海洋玻纖增強柔性管用錐套連接型接頭密封性能研究

王 剛，顏廷俊，李 平，李 鵬，叢日峰，孫寶晗

(1.北京化工大學 機電工程學院，北京 100029;2.山東冠通管業(yè)有限公司,山東威海 264400)

0 引言

海洋油氣資源的開采已經成為當今世界石油發(fā)展的一個主要趨勢，而玻纖增強柔性管具有耐腐蝕、易彎曲、便于運輸和施工等一系列優(yōu)點，已經成為海洋油氣資源開發(fā)的主要發(fā)展方向[1-3]。接頭作為管道系統(tǒng)終端連接裝置，是管道系統(tǒng)中的重要結構，同時也是管道系統(tǒng)中最容易失效的環(huán)節(jié)。目前國內外常用的非金屬復合材料管接頭有Traplock型接頭、Magma型接頭、扣壓接頭及Airborne公司生產的錐套連接型接頭。國內常用扣壓接頭來連接非金屬復合材料管，但該連接方式容易在連接處產生應力集中[4]。本項目組在進行玻纖增強柔性管用錐套連接型接頭研究之前進行了扣壓接頭的設計和試驗。由于扣壓接頭對扣壓過程中內漲力及外扣力要求較高，該力過大或過小都會造成接頭連接失效，如圖1所示。而錐套連接型接頭在安裝過程中不需要通過扣壓設備進行內漲及外扣，其主要通過擰緊外護套與接頭內芯法蘭間的螺栓，將作用在外護套上的軸向力通過錐形體轉換為作用在玻纖增強柔性管的徑向力，同時為使管體受力均勻，將錐形體進行6等分，從而有效避免接頭在安裝過程中產生的壓緊面受力不均勻現(xiàn)象。目前，楊保成等[5]研制了新型柔性管接頭，此接頭不僅可以避免排氣孔在接頭扣壓過程中產生變形，而且可以提高排氣孔處的結構強度；吳翔實等[6-7]利用ABAQUS有限元分析軟件,對海洋非粘接復合材料管接頭的密封性能進行校核，得到密封結構參數變化對接頭密封性能和力學性能的影響規(guī)律；王少鵬等[8]利用ABAQUS有限元分析軟件，按照DNV設計規(guī)范對接頭所受應力進行校核，驗證了新型楔塊夾緊式接頭系統(tǒng)的設計可行性與結構可靠性。目前尚未查到針對海洋玻纖增強柔性管用錐套連接型接頭密封性能方面的研究及標準。本文根據項目要求，參考API 17B標準規(guī)定，運用ABAQUS有限元分析軟件，對海洋玻纖增強柔性管用錐套連接型接頭在極限工作壓力下的密封性能進行全面校核，為海洋工程用玻纖增強柔性管接頭的密封設計提供參考。

(a)

1 錐套連接型接頭密封結構及材料性能參數

該項目玻纖增強柔性管的設計內壓為30 MPa，軸向拉伸載荷588 kN，管道爆破壓力為90 MPa。根據美國石油協(xié)會標準API 17B—2014《柔性管道推薦使用方法》規(guī)定,接頭必須滿足玻纖增強柔性管的所有性能要求，故接頭的極限工作壓力取90 MPa，由極限工作壓力產生的軸向拉伸載荷:

F=πR2p=π×76.22×90≈1 641.732 kN

為滿足設計要求，接頭在無內壓載荷時接觸摩擦力應大于管道設計軸向拉伸載荷588 kN，在極限工作壓力作用時，接觸摩擦力應大于由極限工作壓力產生的軸向拉伸載荷1 641.732 kN。

1.1 錐套連接型接頭結構

錐套連接型接頭主要由接頭內芯、錐形體和外護套三部分構成，見圖2。接頭內芯在接頭安裝過程中起支撐作用，并在外護套作用下同錐形體一起夾緊復合材料管，從而保證接頭的密封性能。錐形體在接頭的密封中起著關鍵的作用，是接頭系統(tǒng)中最重要的部分。外護套是主要的傳力原件，通過擰緊與接頭內芯法蘭間的螺栓，將作用的軸向力通過錐形體轉換為復合材料管的徑向力。

圖2 錐套連接型接頭結構示意Fig.2 Schematic diagram of cone-sleeve joint structure

1.2 錐套連接型接頭密封結構

錐套連接型接頭以O形圈密封為主，擠壓密封為輔。接頭內芯前端設有O形密封圈，O形密封圈的安裝位置不得超出錐形體長度，以確保接頭能夠有效壓緊O形密封圈。接頭內芯與管體采用過盈配合，過盈量為1 mm(直徑方向)，錐套連接型接頭的密封型式見圖3。

圖3 錐套連接型接頭密封型式Fig.3 Taper-sleeve joint sealing type

1.3 材料參數

1.3.1 海洋用玻纖增強柔性管結構參數

海洋用玻纖增強柔性管主要由內襯層、增強層及外保護層構成，各層之間相互粘接，其中內襯層和外保護層材料為高密度聚乙烯(HDPE)，增強層材料為玻璃纖維帶，玻璃纖維帶纏繞角度為±55°，纏繞層數為60層，管道公稱直徑150 mm。玻璃纖維帶的力學性能參數由生產廠家通過試驗獲得，見表1。

表1 玻璃纖維帶材料性能參數Tab.1 Material property parameters of glass fiber tape

HDPE力學性能參數通過拉伸試驗獲得，試樣由海洋用玻纖增強柔性管內襯層材料注塑而成。拉伸試驗所用的設備為萬能試驗機，依據GB/T 1040.2—2006《塑料 拉伸性能的測定 第2部分：模塑和擠塑塑料的試驗條件》進行拉伸試驗，試樣數量為5個，試樣尺寸見表2。

表2 HDPE拉伸試樣尺寸Tab.2 HDPE tensile sample size mm

HDPE力學性能測試曲線見圖4，通過對5個試樣測試結果取平均值，得到HDPE在常溫下的力學性能參數見表3。

(a)拉力-應變曲線

表3 HDPE材料力學性能參數Tab.3 Mechanical property parameters of HDPE material MPa

1.3.2 接頭及O形密封圈材料性能參數

根據API 17B，在含H2S和CO2的酸性條件下，接頭材料推薦使用30CrMo，O形圈材料選用四丙氟橡膠[9]，材料性能參數見表4。

表4 30CrMo、四丙氟橡膠材料性能參數Tab.4 Performance parameters of 30CrMo and tetrapropyl fluoro rubber

2 有限元分析

錐套連接型接頭的接頭內芯前端設有一道O形密封圈，由于接頭內芯與管道內襯層間采用過盈配合，由此產生的干涉力作用下O形密封圈產生初始變形，從而形成一定的初始密封效果。當管道內充滿高壓介質時，在介質壓力作用下O形密封圈進一步壓縮，從而增強O形密封圈的密封效果。而擠壓密封主要通過擰緊接頭內芯與外護套間的高強度法蘭螺栓，使錐形體和接頭內芯能夠與管道充分接觸，從而夾緊管道，防止高壓介質作用下接頭被拉脫?？紤]到建模過程及分析的簡化，在不影響計算結果的前提下，通過定義多個分析步對O形密封圈和接頭擠壓密封進行分析。

2.1 O形密封圈有限元分析

2.1.1 O形密封圈有限元模型建立

由于O形密封圈、錐套連接型接頭及玻纖增強柔性管均為軸對稱結構，為提高計算效率，采用二維軸對稱單元來模擬O形密封圈的密封性能。O形密封圈選用CAX4RH的4節(jié)點雙線性軸對稱四邊形單元進行自由網格劃分，劃分后共有4 737個節(jié)點，4 688個單元，密封槽和內襯層均簡化為剛體，采用RAX2的2節(jié)點線性軸對稱剛性連接單元。定義O形密封圈與內襯層及密封槽間的相互作用為通用接觸，通過切向、法向行為定義其接觸屬性[10-11]。密封槽及O形密封圈幾何參數：密封槽寬度9.5 mm，深度5.6 mm；O形密封圈規(guī)格143.20 mm(內徑)×7.00 mm(線徑)。O形密封圈密封系統(tǒng)網格劃分見圖5。

圖5 O形密封圈密封系統(tǒng)網格劃分Fig.5 Mesh division of O-ring sealing system

O形密封圈選用的橡膠材料屬于超彈性體，選用Mooney-Rivlin模型進行分析，該模型能夠較好地描述橡膠材料的大變形和非線性特性。Mooney-Rivlin模型主要通過C10和C01兩個參數對橡膠材料的特性進行描述。根據參考文獻[12-14]中橡膠材料彈性模量E與材料硬度HR的擬合公式，可求得參數C10和C01。

C01=0.25C10

本文極限工作壓力為90 MPa屬于高壓環(huán)境，因此O形密封圈材料硬度選90，代入上述公式可得參數C10=2.79，C01=0.697 5。

2.1.2 載荷與邊界條件

將接頭內芯上的密封槽設置為完全固定，通過設置兩個分析步來模擬O形密封圈在各個工況下的受力：第一步模擬O形密封圈的預裝過程，通過給內襯層施加1.4 mm的徑向位移來模擬初始密封狀態(tài)；第二步施加介質壓力載荷。接頭內芯與內襯層采用過盈配合，故O形密封圈安裝過程中與內襯層間不存在間隙。

2.2 接頭擠壓密封有限元分析

2.2.1 擠壓密封有限元模型建立

結合錐套連接型接頭實際結構，通過ABAQUS軟件建立其有限元分析模型。為降低分析難度，在建模過程中對系統(tǒng)倒角、圓角以及凹槽等細節(jié)進行簡化處理。在接頭與管道以及接頭各零件間相互作用區(qū)域，通過設置接觸來模擬其相互作用：采用硬接觸模擬其法向行為、采用庫倫摩擦模擬其切向行為。接頭內芯、錐形體、外護套及玻纖增強柔性管內襯層和外保護層采用C3D8R的8節(jié)點線性六面體單元，單元數量分別為2 652，4 360，2 520，4 300，5 000；玻纖增強柔性管增強層采用S4R的4節(jié)點曲面薄殼單元，單元總數 4 700。接頭結構有限元模型及網格劃分分別見圖6，7。當前網格總數量為23 500，按照將3D幾何模型設置1.26倍加密方式的原則，加密后的網格數量約為30 000，加密后試算結果與未加密計算結果的各節(jié)點應力值相差較小，故為了提高計算效率，選擇網格總數量23 500進行有限元分析和計算。

圖6 接頭結構有限元模型Fig.6 Finite element model of joint structure

2.2.2 載荷與邊界條件

通過兩個分析步來模擬接頭安裝及密封過程：第一步限制接頭內芯法蘭端部的軸向自由度，對外護套施加軸向位移載荷，模擬接頭的安裝過程，確定接頭外護套的安裝距離；第二步在接頭內芯和玻纖增強柔性管內襯層施加極限工作壓力90 MPa，校核接頭的抗拉強度。

圖7 接頭擠壓密封模型網格劃分Fig.7 Mesh division of joint extrusion seal model

3 結果與討論

3.1 O形密封圈有限元模擬結果分析

3.1.1 O形密封圈的強度校核

依據O形密封圈最大剪應力準則、最大Mises應力準則的失效判據，對其進行強度校核。由圖8 可以看出，當達到極限工作壓力90 MPa時，O形密封圈所受Mises應力最大值為14.2 MPa，小于四丙氟橡膠屈服強度15 MPa。由圖9可以看出，當達到極限工作壓力90 MPa時，O形密封圈最大剪應力為4.88 MPa，小于四丙氟橡膠抗剪切強度7 MPa，故O形密封圈滿足強度要求。

圖8 O形密封圈Mises應力云圖Fig.8 Mises stress nephogram of O-ring

圖9 O形密封圈剪應力云圖Fig.9 Shear stress nephogram of O-ring

3.1.2 O形密封圈的接觸壓力

(a)介質壓力為0 MPa

依據O形密封圈的最大接觸壓力準則，對其密封性能進行校核。由圖10可以看出，O形密封圈與各密封面間的接觸壓力隨介質壓力的增加而增大，且O形密封圈與內襯層內表面間的接觸壓力始終大于內部介質壓力，當內部介質壓力達到極限工作壓力90 MPa時，O形密封圈與內襯層內表面間的接觸壓力為93 MPa，均滿足密封要求。

3.2 接頭結構有限元模擬結果分析

3.2.1 外護套安裝距離分析

(1)失效判據。

根據API 17B—2014和GB/T 15560—1995《流體輸送用塑料管材液壓瞬時爆破和耐壓試驗方法》的規(guī)定，在爆破壓力作用下接頭結構不能發(fā)生破壞，且管道發(fā)生爆破的位置與接頭處距離至少為一個管徑長度。即在安裝載荷及爆破壓力作用下，接頭結構及海洋用玻纖增強柔性管各層所受應力不得超出其材料強度極限，管道增強層纖維方向不得斷裂，且在爆破過程中與接頭連接的玻纖增強柔性管不得發(fā)生破壞。而且，接頭安裝完成后，無內壓載荷時由擠壓密封產生的接觸摩擦力應大于設計軸向拉伸載荷588 kN；在極限工作壓力作用下形成的接觸摩擦力應大于由極限工作壓力產生的軸向拉伸載荷1 641.732 kN，以防止接頭拉脫失效。

(2)外護套最大安裝位移。

由圖11、表5可以看出，當外護套安裝位移為20 mm時，接頭內芯、錐形體、外護套和玻纖增強柔性管增強層纖維方向及基體方向所受應力分別為220.5，179.5，608.1，97.71,10.68 MPa，均低于其材料的強度極限，外保護層除端部應力集中外，其余部分均未超出材料的屈服強度20 MPa，內襯層的Mises應力為20.82 MPa，已達到材料的屈服強度20 MPa。

圖11 安裝位移20 mm時，接頭結構與玻纖增強柔性管各層應力云圖Fig.11 The stress nephogram of the joint structure and each layer of the fiberglass reinforced flexible pipe for the installation displacement of 20 mm

表5 安裝載荷、爆破壓力下接頭結構與管道各層最大Mises應力Tab.5 The maximum Mises stress of the joint structure and each layer of the pipeline under installation load and bursting pressure

由圖12、表5可以看出，在爆破壓力90 MPa作用下，接頭內芯、錐形體、外護套和玻纖增強柔性管增強層纖維方向及基體方向所受應力分別為404.7，194.2，633.0，113.1,11.91 MPa，均未超出其材料的強度極限，即在爆破壓力作用下接頭處不會發(fā)生破壞，外保護層和內襯層除了端部應力集中外，其余部分均未超出材料的屈服強度20 MPa，故接頭外護套的最大安裝位移取20 mm。由于對玻纖增強柔性管接頭內芯、外護套及錐形體進行分析時沒有做倒角處理，導致外保護層及內襯層分析結果存在應力集中的情況，而在實際工程應用中需對接頭內芯、外護套及錐形體尖端進行倒角處理，以減少應力集中。

圖12 安裝位移20 mm，爆破壓力作用下接頭結構與玻纖增強柔性管各層應力云圖Fig.12 The stress nephogram of the joint structure and of each layer of the fiberglass reinforced flexible pipe under the action of bursting pressure for the installation displacement of 20 mm

(3)外護套最小安裝距離確定。

由圖13可看出，當外護套安裝位移為5 mm時，在安裝載荷作用下管道內襯層平均接觸壓力P1=30 MPa，管道外保護層平均接觸壓力P2=12 MPa。由圖14可以看出，在爆破壓力90 MPa作用下，管道內襯層平均接觸壓力P3=39 MPa，管道外保護層平均接觸壓力P4=16 MPa。由圖15，16可以看出，接頭內芯與內襯層、錐形體與外保護層有效接觸面積S1,S2分別為3.21×105,4.42×105mm2。

圖13 安裝載荷下內襯層與外保護層接觸壓力云圖Fig.13 Contact pressure nephogram of the liner and outer protective layer under installation load

圖14 爆破壓力下內襯層與外保護層接觸壓力云圖Fig.14 Contact pressure nephogram of the liner and outer protective layer under bursting pressure

圖15 內襯層與接頭內芯有效接觸面積示意Fig.15 Schematic diagram of effective contact area between the liner and the inner core of the joint

圖16 外保護層與錐形體有效接觸面積示意Fig.16 Schematic diagram of effective contact area between outer protective layer and conical body

為減小接頭內芯的安裝阻力，通常在接頭內芯外表面涂潤滑油，經試驗測得涂潤滑油后接頭內芯與管道內襯層的摩擦系數μ1=0.03，外保護層與錐形體的摩擦系數μ2=0.18。經計算，在無內壓載荷時管道與接頭間的接觸摩擦力為：F1=S1P1μ1+S2P2μ2=1 250 kN；在爆破壓力作用下管道與接頭間的接觸摩擦力為：F2=S1P3μ1+S2P4μ2=1 648.530 kN。

由上述分析可知，玻纖增強柔性管及接頭在無內壓時，由安裝載荷引起的管道與接頭間的接觸摩擦力為1 250 kN，大于設計軸向拉伸載荷588 kN；在爆破壓力作用下管道與接頭間的接觸摩擦力為1 648.530 kN，大于由爆破壓力產生的軸向拉伸載荷1 641.732 kN，故外護套的最小安裝位移取5 mm。

3.2.2 接頭與管道在不同壓力下的徑向位移

在爆破試驗過程中若接頭內芯與內襯層在O形密封圈安裝位置存在間隙，則O形密封圈易發(fā)生間隙咬傷，導致接頭密封失效。接頭內芯與內襯層在管道爆破過程中徑向位移量如表6所示。

表6 不同壓力下接頭內芯與內襯層徑向位移量Tab.6 The radial displacement of the inner core and liner of the joint under different pressures

由表6中可以看出，接頭內芯的徑向位移量始終大于內襯層的徑向位移量，表明在接頭工作過程中接頭內芯與內襯層間不存在間隙，即在管道爆破過程中O形密封圈不存在間隙咬傷的情況。

4 結論

本文通過建立O形密封圈和錐套連接型接頭密封結構的有限元模型，對極限工作壓力下接頭、O形密封圈的強度及密封性能進行分析校核，得到如下結論。

(1)接頭工作過程中，O形密封圈的接觸壓力始終大于內部介質壓力，且在極限工作壓力90 MPa時，O形密封圈Mises應力及剪應力均未超過其材料強度極限，即O形密封圈可實現(xiàn)可靠密封。

(2)為保證接頭的連接強度及爆破試驗過程中接頭位置處不發(fā)生失效，外護套的安裝距離應為5～20 mm。

(3)接頭工作過程中接頭內芯與內襯層間不存在間隙，即在管道爆破試驗過程中O形密封圈不存在間隙咬傷的情況。