連續(xù)纖維帶纏繞增強(qiáng)熱塑性復(fù)合管短期爆破壓力測試及理論分析

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(1.浙江大學(xué)高分子科學(xué)與工程學(xué)系 浙江 杭州 310027；2.浙江偉星新型建材股份有限公司 浙江 臨海 317000)

·試驗(yàn)研究·

連續(xù)纖維帶纏繞增強(qiáng)熱塑性復(fù)合管短期爆破壓力測試及理論分析

周正偉1，2，李俊光2，陳平2，陳宏2，馮濟(jì)斌2，馮金茂2

(1.浙江大學(xué)高分子科學(xué)與工程學(xué)系 浙江 杭州 310027；2.浙江偉星新型建材股份有限公司 浙江 臨海 317000)

對不同層數(shù)玻纖帶增強(qiáng)的復(fù)合管進(jìn)行了短期爆破壓力測試，并采用力平衡法推導(dǎo)出了纖維復(fù)合管在不受溫度影響下的短期爆破壓力計(jì)算公式。短期爆破壓力隨著增強(qiáng)層層數(shù)的增加而增大，比較了兩張情況下的短期爆破壓力計(jì)算結(jié)果，計(jì)算結(jié)果說明了玻纖帶層數(shù)的增加可以導(dǎo)致短期爆破壓力增大，同時(shí)還發(fā)現(xiàn)復(fù)合管發(fā)生的是軸向破壞，內(nèi)襯層對復(fù)合管的爆破壓力不能忽略。

纖維復(fù)合管；短期爆破壓力；理論計(jì)算

0 引 言

目前我國石油行業(yè)使用的管材主要是金屬管材，這些金屬管材在運(yùn)輸石油的時(shí)候，由于石油成分復(fù)雜，如含有O2、S2-、Cl-及CO2等，極易造成腐蝕，造成管材發(fā)生滲漏或者泄露，導(dǎo)致環(huán)境污染，經(jīng)濟(jì)損失嚴(yán)重。為了減少金屬管材的腐蝕、石油泄露及環(huán)境污染和經(jīng)濟(jì)損失，研究人員開發(fā)了一些其它管材來替代金屬管材。塑料管材耐腐蝕性強(qiáng)，水力阻力小，但其工作壓力不夠大，金屬管材工作壓力大，但耐腐蝕性差，因此就需要將金屬管材的高耐壓及塑料管材的高耐蝕性結(jié)合在一起。纖維增強(qiáng)復(fù)合管材就能夠很好地將塑料管材和金屬管材的優(yōu)點(diǎn)結(jié)合在一起。纖維增強(qiáng)復(fù)合管材有熱固性的玻璃鋼管和熱塑性的復(fù)合管，玻璃鋼管材在使用時(shí)脆性大，連接不便，時(shí)間長了可能發(fā)生泄漏，而熱塑性復(fù)合管生產(chǎn)時(shí)能夠采用盤管方式收集并且運(yùn)輸方便，連接接頭少，有著良好的應(yīng)用前景[1]。

浙江大學(xué)鄭津洋教授課題組[2]對鋼絲增強(qiáng)的復(fù)合管進(jìn)行了詳細(xì)的理論分析，白勇教授課題組[3,4]研究了芳綸纖維增強(qiáng)的熱塑性復(fù)合管道的力學(xué)性能，而玻璃鋼管道的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和性能研究報(bào)道較多[5-8]。目前，國內(nèi)有些廠家對纖維帶增強(qiáng)的復(fù)合管道進(jìn)行了制備研究，但對其理論分析及實(shí)驗(yàn)研究的相關(guān)報(bào)道較少。作者采用連續(xù)單向玻纖帶纏繞增強(qiáng)HDPE內(nèi)襯管制備出復(fù)合管材，用爆破壓力試驗(yàn)機(jī)對其進(jìn)行了短期爆破壓力測試。還根據(jù)材料力學(xué)的截面法和力平衡法，對復(fù)合管進(jìn)行受力分析，建立了復(fù)合管受均勻內(nèi)壓時(shí)的力學(xué)模型，推導(dǎo)出復(fù)合管短期爆破壓力的計(jì)算公式，并和實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比。

1 實(shí)驗(yàn)部分

實(shí)驗(yàn)用的內(nèi)襯管為HDPE管，連續(xù)纖維帶是玻璃纖維增強(qiáng)HDPE的纖維帶，尺寸及材料性能參數(shù)見表1。實(shí)驗(yàn)方法按照國標(biāo)GB/T 15560—1995《流體輸送用塑料管材液壓瞬時(shí)爆破和耐壓試驗(yàn)方法》及城鎮(zhèn)建設(shè)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)CJ/T 189—2007《鋼絲網(wǎng)骨架塑料(聚乙烯)復(fù)合管材及管件》，使用爆破試驗(yàn)機(jī)對復(fù)合管進(jìn)行加壓，記錄復(fù)合管短期爆破壓力，每個(gè)尺寸的復(fù)合管的短期爆破壓力測試3個(gè)樣品，本次實(shí)驗(yàn)中玻纖帶的纏繞角度為87°。

表1 復(fù)合管尺寸及材料性能參數(shù)

2 理論分析

采用材料力學(xué)截面法和力平衡法對復(fù)合管的短期爆破壓力進(jìn)行預(yù)測，考慮兩種情況；第一種情況是只有增強(qiáng)層受力，忽略內(nèi)襯層受力；第二種情況是增強(qiáng)層和內(nèi)襯層同時(shí)受力。在進(jìn)行受力分析時(shí)，假設(shè)玻纖帶在增強(qiáng)前后厚度不變，纖維與樹脂基體之間的結(jié)合是良好的，不考慮缺陷的存在，玻纖帶與內(nèi)襯層之間的結(jié)合也是理想狀態(tài)。

2.1 只有增強(qiáng)層受力的情況

假設(shè)復(fù)合管中只有增強(qiáng)層受力，忽略內(nèi)層HDPE受力，則由復(fù)合管軸向載荷平衡條件得：

(1)

式中，σc為纖維帶拉伸強(qiáng)度， MPa；r0為內(nèi)襯層內(nèi)壁半徑，mm;r1為內(nèi)襯層外壁半徑，也即增強(qiáng)層內(nèi)壁半徑，mm;r2為增強(qiáng)層外壁半徑，mm;α為玻纖帶纏繞方向與管材軸向夾角，°；p0為復(fù)合管內(nèi)均勻壓力， MPa；

將復(fù)合管的內(nèi)襯層、增強(qiáng)層的尺寸，玻纖帶的拉伸強(qiáng)度、纏繞角度，復(fù)合管內(nèi)壓力代入上式可得到復(fù)合管的軸向爆破壓力為：

(2)

同理可得復(fù)合管環(huán)向載荷平衡條件為：

(3)

將各參數(shù)代入上式可得到復(fù)合管的環(huán)向爆破壓力為：

(4)

式中，

(5)

復(fù)合管短期爆破壓力為軸向爆破壓力和環(huán)向爆破壓力的最小值，即：

(6)

2.2 增強(qiáng)層和內(nèi)襯層同時(shí)受力的情況

假設(shè)復(fù)合管中增強(qiáng)層和內(nèi)襯層同時(shí)受力，則由復(fù)合管軸向載荷平衡條件得：

(7)

式中，σm為內(nèi)襯層樹脂在玻纖帶斷裂時(shí)相同斷裂伸長率下的拉伸強(qiáng)度。

將各種參數(shù)代入上式可以得到復(fù)合管的軸向爆破壓力為：

(8)

同理可得復(fù)合管環(huán)向載荷平衡條件：

(9)

將各參數(shù)代入上式可得到復(fù)合管的環(huán)向爆破壓力為：

(10)

復(fù)合管短期爆破壓力為軸向爆破壓力和環(huán)向爆破壓力的最小值，即：

(11)

3 結(jié)果與討論

不同層數(shù)玻纖帶增強(qiáng)層復(fù)合管的短期爆破壓力實(shí)驗(yàn)及兩種方法的計(jì)算結(jié)果見表2所示。從表中可以看出，短期爆破壓力對玻纖帶的增強(qiáng)效果比較敏感，隨著增強(qiáng)層數(shù)的增加而增加，但并沒有隨著層數(shù)的增加而無限制增加，這與其纏繞角度有關(guān)。從圖1中可以看出，在打壓的過程中，復(fù)合管先發(fā)生彎曲，說明軸向力比環(huán)向力小，當(dāng)彎曲到一定程度后才發(fā)生爆破破壞，在復(fù)合管中間的增強(qiáng)層玻纖帶發(fā)生脆性斷裂，內(nèi)襯層樹脂基體并未發(fā)生大變形，而是在玻纖帶發(fā)生斷裂后隨即發(fā)生破裂，形成一個(gè)近似橢圓形的孔洞，同樣說明了該復(fù)合管軸向強(qiáng)度比環(huán)向強(qiáng)度小。

表2 纏繞不同層數(shù)的復(fù)合管爆破壓力實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值

圖1 復(fù)合管短期爆破壓力測試后的形態(tài)

圖2、圖3分別為玻纖帶和HDPE的應(yīng)力應(yīng)變曲線。從圖中可以看出，玻纖帶發(fā)生的是脆性斷裂，而HDPE發(fā)生的是大變形，在拉伸過程的初期階段，玻纖帶和HDPE的應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系呈線性關(guān)系。從圖2中可以看出，玻纖帶發(fā)生斷裂時(shí)其應(yīng)變?yōu)榧s6.7%，此變形時(shí)的HDPE的應(yīng)力約為6.3 MPa，而HDPE的斷裂拉伸強(qiáng)度約為22 MPa，在利用(2)、(4)、(8)、(10)式進(jìn)行計(jì)算時(shí)，考慮了HDPE的拉伸強(qiáng)度兩種取值的情況，其計(jì)算結(jié)果見表2。對比只有增強(qiáng)層受力情況下的軸向和環(huán)向短期爆破強(qiáng)度可知，其環(huán)向短期爆破強(qiáng)度比軸向短期爆破強(qiáng)度大得多，因此也說明了在給復(fù)合管做短期爆破強(qiáng)度試驗(yàn)時(shí)，其要先發(fā)生彎曲然后再發(fā)生爆破，增強(qiáng)層和內(nèi)襯層同時(shí)受力的這種情況也說明了復(fù)合管先彎曲后破壞。對比增強(qiáng)層和內(nèi)襯層受力情況下的軸向短期爆破強(qiáng)度和復(fù)合管的實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，隨著增強(qiáng)層層數(shù)的增加，短期爆破壓力都是增大的，當(dāng)取內(nèi)襯管的受力為6.3 MPa時(shí)，所計(jì)算得到的結(jié)果比實(shí)驗(yàn)值小，而取內(nèi)襯管受力為22 MPa時(shí)，其結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值相差小，尤其是在對比未纏繞玻纖帶的情況下，用22 MPa取值的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值接近，可以說明在計(jì)算時(shí)，需要考慮內(nèi)襯層受力，且當(dāng)復(fù)合管發(fā)生爆破時(shí)，內(nèi)襯管和增強(qiáng)層是同時(shí)達(dá)到最大強(qiáng)度值的，而不是內(nèi)襯層只達(dá)到了與增強(qiáng)層同破壞應(yīng)變時(shí)所對應(yīng)的強(qiáng)度。

圖2 玻纖帶應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線

圖3 HDPE應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線

同時(shí)對比只有增強(qiáng)層受力的情況與增強(qiáng)層和內(nèi)襯層同時(shí)受力的情況可以發(fā)現(xiàn)，內(nèi)襯層的受力不可忽略，這可能與纏繞角度的大小有關(guān)，同時(shí)也與內(nèi)襯層的厚度有關(guān)?？梢酝ㄟ^對內(nèi)襯層的厚度進(jìn)行設(shè)計(jì)，以及對纏繞角度進(jìn)行調(diào)整，以制備出性能更好的復(fù)合管。

4 結(jié) 論

1)通過短期爆破壓力實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)玻纖帶對HDPE管有很好的增強(qiáng)效果，可通過調(diào)整玻纖帶的纏繞角度，以獲得力學(xué)性能更好的復(fù)合管。

2)在87°的纏繞角度下，復(fù)合管為軸向破壞，其破壞形式為脆性破壞，其軸向短期爆破強(qiáng)度遠(yuǎn)小于環(huán)向短期爆破強(qiáng)度。

3)復(fù)合管發(fā)生爆破時(shí)，內(nèi)襯層的強(qiáng)度同時(shí)也達(dá)到了最大值。計(jì)算時(shí)，不能只考慮增強(qiáng)層的增強(qiáng)效果，需要同時(shí)考慮內(nèi)襯層的受力作用。

4)通過推導(dǎo)的計(jì)算公式能夠?qū)?shí)驗(yàn)值與計(jì)算值進(jìn)行對比，調(diào)整工藝參數(shù)制備性能更好的復(fù)合管。

[1] 穆 劍，徐兆明，張 麗，等. 非金屬管道在石油工業(yè)中的應(yīng)用[M]. 石油工業(yè)出版社，2011：1-6.

[2] ZHENG J Y, SHI J, SHI J F, et al. Short term burst pressure of polyethylene pipe reinforced by winding steel wires under various temperatures[J]. Composite Structures, 2015，121: 163-171.

[3] BAI Y, TANG J D, XU W P, et al. Collapse of reinforced thermoplastic pipe(RTP) under combined external pressure and bending moment[J].Ocean Engineering, 2015,94:10-18.

[4] BAI Y, XU F, CHENG P, et al. Burst Capacity of Reinforced Thermoplastic Pipe (RTP) Under Internal Pressure[C]. Proceedings of the ASME 2011 30th international conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering.Netherlands, 2011.

[5] TARAKCIOGLU N, GEMI L, YAPICI A. Fatigue failure behavior of glass_epoxy ±55 filament wound pipes under internal pressure[J]. Composites Science and Technology, 2005,65(3-4): 703-708.

[6] GEMI L, TARAKCIOGLU N, AKDEMIR A, et al. Progressive fatigue failure behavior of glass_epoxy (±75)2filament-wound pipes under pure internal pressure[J]. Materials and Design, 2009,30(10): 4 293-4 298.

[7] SODEN P D, KITCHING R, TSE P C. Experimental failure stresses for ±55° filament wound glass fibre reinforced plastic tubes under biaxial loads[J]. Composites, 1989,20(2): 125-135.

[8] ABDUL MAJID M S, AFENDI M, DUAD R, et al. Effects of winding angles in biaxial ultimate elastic wall stress (UEWS) tests of glass fibre reinforced epoxy (GRE) composite pipes[J]. Advanced Materials Research, 2013,795: 424-428.

ExperimentalandTheoryAnalysisonShortTermBurstPressureoftheContinuousFiberTapeReinforcedThermoplasticCompositePipes

ZHOUZhengwei1,2,LIJunguang2,CHENPing2,CHENHong2,FENGJibin2,FENGJinmao2

(1.DepartmentofPolymerScienceandEngineering,ZhejiangUniversity,Hangzhou,Zhejiang310027,China;2.ZhejiangWeixingNewBuildingMaterialsCo.Ltd.,Linhai，Zhejiang317000，China)

The short term burst pressures tests for the thermoplastic composite pipes reinforced by glass fiber tape with different plies were conducted, and the short term burst pressure calculating equations for the composite pipes without temperature effect were derived by force balance method. The short term burst pressures were increased with the increment of the plies, and the calculation results were compared for the two conditions. The calculation results showed that the increment of glass fiber tape plies could lead to the increasing of pressures, and that the axial damage was occurred. Finally, the short term burst pressure of the inner affected for the composite pipe cannot be ignored.

fiber composite pipes; short term burst pressure; theory calculation

周正偉，男，1986年生，博士，2015年畢業(yè)于上海大學(xué)材料學(xué)專業(yè)，目前主要從事纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合管道應(yīng)用技術(shù)研究。E-mail:zhouzhengwei@shu.edu.cn

TQ327

A

2096-0077(2017)06-0047-04

10.19459/j.cnki.61-1500/te.2017.06.013

2017-03-09

屈憶欣)