非金屬管道的受力分析與結構設計

曾文廣，杜棟棟*，葛鵬莉，高多龍，肖雯雯，許艷艷

（1. 中國石油化工集團公司碳酸鹽巖縫洞型油藏提高采收率重點實驗室，烏魯木齊830011；2. 山東科技大學機械電子工程學院，山東青島266590；3. 中國石油化工股份有限公司西北油田分公司，烏魯木齊830011）

0 前言

順北地區的環境具有特殊性，沙暴天氣多且持續性強，沙丘起伏大［1］，順北地區管線的掩埋物為細沙，由于長時間受到強勁風力的影響，管線會大面積的裸露出來，沙丘流動和側向擠壓會對管道懸空或者側向變形，并且管道的運輸介質是高溫、高腐蝕性的井液，因此，對管材的性能提出了較高要求。非金屬管道具有具有優異的防腐性能，目前市場上用于井液輸送的非金屬管道主要是增強熱塑性塑料復合管道（Reinforced Thermoplastic Pipe，簡稱RTP），這類管道的品種很多，如鋼骨架塑料復合管［10］、鋼絲編織復合管［11］、孔網板鋼骨架塑料復合管等［4］，這些管道在順北地區極端環境下能否滿足使用要求，可以利用有限元方法分析內壓、拉伸、內壓與拉伸下對管道的影響，然后工程實踐來驗證分析的效果［2］。

本文在課題組前期研究成果的基礎上［5-9］，通過對順北油田的特殊環境和使用要求的分析，提出了玻璃纖維帶增強熱塑性塑料管材（Glass Fiber Tape Reinforced Thermoplastic Pipe，簡稱GFT-RTP）的結構和材料，并且依據管材的結構和管道在外力載荷下管體與接頭的應力分析，提出了滿足使用要求的連接方式。

1 管壁結構

本文所研究的這種GFT-RTP 是一種全新的管道。GFT-RTP 由5 層所組成，結構如圖1 所示。外層5 和內層3 是由高密度聚乙烯（PE-HD）作為基體材料，由連續玻璃纖維增強聚乙烯復合帶4（Continuous Glass Fiber/PE Reinforced Composite Tape，簡稱CGFR-PECT）作為增強層按照正反方向纏繞在內層上，功能層1 是以偏聚氟乙烯（PVDF）作為基體材料，內層與功能層之間是將兩層黏結起來的黏結劑層2。

圖1 GFT-RTP的管結構示意圖Fig.1 Structure diagram of GFT-RTP tube

2 模型參數

本文研究的GFT-RTP 具有8種規格，按內徑尺寸分別為40、50、65、75、90、102、120、150 mm。PVDF層厚度為1 mm，黏結劑層的厚度為0.23 mm，內、外層是PEHD材料厚度分別為6、2 mm，材料參數如表1所示。

表1 PE100參數Tab.1 Parameters of PE100

增強層為連續玻璃纖維增強聚乙烯復合帶（CGF-PECT）［6］，每層復合帶為0.5 mm，纏繞角按56.7 °～66.85 °正反交叉纏繞在內層上，共有8 層復合帶。玻璃纖維與聚乙烯組成的增強層，不僅繼承了2 種成分各自的優良性能，而且還能提高CGFPECT 的強度和韌性，補足缺陷［8］，測得材料參數各向彈性模量E、各向剪切模量G 以及各向泊松比μ 如表2 所示。

表2 CGFR-PECT材料參數Tab.2 Parameters of CGFR-PECT materials

3 管道在慣性載荷作用下的應力分析

GFT-RTP的研究對象是以內徑150 mm的管道進行的分析，在ANSYS 中設置梁單元BEAM189 模擬管道與彈簧單元COMBINE14 單元模擬土彈簧進行分析［12］，設置單元的懸空長度分別為5、8、10、12、15 m，地埋段管道的長度取懸空段管道長度的1/2。非巖石類彈性地基系數采用1.5×104kN/m4，沙土密度1.7×103kg/m3，石油密度為800 kg/m3，梁單元采用表1作為材料參數［7］。

3.1 懸空管道自身重力載荷下的撓度分析

慣性載荷最常見的就是重力載荷，就是在管道以及管道內液體重力作用在懸空部分的管道上，進行撓度分析，懸空的長度設置為5、8、10、12、15 m。在ANSYS中設置好密度，施加一個加速度場9.81，求解出的撓度結果。如圖2 中可以發現，懸空的長度越長，管道的撓度會越來越大。內徑150 mm 懸空5 m 的最大撓度為0.023 m，懸空8 m 的最大撓度為0.11 m，懸空10 m 的最大撓度為0.28 m，懸空12 m 的最大撓度為0.54 m，懸空15 m的最大撓度為1.26 m。

3.2 懸空管道自身重力載荷下的應力分析

圖3是GFT-RTP 在內徑150 mm 慣性載荷作用下的應力分析結果，發現GFT-RTP 的應力極值發生在埋地段與懸空段交界處、懸空段中心位置處，最大正應力位于埋地段與懸空段交界處。應力角度來看，埋地段與懸空段交界處最危險，懸空5 m 的最大應力為1.35 MPa，懸空8 m 的最大應力為3.26 MPa，懸空10 m 的最大應力為5.59 MPa，懸空12 m 的最大應力為8.70 MPa，懸空15m 的最大應力為13.8 MPa，但懸空段中心位置處同樣需引起注意。

4 管道在風力載荷作用下的應力分析

4.1 懸空管道風力載荷下的撓度分析

順北地區的最大風力可達23 m/s，根據式（1）可以計算出風力作用在管道上的風壓［5］，進而求出受力載荷，施加邊界條件與約束。根據圖4中的計算結果發現，懸空5 m 的最大撓度為0.005 m，懸空8 m 的最大撓度為0.024 m，懸空10 m 的最大撓度為0.054 m，懸空12 m的最大撓度為0.11 m，懸空15 m的撓度為0.24 m。

圖2 內徑150 mm的慣性力載荷下的撓度分布Fig.2 Deflection distribution under an inertial load with an inner diameter of 150 mm

圖3 內徑150 mm的慣性力載荷下的應力分布Fig.3 Stress distribution under an inertial load with an inner diameter of 150 mm

圖4 內徑150 mm的風力載荷下的撓度分布Fig.4 Deflection distribution under wind load with an inner diameter of 150 mm

式中 Wp——風壓，MPa

r——空氣重度，kN/m3

v——風速，m/s

D——管道直徑，m

g——重力加速度，m/s2

4.2 懸空管道風力載荷下的應力分析

風力載荷作用下的GFT-RTP 的應力分析，如圖5所示應力極值仍然發生在埋地段與懸空段交界處、懸空段中心位置處，最大應力位于埋地段與懸空段交界處。懸空5 m 的最大應力為0.26 MPa，懸空8 m 的最大應力0.72 MPa，懸空10 m 的最大應力為1.16 MPa，懸空12 m的最大應力為1.69 MPa，懸空15m的最大應力為2.68 MPa，相對比起同等直徑大小在重力載荷下懸空15 mm的應力，風力作用下的應力會小很多。

5 管道在沙丘移動載荷作用下的撓度分析

沙丘流動形式復雜，無法明確其對管道的沖刷載荷大小［14］。但管道應變僅與管道的變形有關。定義管道變形的最大撓度為滑移距離，管道最大應變與滑移距離是一一對應的。此外，通過對比發現沖刷載荷大小對應變與滑移距離間的關系沒有影響。因此，我們可通過測量滑移距離，判定柔性復合管所處變形狀態，如圖6所示。

圖5 內徑150 mm的風力載荷下的應力分布Fig.5 Stress distribution under a wind load with an inner diameter of 150 mm

假設沙丘移動產生的載荷分別設置為300、400、500 N·m，在不同沙丘長度下，計算其滑移距離，并分析應力的變化趨勢。

圖6 管道受均布載荷作用的有限元變形圖Fig.6 Finite element deformation diagram of the pipeline under uniform load

5.1 管道在沙丘移動下的滑移距離與應力分布

如圖7～8 可知，沙丘長度5 m 在內徑150 mm 的GFT-RTP 中沙丘移動的載荷是300 N·m 受到的最大應力為1.34 MPa；沙丘長度10 m 在沙丘移動的載荷是300 N·m 受到的最大應力為5.96 MPa；沙丘長度15 m在沙丘移動的載荷是300 N·m 受到的最大應力為13.8 MPa。管道最大應變達特征應變時對應的滑移距離與流動沙丘長度呈線性關系，且呈線性增長趨勢。這是因為流動沙丘長度越長，發生彎曲變形的管道范圍越大，變形曲線相對越平滑，因而最大應變達到某特征值時對應的最大撓度越大。

圖7 內徑150 mm在沙丘移動300 N·m時的滑移距離分布Fig.7 Slip distance distribution of the inner diameter of 150 mm under 300 N·m of sand dune movement

圖8 內徑150 mm在沙丘移動300 N·m時的應力分布Fig.8 Stress distribution of an inner diameter of 150 mm under sand dune movement of 300 N·m

圖9 所示為不同內徑GFT-RTP 懸空長度在不同在外部載荷下的應力分布情況。可以看出，GFT-RTP在慣性載荷下的最大斜率為2.009，其他內徑的斜率依次遞減為1.822、1.644、1.564、1.468、1.416、1.330、1.256；而GFT-RTP 在風力載荷下的擬合曲線的最大斜率為1.464，其他內徑的斜率依次遞減為1.161、0.892、0.769、0.635、0.556、0.448、0.368，慣性載荷對管道的影響要大于風力載荷。而沙丘移動對管道的影響，因無法準確測得對管道的沖擊載荷，根據前面所假設的數據，GFT-RTP在沙丘移動下的擬合曲線最大斜率為2.076，又大于慣性載荷對管道的影響，因此對沙丘移動的管道危害需要進一步的評估與試驗。

圖9 在不同載荷條件下GFT-RTP的應力分布曲線Fig.9 Stress distribution curve of GFT-RTP under different load conditions

圖10所示是不同內徑GFT-RTP懸空長度不同在外部載荷下的撓度分布情況。可以看出，GFT-RTP在慣性載荷下的擬合曲線最大斜率為0.469，其他內徑的斜率依次遞減為0.383、0.292、0.252、0.209、0.184、0.151、0.127；在風力載荷下的擬合曲線最大斜率為0.342，其他內徑的斜率依次遞減為0.245、0.158、0.124、0.090、0.072、0.051、0.037。根據前面所設置的沙丘移動對GFT-RTP的沖擊數據，得出擬合曲線最大斜率為0.545，沙漠中的沙丘有整體流動現象，這個對管道的危害極大，根據流動沙丘的長度與滑移距離呈線性增長關系，流動沙丘的長度越長，發生彎曲變形的管道范圍越大［14］，因此最大應變達到某特征值時對應的最大撓度越大。

圖10 在不同載荷條件下GFT-RTP的位移滑移距離曲線Fig.10 GFT-RTP displacement distance curves under different load conditions

6 管道連接的應力分析

6.1 管道分析預處理

進行GFT-RTP 的對焊連接的數值分析時，需要設置4 種材料屬性，分別為GFT-RTP 內層與外層的PE-HD 材料（參數見表1），GFT-RTP 增強層的連續玻璃纖維復合帶（參數見表2），封端與擴徑使用的PEHD 與PVDF 的混合材料（PE-HD∶PVDF=70∶30，質量比），以及GFT-RTP 的兩端的封端采用45#鋼，設置好彈性模量、泊松比、屈服強度等參數［13］，分析結構效果如圖11所示。

圖11 管道連接截面示意圖Fig.11 Schematic diagram of pipe connection section

6.2 建模與劃分網格

ANSYS 建模與網格劃分如圖12 所示，擴徑的厚度為5 mm，長度為120 mm，封端的厚度為10 mm，管道模擬的長度為400 mm。在軸向上劃分80個單元，圓周方向上劃分了10個單元，進行計算模擬結果。

6.3 計算結果

如圖13所示為內徑65 mm 的GFT-RTP 對焊連接在27.4 MPa下的每層的應力分析情況。截面3部分的應力是逐層遞減的，截面1 與截面2 的應力隨管道受到的內壓載荷時的應力分布相同。增強層的對焊接頭部分的應力比左右兩端的應力要小，而內層與外層應力比左右兩端的應力要大一些［16］，因為PE-HD 與PVDF混合材料的彈性模量比PE-HD 的要小，彈性模量越小，材料越容易變形，硬度越小［15］。

圖12 模型與網格劃分Fig.12 Model and meshing

圖13 內徑65 mm的GFT-RTP每層的應力分布Fig.13 Stress distribution of each layer of GFT-RTP with an inner diameter of 65 mm

7 結論

（1）GFT-RTP在承受小壓力時PE-HD處于彈性變形階段，且內、外層能夠承受住管道的變形；當承受壓力繼續增大時，CGFR-PECT具有抵抗大變形的能力，從而保持高強度的特性；增強層是根據管道規格設有8～14層，增強層的第一層的CGFR-PECT時最主要的承壓層，然后依次遞減，最外層的CGFR-PECT的承壓能力遠大于內、外層PE-HD，而且管道在內壓的影響下，管道的撓度與應力會進一步減小；運輸的介質為高溫高腐蝕的油液，因此GFT-RTP的功能層采用PVDF，且PVDF能夠很好地滿足運輸介質的特性，根據有限元分析管材的撓度與應力的結果，管道結構設計合理且能夠滿足其使用要求；

（2）對GFT-RTP的對焊連接在內壓載荷下的應力分析發現，截面1、2的增強層應力大于截面3的應力，而截面1、2的內、外層的應力小于截面3；由于截面2是在管道的外徑上又擴了一定高度的PE-HD與PVDF混合材料，改善了其受力情況，管材的連接失效主要發生在是增強層的連接處，因此GFT-RTP 的對焊連接后，進行鎧裝連接，鎧裝可以將管道的軸向力通過螺紋的強度來抵消掉，鎧裝的厚度將GFT-RTP的環向力抵消掉。