的是45°～75°的纏繞角度變化對失效壓力影響較為平穩，30°～40°及大于75°的纏繞角度變化對其短時水壓失效壓力影響較大。

圖3　失效壓力各值統計

圖4　失效壓力均值統計

5.2縱向(軸向)拉伸試驗統計分析

從縱向抗拉試驗記錄統計的縱向抗拉各值(圖5)分析:30°～65°纏繞角生產的3根玻璃鋼管抗拉強度波動，相對于75°～85°纏繞角玻璃鋼管的抗拉強度波動要小得多，相同纏繞角度最大波動僅13 MPa，而85°纏繞角玻璃鋼管的抗拉強度波動高達44 MPa;從抗拉強度數值來看，其85°纏繞角玻璃鋼管最大抗拉強度值不到30°纏繞角玻璃鋼管抗強度的三分之一;值得注意的是45°纏繞角玻璃鋼管的抗拉強度最平穩波動僅5 MPa。

對縱向抗拉試驗記錄均值(圖6)分析:表明隨著纏繞角度的增大玻璃鋼管縱向抗拉強度逐漸減小，在30° ～45°和60°～85°范圍的纏繞角玻璃鋼管縱向抗拉強度減小明顯;從抗拉數值上分析85°纏繞角玻璃鋼管抗拉強度僅77 MPa，不足30°纏繞角玻璃鋼管抗拉強度的四分之一; 45°～60°纏繞角玻璃鋼管的縱向抗強度較為平穩。

圖5　縱向抗拉強度各值統計

圖6　縱向抗拉強度均值統計

5.3橫向抗拉強度分析

玻璃鋼管屬于脆性材料，沒有明顯拉伸屈服點，破壞征兆不明顯［4］。本次7組21個縱向拉伸試驗均無明顯屈服，如特別典型的85°纏繞角A管拉伸曲線(力－位移)圖7，由圖7可以看出玻璃鋼管的屈服強度與抗拉強度相同或者說無屈服，因此依據API 5L中公式P = 2St/ D反推S = PD/2t其中P為短時水壓失效壓力、D為玻璃鋼管外徑157 mm、t為壁厚3.5 mm，將各纏繞角玻璃鋼管的短時失效壓力代入S = PD/2t公式，求出對應橫向抗拉強度見抗拉均值(圖8)。由圖可以看出:橫向抗拉強隨著纏繞角度的增大抗拉強度同步增大，45°～75°范圍纏繞角橫向抗拉強度較為平穩;85°纏繞角玻璃鋼管最大橫向抗拉強度是30°纏繞角玻璃鋼管抗拉強的2.51 倍;相同纏繞角玻璃鋼管的縱向抗強度與橫向抗拉強度比較，小于45°纏繞角的玻璃鋼管縱向抗拉強度大于橫向抗拉強度，大于45°纏繞角玻璃鋼管的縱向抗拉強度小于橫向抗拉強度，且纏繞角的變化對縱向抗拉強度影響比橫向抗強度要明顯。

圖7　85°纏繞角C管拉伸圖(橫截面面積39 mm2)

圖8　縱向抗拉強度均值表

6　纏繞角度變化的實質影響分析

6.1纏繞角度的變化引起垂直芯模橫向張力的變化

纏繞角度的變化，是通過分沙柵機構在橫梁上移動速度的變化來調節，螺旋纏繞玻璃鋼管生產過程的張力來源于纖維紗線通過羊眼孔及壓桿和浸膠纖維紗線通過頂桿及分沙柵的動摩擦力。由動摩擦公式F =μ× FN可知在生產過程中總的張力是保持不變的，即使纏繞速度因纏繞角度變化發生變動也不會引起總張力的變。然而纏角度的變化改變了張力的分布，由垂直芯模的橫向張力F1= F×sin θ可知隨著纏繞角度的增大橫向纏繞張力分量也將增大。纏繞張力的大小直接影響玻璃鋼管的形成和力學性能，張力過小排布會出現誤差強度低，張力過大在纏繞過程中纖維有可能受損強度降低，在適當的張力下隨著張力的增大強度會增大［5］。

6.2纏繞角度的變化對玻璃鋼管線型影響

由圖9可以看出螺旋纏繞時纖維沙分柵完成一個單程纏繞后的紗線與下一個單程纏繞的紗線不相切，而留存很大的間隙，要使纖維均勻布滿芯模表面，就必須往返重復纖維分柵纏繞一定次數的兩個單程纏繞，才能填滿這些間隙，往返次數由螺距及目標壁厚決定，在實驗過程中壁厚一定其影響因素只有螺距。由L =πD cosθ(L—螺距、D芯模直徑、θ纏繞角度)可知隨著纏繞角度θ的變化其螺旋纏繞的螺距必將發生變化，最終影響到玻璃鋼管纖維纏繞線型，如圖9所示。

圖9　浸膠玻璃纖維紗線纏繞分布

由圖10分析，隨著纏繞角度的增大玻璃纖維沙線與玻璃鋼管的縱軸線夾角隨之增大。較大纏繞角度的玻璃鋼管相對于較小纏繞角度的玻璃鋼管在進行水壓失效試驗時，玻璃纖維承擔的環向應力分量要大，雖然玻璃纖維以均勻網格形式與樹脂膠液固化為整體，其承受環向應力及縱向應力的分量不完全按照sin θ及cosθ分配，但樹脂相對與玻璃纖維其強度小的多屬于韌性材料，在玻璃鋼管中主要起連接作用、緩沖和較小的粘接強度，管體主要強度是靠玻璃纖維提供;目前直徑在15.3 μm的強度在2 480 MPa以上，直徑13.6 μm的強度在2 480 MPa以上，直徑10 μm的強度3 000 MPa以上［6］，因此出現隨著纏繞角度的增大水壓失效壓升高的試驗現象。相反在進行管體縱向拉伸試驗時隨著玻璃鋼管纏繞角度的增加，其玻璃纖維承受應力分量cos θ減小，連接樹脂承受應力分量相對增加，導致整體抗拉強度相對較小纏繞角度要小，出現縱向抗拉強度隨著纏繞角度的增大相對降低。

圖10　受力分量示意

7　結論

通過DN150壁厚3.5 mm高壓玻璃鋼管30°、35°、40°、45°、60°、75°、85°系列纏繞角度試驗及試驗數據統計分析，總結出大管徑螺旋纏繞高壓玻璃鋼管生產纏繞角度變化對其水壓失效強度及縱向抗拉強度影響的以下結論:

1)隨著纏繞角度的增大，玻璃鋼管生產過程中纖維纏繞張力分布及纏繞線型將發生變化，環向承受應力能力隨之升高，而在水壓試驗過程中管體主要受到較大的環向應力，軸向應力很小，因此水壓失效壓力相對升高。

2)隨著纏繞角度的增大，玻璃鋼管生產過程中纖維纏繞張力分布及纏繞線型將發生變化，軸向承受應力能力隨之降低，在軸向拉伸試驗過程中管體主要受到較大的軸向應力，因此軸向抗拉強度相對降低。

3)相同纏繞角玻璃鋼管的縱向抗強度與橫向抗拉強度比較，小于45°纏繞角玻璃鋼管的縱向抗拉強度大于橫向抗拉強度，大于45°纏繞角的玻璃鋼管縱向抗拉強度小于橫向抗拉強度;同時纏繞角的變化對縱向抗拉強度影響比橫向抗強度要明顯。

4)綜合考慮為確保螺旋纏繞玻璃鋼管的綜合力學性能，建議選擇45°～65°之間較為穩定且環向及縱向承受應力相對均勻的纏繞角度。

參考文獻

［1］朱有欣.內襯PVDF熱塑層的玻璃纖維增強管制備與力學性能的研究［D］.天津工業大學，2014.

［2］美國石油協會.API 15HR 2001.高壓玻璃纖維管線管規范［S］.API，2001.

［3］張興國，孫莉.高壓玻璃鋼管在油田中的應用［J］.數字化用戶，2013，21(10): 47.

［4］張磊，孫清，王虎長，等.E玻璃纖維增強環氧樹脂基復合材料力學性能試驗研究［J］.電力建設，2010，31(9):30－31.

［5］黃丹.纏繞成型玻璃鋼管的制備及沖擊韌性研究［D］.哈爾濱工業大學，2012.

［6］方允偉.玻璃纖維直徑對玻璃纖維強度及復合材料強度影響的研究［J］.玻璃纖維，2006，29(06): 7.

·失效分析與預防·

The Influence of Winding Angle on Strength of Large Diameter Spirally Wound High Strength FRP Pipe

LU Weizhuo1，GUO Longchuang2，ZHOU Songling3，GUO Lijun1
(1.Beijing Longshine Petroleum Pipe Technology Co.Ltd.Beijing 100101，China; 2.BaoTi Group Co.Ltd.Baoji，Shaanxi 721014，China; 3.Lianyungang Zhongfu Lianzhong Composites Group CO.，Ltd.Lianyungang，Hebei 222006，China)

Abstract:The failure strength of the hydrostatic test of large diameter spirallywound high strength FRP pipe changed obviously caused by the change of the winding angle was analyzed.Producing 3 each type of DN150 high pressure FRP pipes by set different winding angles of 30° ，35°，40°，45°，60°，75°，85°with producing processes and parameters unchanged.Failure strength tests of short term water pressure and longitudinal tensile tests were carried out under the same conditions.The influence of the winding angle on the strength of spirally wound high pressure FRP pipe was summarized through the analysis of the experimental data.

Key words:large diameter; spirally wound high strength FRP pipe; winding angle; strength

(收稿日期:2015－11－16編輯:屈憶欣)

第一作者簡介:盧衛卓，男，1984年生，工程師，2008年畢業于陜西航空職業技術學院焊接專業，設備監理師、國際焊接檢驗師，現就職于北京隆盛泰科石油管科技有限公司主要從事油氣輸送管線、油氣開采用鋼管、彎管、玻璃鋼管、玻璃鋼設備、法蘭等設備的生產檢驗、檢測、質量監督及海底管線安裝施工質量監督工作。E-mail: 565486360@ qq.com

中圖法分類號:TQ327.1

文獻標識碼:A

文章編號:2096－0077(2016)01－0036－04