聶新宇，胡安琪，姚登樽，施建峰,3*

(1.浙江大學(xué)能源工程學(xué)院, 杭州310027; 2.中國石油天然氣管道科學(xué)研究院有限公司, 河北 廊坊 065000;3.高壓過程裝備與安全教育部工程研究中心,杭州 310027)

0 前言

電熔接頭以其耐腐蝕性好、連接便捷、可靠性高等優(yōu)點在PE及其復(fù)合管的連接中得到廣泛應(yīng)用[1]，其中復(fù)合管主要是其內(nèi)襯層和外保護層多采用PE材料[2]。在這兩類管道系統(tǒng)中，因為管材的設(shè)計、制造工藝成熟，所以系統(tǒng)的承載能力將很大程度上取決于接頭的強度，據(jù)統(tǒng)計，PE管2/3的失效發(fā)生在管件和接頭，遠高于管材失效的比例[3]。

針對電熔接頭的承載能力，國內(nèi)外學(xué)者做了一些研究。施建峰等[4]預(yù)制了含冷焊、熔合面等焊接缺陷的電熔接頭，根據(jù)高溫靜液壓試驗，將電熔接頭的失效模式分為3類：電熔套筒貫穿裂紋失效、焊接界面失效以及電阻絲界面失效，這些失效都是由缺陷所誘發(fā)。英國焊接協(xié)會(TWI)對含夾雜、未刮氧化皮等缺陷的電熔接頭進行了多種類型的樣條試驗、整管試驗，以期找到一種可以有效分辨含缺陷接頭和正常接頭的測試方法[5]。齊芳娟等[6]通過對套筒開槽的方式測試了電熔接頭的焊接界面強度，并研究了溫度對于界面強度的影響。這些研究多集中于PE管道系統(tǒng)，但是隨著RTP使用量的增加[7]，電熔接頭在這類復(fù)合管系統(tǒng)中的失效模式和強度同樣值得關(guān)注，而這方面的研究還比較欠缺。

本文基于Abaqus有限元分析軟件，建立電熔接頭受內(nèi)壓和軸向力作用下的有限元模型，分析電熔接頭的應(yīng)力分布規(guī)律和失效位置，在此基礎(chǔ)上，探討管材種類、強度對電熔接頭的失效模式與爆破壓力的影響規(guī)律。

1 電熔接頭的有限元模型

1.1 幾何模型

電熔接頭示意圖如圖1所示，考慮到該結(jié)構(gòu)幾何、載荷的軸對稱性，建立平面軸對稱模型，同時由于接頭關(guān)于套筒中心面對稱，所以建立1/2的模型，如圖1中虛線方框所示。在電熔接頭中，電阻絲體積分數(shù)很小，根據(jù)過往研究結(jié)果，電阻絲主要對含夾雜、過焊缺陷的電熔接頭存在影響[8]，因此在本模型中，不考慮電阻絲的影響。

圖1 電熔接頭示意圖Fig.1 Sketch map of the electrofusion joint

分別建立PE和RTP管材電熔接頭模型：選取PE管的類型為PE80-SDR11-DN90，電熔套筒的壁厚是14 mm，長度70 mm；選取RTP的類型是內(nèi)徑150 mm，外徑174 mm，增強層厚度2 mm，電熔套筒的厚度是37 mm，長度300 mm。對于焊接區(qū)域，參照標(biāo)準(zhǔn)和實際管件設(shè)定參數(shù)如表1所示[9]。其中焊接區(qū)域厚度數(shù)值，依據(jù)電熔接頭初始間隙(管材、套筒直徑差異)對接頭力學(xué)性能的影響選取：當(dāng)初始間隙在管徑的1 %～2 %之間時，接頭剝離能最大[10]。圖2是RTP管材電熔接頭有限元模型，其中管材端部和套筒中面有5 mm的間隙。模型采用CAX8二次完全積分單元，該單元適用于存在應(yīng)力集中的情況，可以以較低的成本提供應(yīng)力梯度的解。

表1 焊接區(qū)域參數(shù)

圖2 RTP管材電熔接頭有限元模型Fig.2 Finite element model of RTP ’s electrofusion joint

1.2 載荷及邊界條件

建立外冷焊區(qū)管材外表面與套筒內(nèi)表面接觸對，接觸面設(shè)置為面對面接觸，接觸屬性是法向的硬接觸，以套筒為主面。建立管材、套筒與焊接區(qū)域相鄰面間的綁定約束，以管材、套筒為主面。在套筒中面施加對稱約束，在管材左側(cè)端面建立運動耦合約束，以端面中點為參考點，約束該平面的U2和UR3自由度。由于管材耐壓能力不同，所以分別對PE和RTP模型施加5 MPa和20 MPa內(nèi)壓，該內(nèi)壓作用于管材內(nèi)表面、內(nèi)冷焊區(qū)管材外表面、電熔套筒內(nèi)表面、焊接區(qū)域端面以及電熔套筒側(cè)的管材端面，這些面均為液體介質(zhì)能夠填充到的區(qū)域。在接頭服役過程中，除了受內(nèi)壓載荷，還會受到由內(nèi)壓引起的軸向力，不考慮溫度變化引起的管材變形，其最大數(shù)值是封頭力，因此分別對PE管材和RTP管材左側(cè)端面施加10.1 MPa和57.9 MPa的軸向拉應(yīng)力，以RTP模型為例，其主要載荷和邊界條件如圖3所示。采用靜態(tài)分析，載荷增量步是0.1 MPa。

圖3 RTP模型的主要載荷與邊界條件Fig.3 Main loads and boundary conditions of RTP ’s model

1.3 材料參數(shù)

兩類管材的套筒、PE管材以及RTP管材的內(nèi)外保護層均選用PE80材料。 PE力學(xué)性能有明顯的率相關(guān)性，依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)GB/T 15560 《流體輸送用塑料管材液壓瞬時爆破和耐壓試驗方法》，短時爆破試驗一般控制在60～70 s，而PE屈服應(yīng)變在12 %左右，因此本文選取1×10-3/s為強度計算的應(yīng)變率。參考徐成對PE80材料的研究結(jié)果[11]：通過Erying理論模型計算屈服應(yīng)力在不同應(yīng)變率下的數(shù)值，如式(1)所示，在1×10-3/s應(yīng)變率下PE的屈服強度是18.12 MPa；通過雙曲線模型描述PE的真實應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，如式(2)和圖4所示。

(1)

式中σy——屈服強度，MPa

(2)

式中σ——真實應(yīng)力，MPa

ε——真實應(yīng)變

圖4 PE80的真實應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.4 True stress-strain curve of PE80

RTP管材的增強層是芳綸纖維和PE組成的復(fù)合材料，芳綸纖維的彈性模量取為60 000 MPa，拉伸強度2 900 MPa，泊松比0.19，纖維纏繞方向和管材軸向的夾角是55 °，根據(jù)細觀力學(xué)方法[12]，可以計算得到該層材料的各向彈性參數(shù)如表2所示。

表2 RTP增強層彈性參數(shù)

E為彈性模量，ν為泊松比，G為剪切模量，下標(biāo)r、z、θ分別代表經(jīng)向、環(huán)向、軸向方向。

2 實驗部分

2.1 主要設(shè)備、儀器及測試管材

PE管材，PE80-SDR11-DN90，浙江中財管道科技股份有限公司；

RTP管材，芳綸纖維增強，南京晨光復(fù)合管工程有限公司；

PE電熔套筒，適用于PE管材，浙江中財管道科技股份有限公司；

PE電熔套筒，適用于RTP管材，浙江慶發(fā)管業(yè)科技有限公司；

管材耐壓爆破試驗機，XGR-8760-110，承德精密試驗機有限公司。

2.2 實驗方法

圖5 PE管材電熔接頭試樣[8]Fig.5 PE pipe ’s electrofusion joint specimen[8]

將管材與電熔套筒焊接得到電熔接頭試樣，依照GB/T 15560—1995進行短時爆破試驗，采用GB/T 6111—2003中規(guī)定的A型密封夾具，保證接頭受到內(nèi)壓引起的軸向力，如圖5所示，進水端和排氣孔在一側(cè)夾具上，夾具內(nèi)設(shè)O型密封圈。測試前，首先將試樣注滿水并排盡管內(nèi)空氣，然后通過耐壓試驗機平穩(wěn)、連續(xù)地升壓，記錄加載時間和泵流量，直至壓力趨于平穩(wěn)并開始下降，試樣失效，試驗中出現(xiàn)的最大壓力即為爆破壓力。對同一類管材接頭的多次試驗中，控制泵流量一致，以使得每次爆破的發(fā)生時間相近。本次試驗試樣外介質(zhì)為空氣，內(nèi)部加壓介質(zhì)為水，環(huán)境溫度為25 ℃。

3 結(jié)果與討論

3.1 PE管材電熔接頭的失效模式

在PE管材電熔接頭的有限元模型中，隨內(nèi)壓和軸向力的增加，最大Mises應(yīng)力的數(shù)值和位置變化如圖6所示?？梢缘贸觯?1)當(dāng)內(nèi)壓較低時，接頭中最大應(yīng)力出現(xiàn)在外冷焊區(qū)端部，此處應(yīng)力偏大是由于結(jié)構(gòu)不連續(xù)所導(dǎo)致的應(yīng)力集中，在軸向力作用下，焊接區(qū)域端部的切應(yīng)力和徑向力會顯著高于其它區(qū)域[13]；(2)隨內(nèi)壓增加至2.7 MPa，最大應(yīng)力位置轉(zhuǎn)移至套筒外部的管材內(nèi)壁，并且沿軸向分布均勻。當(dāng)內(nèi)壓升至4.4 MPa時，管材沿壁厚方向全部屈服，管材發(fā)生失效，而此時套筒中心的應(yīng)力普遍在12.0 MPa以內(nèi)，如圖7所示，所以PE管材電熔接頭的失效模式是管材韌性破壞。進一步地，分析管材各向應(yīng)力，環(huán)向應(yīng)力要顯著高于其它方向，在4.4 MPa內(nèi)壓下，環(huán)向應(yīng)力超過屈服強度，因此管材的破壞會垂直于環(huán)向發(fā)生。圖8是PE管材電熔接頭的爆破試驗結(jié)果，管材在圓周方向隆起，失效區(qū)域發(fā)生明顯的塑性變形，為管材韌性破壞，破口方向沿軸向，與模型結(jié)果一致。

圖6 最大Mises應(yīng)力數(shù)值和位置隨內(nèi)壓的變化規(guī)律Fig.6 Value and position of the max Mises stress with the change of internal pressure

圖7 PE管材電熔接頭Mises應(yīng)力Fig.7 Mises stress of PE pipe ’s electrofusion joint

圖8 PE管材電熔接頭爆破形態(tài)Fig.8 Failure mode of PE pipe ’s electrofusion joint

對于電熔套筒中心，受力狀態(tài)相當(dāng)于厚壁圓筒承受內(nèi)壓與軸向力，材料的最大應(yīng)力為環(huán)向應(yīng)力，根據(jù)拉美公式(3)計算其數(shù)值[14]，并與模型結(jié)果對比，以2 MPa內(nèi)壓為例，結(jié)果如圖9所示，作為比較，提取套筒外的管材沿壁厚應(yīng)力分布值。在管材位置，有限元結(jié)果和公式結(jié)果一致，而套筒的有限元結(jié)果要大大低于公式結(jié)果，分析原因，是由于套筒中心位置變形受到兩側(cè)管材約束所致，因此相較同等規(guī)格的厚壁圓筒，其徑向的膨脹量要小很多，也就使得環(huán)向應(yīng)力低于公式算得的理想值。現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)GB 13663.3—2018規(guī)定PE管道系統(tǒng)中電熔套筒厚度不能低于管材，是為了保證管材、套筒環(huán)向應(yīng)力相近，基于拉美公式約束二者徑厚比相近的結(jié)果，實際是偏于保守的。

(3)

式中σθ——環(huán)向應(yīng)力，MPa

pi——內(nèi)壓，MPa

Ro——外徑，mm

Ri——內(nèi)徑，mm

r——任一點和軸線的距離，mm

1—管材拉美公式計算結(jié)果 2—管材有限元計算結(jié)果 3—套筒拉美公式計算結(jié)果 4—套筒有限元計算結(jié)果圖9 環(huán)向應(yīng)力分布的拉美公式和有限元計算結(jié)果對比Fig.9 A comparison of hoop stress between Lame formula and finite element analysis results

3.2 RTP管材電熔接頭的失效模式

在RTP管材電熔接頭的有限元模型中，由于PE和芳綸纖維的彈性模量、強度差異很大，所以分別對兩個材料進行受力分析。接頭中PE的Mises應(yīng)力分布如圖10所示，可以看出，在12.0 MPa內(nèi)壓和相應(yīng)軸向力作用下，內(nèi)冷焊區(qū)端部附近的PE首先達到屈服強度，隨內(nèi)壓升至13.3 MPa，套筒中心沿壁厚方向整體屈服失效，而且軸向應(yīng)力普遍高于環(huán)向應(yīng)力。對RTP管材，其主要承載材料是增強纖維，可以通過纖維達到抗拉強度判斷管材失效[12]，在13.3 MPa內(nèi)壓下，芳綸纖維的軸向應(yīng)變0.004，環(huán)向應(yīng)變0.032，徑向應(yīng)變很小可以忽略，根據(jù)應(yīng)變轉(zhuǎn)換公式(4)，可以求得纖維纏繞方向的應(yīng)變是0.023，對應(yīng)應(yīng)力1 380 MPa，小于其抗拉強度，所以管材并不會發(fā)生失效。綜上，該RTP管材電熔接頭的失效模式是套筒中心破壞，爆破壓力13.3 MPa。

εT=εθsin2α+εzcos2α

(4)

式中εT——纖維纏繞方向應(yīng)變

εθ——增強層環(huán)向應(yīng)變

εz——增強層軸向應(yīng)變

α——纖維纏繞方向和管材軸向的夾角

內(nèi)壓/MPa：(a)12.0 (b)13.3 圖10 RTP管材電熔接頭中PE材料的Mises應(yīng)力Fig.10 Mises stress of PE in RTP ’s electrofusion joint

圖11 RTP管材電熔接頭爆破形態(tài)Fig.11 Failure mode of RTP ’s electrofusion joint

實驗結(jié)果如圖11所示，破壞發(fā)生在套筒中心，爆破壓力14.6 MPa，與模擬結(jié)果相比，二者相差8.9 %，爆破后電熔接頭中部略微隆起，破口為環(huán)向開口，說明主要是軸向力導(dǎo)致電熔接頭破壞。實驗值偏高是因為PE屈服后發(fā)生塑性變形，同時伴有應(yīng)變硬化現(xiàn)象，使得材料仍有部分承載能力。實驗值和理論值間的誤差取決于實驗中設(shè)定的泵流量：當(dāng)泵流量偏大的時候，補水速率能抵消試樣膨脹帶來的體積增大，實驗值會在全屈服壓力基礎(chǔ)上繼續(xù)提高以使接頭爆破；當(dāng)泵流量偏低時，實驗值維持在全屈服壓力，由于接頭中已經(jīng)達到屈服的材料持續(xù)受到壓力作用，在一段時間后同樣會發(fā)生破壞，這時實驗值和模擬結(jié)果相近。

3.3 管材強度對失效模式的影響規(guī)律

圖12 RTP電熔接頭失效模式和爆破壓力計算流程圖Fig.12 Flow chart of the determination of RTP ’s electrofusion joint ’s failure mode and burst pressure

綜合PE管材和RTP管材電熔接頭的失效模式，可以發(fā)現(xiàn)管材強度對于接頭的失效模式存在影響?？紤]到PE管材相當(dāng)于增強層厚度為零的RTP管材，因此通過改變RTP管材的增強層厚度，研究失效模式的轉(zhuǎn)化規(guī)律，失效模式的具體判斷方法如圖12所示。通過該方法算得不同增強層厚度下電熔接頭的失效模式與爆破壓力如表3所示，圖13是爆破壓力隨增強層厚度的變化規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)：(1)在增強層厚度小于 0.8 mm時，接頭的失效模式是管材破壞，并且在該范圍內(nèi)，隨著厚度的增加，爆破壓力線性增加，這是因為管材強度直接受增強層厚度的影響；(2)當(dāng)增強層厚度大于0.8 mm時，接頭的失效模式是套筒中心破壞，且該壓力保持穩(wěn)定，受增強層厚度影響不明顯，這是因為增強層厚度的增加對套筒中心受力狀態(tài)和強度影響較小。

表3 不同增強層厚度下RTP管材電熔接頭的失效模式與爆破壓力

圖13 電熔接頭爆破壓力隨增強層厚度的變化規(guī)律Fig.13 Burst pressure of electrofusion joint with the change of reinforcement ’s thickness

4 結(jié)論

(1)電熔接頭的失效模式與管材相關(guān)：對PE管材，失效模式是管材韌性破壞；對RTP管材，失效模式隨管材的強度而變化，管材強度較低時發(fā)生管材破壞，管材強度較高時發(fā)生套筒中心破壞；

(2)RTP電熔接頭的爆破壓力隨管材強度增加而升高，并逐漸趨于穩(wěn)定：當(dāng)發(fā)生管材破壞失效時，爆破壓力隨管材強度增加而升高；當(dāng)管材強度逐漸增大，套筒中心將發(fā)生軸向拉斷，管材強度不再影響爆破壓力。