張曉健，蔡鎖德，魏 帆，文書林

（1.海洋石油工程股份有限公司，天津300461；2.中石化西南油氣分公司 基本建設(shè)處，成都610000；3.西安向陽航天材料股份有限公司，西安710025）

機械式復(fù)合管熱載荷作用下的屈曲分析

張曉健1，蔡鎖德2，魏 帆3，文書林3

（1.海洋石油工程股份有限公司，天津300461；2.中石化西南油氣分公司 基本建設(shè)處，成都610000；3.西安向陽航天材料股份有限公司，西安710025）

為了防止復(fù)合管內(nèi)管鼓包產(chǎn)生的失效失穩(wěn)狀況，通過有限元軟件對規(guī)格為Φ219 mm×（14.3+3）mm機械式復(fù)合管的鼓包現(xiàn)象進行了屈曲分析。分析結(jié)果顯示，復(fù)合管在內(nèi)外管之間的氣體壓力和溫度共同作用下會出現(xiàn)鼓包失效，且氣體壓力越大、加熱溫度越高、內(nèi)管壁厚越薄、焊接間距越小，機械式復(fù)合管越容易發(fā)生鼓包現(xiàn)象。研究結(jié)果表明，徑向載荷是導(dǎo)致機械式復(fù)合管鼓包的主要因素，因此可以通過控制其內(nèi)外管之間的氣體壓力和使用溫度降低復(fù)合管發(fā)生鼓包的概率，同時可以通過在復(fù)合管內(nèi)添加焊點來提高其面內(nèi)剛度，最終達(dá)到提高復(fù)合管抗鼓包能力的目的。

機械式復(fù)合管；屈曲；鼓包；氣體壓力；焊接間距；面內(nèi)剛度

1 概 述

隨著油氣田開采環(huán)境的日益惡劣，普通碳鋼管已不能滿足耐腐蝕要求，從徹底解決管道腐蝕、實現(xiàn)管道在預(yù)定壽命周期免維護的角度出發(fā)，國內(nèi)外開始研究采用復(fù)合管來代替普通碳鋼管。目前復(fù)合管的種類比較多，但根據(jù)復(fù)合管的界面狀態(tài)可以分為機械式復(fù)合管和冶金式復(fù)合管。機械式復(fù)合管以其成本低和良好的耐腐蝕性能得到了廣泛的應(yīng)用，但由于機械式復(fù)合管內(nèi)管外壁和外管內(nèi)壁是通過過盈配合實現(xiàn)機械貼合而不是達(dá)到冶金結(jié)合，同時由于內(nèi)管壁厚很小導(dǎo)致其徑向面內(nèi)剛度很小，因此在很小的徑向載荷下，內(nèi)管很容易出現(xiàn)內(nèi)襯鼓包的失穩(wěn)失效。

目前，對復(fù)合管的設(shè)計往往僅從復(fù)合管的承壓和耐腐蝕性方面考慮，而忽略了復(fù)合管內(nèi)管的剛度設(shè)計，因此當(dāng)復(fù)合管內(nèi)管的徑厚比較大時，在復(fù)合管的制作和使用過程中很容易導(dǎo)致復(fù)合管內(nèi)管鼓包的屈曲失效，如圖1所示。

圖1 復(fù)合管內(nèi)管鼓包

本研究以規(guī)格為Φ219 mm×（14.3+3）mm的機械式復(fù)合管作為分析對象，通過ABAQUS的有限元軟件進行數(shù)值模擬，首先分析了機械式復(fù)合管發(fā)生內(nèi)管鼓包的載荷條件，其次分析了機械式復(fù)合管壁厚對鼓包的影響，最后分析了焊接間距對復(fù)合管鼓包的影響。

2 機械式復(fù)合管鼓包屈曲分析的有限元模擬

2.1 有限元模型

實際生產(chǎn)中，機械式復(fù)合管復(fù)合后內(nèi)管存在一定的橢圓度，這是機械式復(fù)合管發(fā)生鼓包的主要因素之一，因此計算模型采用網(wǎng)格結(jié)點擾動來模擬內(nèi)管橢圓度對鼓包的影響，模型中結(jié)點擾動幅值為內(nèi)管厚度的1/3；又因為復(fù)合后內(nèi)外管界面存在一定的氣體，在管道封焊和管道加熱的環(huán)境下，氣體會發(fā)生膨脹產(chǎn)生壓力，因此分析中氣體用施加于內(nèi)管外壁的均勻壓力p來模擬。取整管焊接后的一段進行研究，根據(jù)對稱關(guān)系建立二分之一模型，在模型兩端約束z方向位移，并限制截面中間位置y方向的運動，以約束結(jié)構(gòu)剛體位移，同時縱向中面采用x方向?qū)ΨQ條件。此外，模型兩端理想焊接，用tie約束模擬。模型結(jié)構(gòu)處于等溫場內(nèi)，溫度由0℃開始線性增加至800℃。

為了準(zhǔn)確模擬復(fù)合管內(nèi)管的鼓包，將內(nèi)外管沿厚度方向劃分為三層網(wǎng)格，并且在內(nèi)管擾動的位置網(wǎng)格最細(xì)，隨著遠(yuǎn)離擾動位置的增加網(wǎng)格越來越粗。整個模型采用8節(jié)點線性減縮積分單元C3D8R，內(nèi)管的單元數(shù)量為36 000，外管單元數(shù)量為18 000，劃分完網(wǎng)格后的機械式復(fù)合管模型如圖2所示。

圖2 劃分網(wǎng)格后的有限元模型

2.2 計算工況

本研究分析了溫度、焊接間距、內(nèi)管壁厚對機械式復(fù)合管內(nèi)管鼓包的影響，具體的工況參數(shù)見表1。

表1 機械式復(fù)合管鼓包分析工況

2.3 材料參數(shù)

機械式復(fù)合管是通過爆燃使基/襯層達(dá)到機械貼合，復(fù)合過程中內(nèi)管發(fā)生了彈塑性變形，外管只發(fā)生彈性變形，為了使計算結(jié)果更能反映實際情況，本次計算采用外管和內(nèi)管的實測應(yīng)力-應(yīng)變曲線進行屈曲失效分析。圖3和圖4分別是復(fù)合管后內(nèi)管和外管的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

根據(jù)實測內(nèi)管和外管的應(yīng)力-應(yīng)變曲線計算出內(nèi)外管的材料參數(shù)，見表2。

圖3 復(fù)合后內(nèi)管實測的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖4 復(fù)合后外管實測的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

表2 內(nèi)管和外管計算的材料參數(shù)

3 機械式復(fù)合管鼓包分析結(jié)果

研究用機械式復(fù)合管規(guī)格為Φ219 mm×（14.3+3）mm，管長1 500 mm。圖5是復(fù)合管在氣體壓力為8 MPa、整管加熱到520℃時鼓包位移云圖。從云圖上可以看到，鼓包處的最大徑向位移為53 mm，說明在氣體壓力和管子加熱共同作用下機械式復(fù)合管就有可能發(fā)生內(nèi)管的鼓包失效。

圖5 氣體壓力和溫度共同作用下復(fù)合管鼓包位移云圖

3.1 溫度和氣體壓力對機械式復(fù)合管鼓包的影響

圖6為研究用機械式復(fù)合管在不同氣壓作用下內(nèi)管翹起部分最大位移隨溫度的變化曲線。從圖6可以看出：①隨著加熱溫度的增加，鼓包的最大徑向位移也在急劇增加，這說明溫度是影響鼓包的主要因素之一；②在同樣溫度下，氣體壓力越大鼓包的徑向位移也越大，因此降低內(nèi)外管之間的氣體壓力有助于防止復(fù)合管內(nèi)管的鼓包。

圖6 鼓包最大位移隨溫度的變化曲線

3.2 內(nèi)管厚度對復(fù)合管鼓包的影響

圖7為壁厚1.5 mm的機械式復(fù)合管鼓包的位移云圖，圖8為不同壁厚的復(fù)合管鼓包徑向位移沿管長方向的分布情況。根據(jù)圖7和圖8給出的計算結(jié)果，當(dāng)內(nèi)管厚度減小1/2，即h=1.5 mm時，在1.8 MPa氣壓的單獨作用下內(nèi)管即可發(fā)生屈曲，而且鼓包貫穿整個復(fù)合管，呈條狀。由此可知，當(dāng)內(nèi)管壁變薄時，非常小的氣壓作用就可誘發(fā)內(nèi)管的屈曲，熱應(yīng)力則成為次要因素，而且失穩(wěn)變形是在具有幾何缺陷的局部位置萌生后快速擴展至整個內(nèi)管，使結(jié)構(gòu)發(fā)生嚴(yán)重的失效。

圖7 壁厚為1.5 mm的機械式復(fù)合管鼓包位移云圖

圖8 不同壁厚的復(fù)合管鼓包徑向位移沿管長方向的分布

3.3 焊接間距對復(fù)合管鼓包的影響

由于焊接位置處外管將約束內(nèi)管的變形，因此焊接間距越小，焊接部位對內(nèi)管變形的影響越大。計算中對內(nèi)管中間位置的網(wǎng)格進行了擾動，焊接間距對熱屈曲的影響則可以通過鼓包最大位移的變化來反映。

圖9為復(fù)合管鼓包最大位移隨焊接間距的變化曲線，由圖9可知，內(nèi)管翹起部分的最大位移隨焊接間距的增加而增大,因此減小焊接間距可以改善復(fù)合管的抗熱失穩(wěn)性能。

圖9 復(fù)合管鼓包最大位移隨焊接間距的變化曲線

4 結(jié) 論

（1）在徑向外壓和溫度作用下，機械式復(fù)合管內(nèi)管會產(chǎn)生鼓包的失效失穩(wěn)形式。

（2）內(nèi)外管之間的氣體壓力對復(fù)合管的鼓包影響較大，因此降低復(fù)合管內(nèi)外管之間的氣體壓力有助于防止復(fù)合管發(fā)生鼓包。

（3）復(fù)合管加熱溫度對復(fù)合管鼓包影響較大，因為復(fù)合管內(nèi)外管的材質(zhì)不同，其熱膨脹系數(shù)也不同，內(nèi)管的熱膨脹系數(shù)較大，而外管的熱膨脹系數(shù)較小，因此當(dāng)復(fù)合管加熱到一定溫度時，內(nèi)外管之間會產(chǎn)生徑向的相互接觸壓力，這是導(dǎo)致內(nèi)管發(fā)生鼓包的主要載荷。由于溫度越高，內(nèi)外管之間的接觸壓力就越大，復(fù)合管就越容易鼓包，因此降低復(fù)合管的加熱溫度可以防止復(fù)合管鼓包。

（4）復(fù)合管內(nèi)管壁厚越小，越容易出現(xiàn)鼓包，因此增加復(fù)合管內(nèi)管的壁厚可以提高復(fù)合管抗鼓包的能力，這要求在復(fù)合管設(shè)計時不能僅從耐腐蝕性來設(shè)計，還要充分考慮復(fù)合管內(nèi)管的壁厚和剛度問題。

（5）焊接間距影響復(fù)合管的面內(nèi)剛度，焊接間距越小，面內(nèi)剛度越大，因此能夠通過減小焊接間距來提高復(fù)合管的抗鼓包能力。

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Buckling Analysis of Mechanical Composite Pipe under Thermal Load

ZHANG Xiaojian1,CAI Suode2,WEI Fan3,WEN Shulin3
（1.Offshore Oil Engineering Co.,Ltd.,Tianjin 300461,China；2.Construction Division,SINOPEC Southwest Oil and Gas Branch Company,Chengdu 610000，China；3.Xi’an Sunward Aerospace Material Co.,Ltd,Xi'an 710025,China）

In order to prevent the failure and instability caused by the lined pipe bulge of composite pipe,it carried out buckling analyses for bulge phenomenon of Φ219 mmx（14.3+3） mm mechanical composite pipe.The analysis results indicated that,under the combined action of gas pressure and temperature,the bulge phenomenon appeared.The greater gas pressure,the higher the heating temperature,the thinner of lined pipe wall thickness,the smaller weld-spacing,and the bulge occurred more easily.Research results showed that the radial load was the main factor lead to mechanical composite tube bulge,thus through controlling gas pressure and temperature,it can reduce the bulge probability,at the same time,by adding the solder joints in lined pipe to increase its stiffness,ultimately achieved the goal of improving composite pipe bulge resistance.

mechanical composite pipe;buckling;bulge;gas pressure;weld-spacing；lined pipe stiffness

TG376

B

10.19291/j.cnki.1001-3938.2016.11.009

張曉健（1986—），男，畢業(yè)于東北石油大學(xué)，工程師，現(xiàn)在海洋石油工程股份有限公司從事海洋石油工程項目管理工作。

2016-05-03

黃蔚莉