聚酯纖維增強熱塑性塑料復合管扣壓接頭密封性能研究與結構優化

張學敏，黃浩瀚，李厚補，齊國權，趙元超，丁 晗，高 雄，楊文輝

（1.長安大學材料科學與工程學院，西安 710064；2.中國石油集團工程材料研究院有限公司石油管材及裝備材料服役行為與結構安全國家重點實驗室，西安 710077；3.陜西延長石油西北橡膠有限責任公司，陜西 咸陽 712023）

0 前言

纖維增強熱塑性塑料復合管（RTP）因具有耐蝕性好、抗老化性能優良、絕熱性能好、自重輕、安裝效率高、強度高、表面粗糙度低等優點[1-6]，在石油天然氣領域得到了廣泛應用。復合管裝配需通過接頭連接，常用的復合管接頭主要包括電熱熔接頭、螺栓法蘭接頭、螺紋接頭和機械扣壓式接頭。其中，密封性能好、耐拔脫的機械扣壓式接頭被廣泛應用于陸地石油運輸等領域。然而，在實際使用過程中，若接頭結構尺寸及安裝不夠合理，容易出現接頭拔脫、密封失效、斷裂等問題，引發嚴重的安全事故。接頭連接質量的好壞直接影響管道的使用壽命及安全性[7-8]。因此，優化接頭的結構參數與裝配扣壓量，提高接頭的密封性能，對于油氣資源安全輸送具有重要意義。

近年來，有限元技術的發展為快速確定不同條件下接頭的密封性能提供了有效途徑，大大降低了試驗成本。Abid等[9]采用有限元法研究了墊片螺栓法蘭連接接頭在內壓等復雜載荷下的密封性能，發現墊片螺栓法蘭管道接頭的密封能力與接頭裝配中螺栓的裝配位移量密切相關。Awan等[10]分析了不同錐角、不同載荷下法蘭接頭的整體接觸壓力變化和密封行為，確定了最佳法蘭結構形狀。李翔云等[11]運用有限元法分析了接頭密封圈上的接觸壓力，研究了密封圈結構參數對密封性能的影響，為密封圈的設計與使用提供了一定參考。安少軍等[12]對套筒連接器密封結構進行了接觸分析，研究了接觸壓力分布與壓縮變形量及接觸面偏轉角之間的關系。楊超等[13]基于液壓膠管總成的有限元模型，確定了扣壓量及管體厚度對膠管總成連接質量的影響，克服了傳統依照經驗確定扣壓量的不足。聶根輝等[14]建立了軸向壓入式接頭的二維有限元模型，根據其在不同載荷下的密封性能對管接頭進行結構優化，提高了該類接頭的承載密封性能。

盡管國內外對不同類型接頭的密封性能有所研究，但對于金屬扣壓接頭的密封性能研究較少，大多數扣壓接頭的生產及裝配工藝仍采用試錯法或積木式驗證，效率低下，無法有效分辨接頭結構參數及扣壓量對接頭密封性能的影響。因此，本文基于有限元方法建立聚酯纖維增強塑料復合管與金屬扣壓接頭三維整體裝配模型，確定扣壓接頭的最佳扣壓量，模擬分析接頭結構參數如鋸齒角度、齒數和齒高對接頭密封性能的影響規律，獲得金屬扣壓接頭的最優結構參數，從而為RTP管扣壓接頭的裝配制造提供一定的理論依據與研究方法。

1 有限元模型建立與驗證

1.1 模型建立

1.1.1 管體及扣壓接頭材料參數及建模

本文的研究對象為某工廠提供的DN150/PN2.5MPa聚酯纖維增強聚乙烯復合管及其扣壓接頭。該復合管由內襯層、纖維增強層和外保護層3層結構組成；扣壓接頭由表面環形鋸齒結構的套筒和平頭芯管組成。當扣壓套筒擠壓管道時，管體內外表面發生變形填充接頭上的環形鋸齒間隙，從而實現管道與接頭的密封連接[15]。因此，鋸齒結構參數（圖1）直接影響接頭的密封性能。由工廠提供的接頭結構參數值見表1。

圖1 接頭密封結構鋸齒參數Fig.1 Saw tooth parameters of joint sealing structure

表1 RTP管道接頭密封結構參數Tab.1 RTP pipe joint sealing structure parameters

本文采用的復合管管體材料為：高密度聚乙烯（內襯層和外保護層）和聚酯合股纖維（增強層）。接頭（芯管與套筒）材料選用45鋼，相關材料性能參數如表2和表3所示。采用復合材料均質化Halpin-Tsai模型法[16]模擬管道的纖維增強層。芯管與管體均采用計算效率較高的C3D8R實體單元劃分網格。套筒由于形狀復雜，網格采用C3D10實體單元以方便計算。對管道與接頭按照實際安裝形式進行裝配，由此獲得的管道與接頭裝配有限元模型剖面如圖2所示。

表2 接頭與管道內外層材料屬性Tab.2 Material properties of inner and outer layers of joints and pipes

表3 聚酯合股纖維參數Tab.3 Parameters of polyester ply fibers

圖2 柔性管道接頭密封結構有限元模型剖面圖Fig.2 Finite element model of flexible pipe joint sealing structure

1.1.2 接觸及約束條件與載荷確定

在接頭鋸齒和管體之間相互作用的區域設置接觸，金屬接頭作為主界面，管體為從面。零件之間的法向行為采用硬接觸，切向行為采用罰函數的摩擦公式，摩擦因數為0.25。

模擬接頭扣壓過程及模型在內壓載荷下的密封性能，需要對模型設置邊界條件。在管道右端和芯管左端圓心處分別建立參考點，將兩端面分別與參考點耦合。對芯管參考點施加完全固定約束，對管體圓心參考點開放軸向約束。

該模型建立2個靜力通用分析步分別模擬套筒、芯管與復合管的扣壓裝配及管道內壓的加載過程。通過在邊界條件的扣壓分析步中對套筒外表面施加5 mm的徑向位移實現接頭與套筒的扣壓裝配，使接頭達到預緊狀態。之后在管道與接頭內部施加3.75 MPa內壓，由于管道與接頭連接時，在內壓載荷下會產生沿軸向的拔脫力[17]，因此還需要在管道右端部施加軸向拉伸載荷，其函數表達式為F=πR2P。其中R為管道內徑（75 mm），P為管道內壓，則軸向拉伸載荷F為66 268 N。約束和加載如圖3所示。

圖3 柔性管道及接頭約束和加載Fig.3 Flexible pipe and joint restraint and loading

1.2 模型驗證

復合管在承受內壓載荷作用時，纖維增強層應力遠大于內外保護層，纖維層是主要的承載部分[18]，只要任何一層纖維材料在主方向上達到其斷裂強度時，便會發生斷裂導致管道爆破失效，此時的內壓載荷即為管道爆破壓力。圖4為復合管纖維增強層在內壓為13.485 MPa時的應力云圖，可以看出，最內層纖維應力為519.5 MPa，而最外層纖維應力已達到纖維的斷裂強度522.9 MPa，因此認定此時管道已爆破失效，對應的爆破壓力為13.485 MPa。基于聚酯纖維增強塑料復合管道及扣壓接頭的水壓爆破實驗，將試驗結果與有限元模擬結果進行對比驗證。如表4所示，試驗獲得的管材實際爆破壓力均值為14 MPa（某工廠提供3個樣品實測平均值），而有限元模擬獲得的爆破壓力為13.485 MPa，相對誤差僅為3.68%。由圖4還可以看出，纖維層最大應力出現在管道與接頭連接口附近，表明在此處發生纖維斷裂而引起管道爆破，且此時接頭處密封性能完好，未發生液體泄漏情況。這與實際爆破結果相同，如圖5所示，爆破后接頭完好未拔脫，管體爆破位置出現在接頭附近。

圖4 RTP管各纖維增強層在內壓13.485 MPa下的應力云圖Fig.4 Stress nephogram of each fiber reinforced layer of RTP pipe under internal pressure of 13.485 MPa

表4 模擬結果與實驗對比Tab.4 Comparison between simulation results and experiment at ones

圖5 RTP管及扣壓接頭爆破失效實物圖Fig.5 Blasting failure of RTP pipe and withholding joint

《橡膠和塑料軟管及軟管組合件靜液壓試驗方法》規定：管道在承受內壓載荷爆破作用時接頭應密封完好無泄漏。根據密封原理[19]，將管道內壓設為P，密封路徑上接觸壓力大于管道內壓P的部分才能達到密封效果，將密封路徑上接觸壓力大于內壓的區域面積稱為有效密封面積，密封路徑上接觸壓力的最大值為最大接觸壓力。接頭的密封性能主要與密封路徑上芯管與管道內襯層的接觸壓力分布有關[20]。為確定管體爆破時接頭仍具有良好的密封性能，需對管體與接頭的接觸壓力進行分析。由于聚乙烯管體比金屬接頭更易發生彈塑性變形，因此可通過聚乙烯內襯層的表面接觸壓力分布判斷接頭密封性能的優劣。當接頭與RTP管承受13.485 MPa的內壓時，聚乙烯內襯層的表面接觸壓力如圖6所示。可以看出，在內壓載荷作用下，聚乙烯管體與扣壓接頭的最大接觸壓力出現在管體端部為23.36 MPa，大于管道內壓載荷為13.485 MPa，有效密封面積為1 852.79 mm2，說明接頭密封性能完好無泄漏。綜上，本文建立的纖維增強復合管扣壓接頭裝配模型準確可靠。

圖6 內壓13.485 MPa下管體內襯層接觸壓力Fig.6 Contact pressure of liner of tube body under internal pressure 13.485 MPa

2 接頭密封性能分析

2.1 扣壓量對密封性能的影響

扣壓量是扣壓式連接工藝中最主要的影響因素，直接關系到接頭密封性能的好壞[21]，因此要提高接頭的密封性能首先應確定最佳扣壓量。本文在套筒表面施加不同扣壓量（4～6.5 mm），分析復合管接頭系統在3.75 MPa（1.5倍公稱壓力）內壓載荷下的接觸壓力分布和密封性能，確定最大接觸壓力與有效密封區域面積，并根據接觸壓力判斷密封是否失效，最終確定接頭最佳扣壓量。

不同扣壓量下，內襯層接觸壓力分布曲線如圖7（a）所示，可以看出管道內表面的最大接觸壓力出現在管道與接頭連接的端部位置，隨后在軸向密封路徑上接觸壓力降低并在10 MPa左右上下波動，管體與鋸齒頂部接觸處變形量較大，接觸壓力也比較高，在芯管鋸齒底部接觸壓力出現下降。在密封路徑上接觸壓力呈現下降的趨勢，但仍遠遠高于內壓，此時可以保證有效的密封性能。接頭密封性能與扣壓量的關系如圖7（b）所示，可以看出，管體有效密封面積與最大接觸壓力均隨扣壓量的增大不斷提高，密封性能不斷提高，但增長速度隨著扣壓量的增大而不斷放緩，其中原始扣壓量5 mm下接頭最大接觸壓力和有效密封面積分別為26.745 MPa和1 637.1 mm2。這與張亮等[22]對海洋柔性管鋸齒接頭在不同過盈量下密封性能變化規律結果一致。

圖7 不同扣壓量下接頭密封性能變化Fig.7 Changes of joint sealing performance under different clamping pressure

金屬接頭扣壓時，套筒與芯管會擠壓RTP管道。若扣壓量過小，則管道在使用過程中由于內壓載荷及軸向拉力的影響可從接頭中脫出或者發生泄漏；當扣壓量過大時，容易使管道內襯層發生塑性變形，引起密封失效[23]。因此對聚乙烯內襯層Mises應力進行分析，內襯層最大應力與扣壓量關系如圖8所示。可以發現，聚乙烯最大應力隨著扣壓量的增大不斷提高，當扣壓量高于5.5 mm時，管體聚乙烯最大應力高于屈服強度25.9 MPa。因此，綜合考慮密封性能與管體強度的影響，確定接頭最佳扣壓量為5.5 mm，此時最大接觸壓力與有效密封面積分別為29.96 MPa和1 727.4 mm2。

圖8 扣壓量對聚乙烯最大應力的影響Fig.8 Effect of crimping amount on the maximum stress of polyethylene

2.2 接頭結構參數對密封性能的影響

聚酯纖維增強復合管扣壓接頭密封性能可通過管體密封面最大接觸壓力與有效密封面積大小來判斷，而密封面上的接觸壓力與密封面積主要與接頭芯管的鋸齒結構參數（鋸齒角度、高度和齒數）有關。因此，本文基于有限元模擬研究接頭鋸齒結構參數對扣壓接頭密封性能的影響，從而確定最優接頭結構。

2.2.1 鋸齒角度對密封性能的影響

內壓載荷作用下鋸齒角度對接觸壓力與密封面積的影響如圖9（a）所示。可以看出，隨著鋸齒角度的增加，最大接觸壓力與有效密封面積均逐漸增大，在鋸齒角度為60°時，最大接觸壓力達到最大值34.43 MPa，此時有效密封面積也達到最大值1 832.5 mm2。當鋸齒角度繼續增大，最大接觸壓力與有效密封面積又呈下降的趨勢。然而，當鋸齒角度大于60°時，聚乙烯管體的最大應力超過其屈服強度，發生塑性變形，如圖9（b）所示，因此并非鋸齒角度越大密封效果越好。圖10為不同齒角下管體接觸壓力云圖，雖然齒角60°時管體端部接觸壓力較高，但齒角50°時管體接觸壓力分布較均勻，且在密封路徑右端接觸壓力較高，此時最大接觸壓力和有效密封面積分別為32.21 MPa和1 820.1 mm2，具有良好的密封性能。因此，根據接頭密封原理，綜合考慮密封性能與管體強度的影響，選擇50°作為接頭最佳鋸齒角度。

2.2.2 齒高對密封性能影響

圖9 鋸齒角度對密封性能的影響Fig.9 Effect of serration angle on sealing performance

圖10 管體接觸壓力分布Fig.10 Contact pressure distribution of pipe body

接頭芯管鋸齒齒形結構高度是扣壓接頭結構優化設計的另一重要指標。圖11為不同鋸齒高度下最大接觸壓力和有效密封面積的變化曲線。隨著齒高的增加，最大接觸壓力與有效密封面積呈逐漸上升的趨勢。開始階段增長趨勢較快，當齒高增加到2.5 mm后，增幅均趨于平穩。初始齒高為1.5 mm時，接頭最大接觸壓力與有效密封面積分別為32.21 MPa和1 812.8 mm2，當齒高為3 mm時，最大接觸壓力與有效密封面積達到最大值46.737 MPa和3 519 mm2，略高于2.5 mm時的密封性能；但此時接頭芯管的最大應力達到773.4 MPa[圖12（a）]，遠高于金屬接頭的斷裂強度634 MPa，說明芯管端部已發生了斷裂。而齒高為2.5 mm時金屬接頭的最大應力為470.3 MPa[圖12（b）]，處于安全承載水平，且管體最大應力為25.81 MPa，未發生塑性變形。隨著齒高的增加，管體受擠壓程度也隨之增大，但變形程度有限。當齒高過大時，管體在接頭端部會出現堆膠和鼓包現象[24]，接頭芯管會在端部發生嚴重變形直至斷裂，安全性能無法得到保障。因此綜合考慮接頭的密封性能與應力大小，最佳鋸齒高度為2.5 mm，此時接頭的最大接觸壓力和有效密封面積分別為46.03 MPa和2 568.27 mm2。

圖11 鋸齒高度對密封性能的影響Fig.11 Effect of saw tooth height on sealing performance

圖12 不同齒高接頭的應力云圖Fig.12 Stress nephogram of joints with different tooth height

2.2.3 鋸齒數對密封性能影響

不同鋸齒數的復合管接頭在3.75 MPa內壓載荷作用下的接觸壓力與有效密封面積變化如圖13所示。可以看出，最大接觸壓力呈現先增大后減小的趨勢，當齒數為11時達到最大值。有效密封面積總體變化不大，但齒數為14時急劇升高。然而齒數過大（＞14）時，管體與接頭之間沒有足夠的變形空間，會出現嚴重的管體堆積現象。管體密封路徑上的徑向位移曲線如圖14所示，管體右端密封區域發生嚴重變形，最大變形區域落差達到6.33 mm，會降低管道的穩定性與安全性，容易使內襯層逐漸產生宏觀破壞，導致漏油，此處更容易發生密封失效。而在齒數為11個時，最大接觸壓力達到最高值56.19 MPa，遠高于其他齒數的接觸壓力，此時對應的有效密封面積為2 738.9 mm2，略低于最大值2 811 mm2，但均高于初始齒數13下最大接觸壓力46.03 MPa與有效密封面積2 568.27 mm2，且管體最大應力為25.82 MPa，未發生塑性變形，還處于彈性階段。因此，綜合考慮密封性能與管體強度的影響，確定鋸齒數11為接頭最佳結構參數。

圖13 鋸齒數對密封性能的影響Fig.13 Effect of saw tooth number on sealing performance

圖14 管體徑向變形量Fig.14 Radial deformation of pipe body

3 結論

（1）采用ABAQUS軟件建立了DN150-2.5 MPa聚酯纖維增強塑料復合管及其扣壓接頭裝配密封模型，由該模型模擬得出的爆破壓力與實測基本一致，密封性能完好；

（2）基于有限元模型對扣壓式接頭在不同扣壓量及不同結構參數下的密封性能進行模擬分析，在扣壓接頭裝配時，扣壓量越大最大接觸壓力與有效密封面積越大，但當扣壓量高于5.5 mm時，管體會發生塑性變形，無法保證有效的密封性能。綜合分析密封性能與材料強度的結果，選用5.5 mm作為接頭最佳扣壓量；

（3）接頭芯管鋸齒最佳結構參數為：鋸齒角度為50°，鋸齒高度為2.5 mm，鋸齒數11個；

（4）在最佳結構參數下，接頭的最大接觸壓力提高到56.19 MPa，有效密封面積達到2 738.9 mm2，與原始結構（齒角45°、齒高1.5 mm、齒數13個）接頭的密封性能（最大接觸壓力26.745 MPa、有效密封面積為1 637.1 mm2）相比分別提高了111.1%與67.3%。