吳雨澤 龍連春 吳 奇 徐加軍 王錦程

(1.北京工業(yè)大學(xué)材料與制造學(xué)部 2.中國石油化工股份有限公司勝利油田分公司勝利采油廠)

0 引 言

隨著油田開采進(jìn)入中后期，礦化度和含水體積分?jǐn)?shù)不斷提升，導(dǎo)致腐蝕性離子濃度增加，傳統(tǒng)單一的碳鋼管線很難阻擋腐蝕性離子的侵蝕破壞，而采用非金屬內(nèi)襯技術(shù)可大大提升注水管線的防腐性能。于友坤[1]對接箍連接含內(nèi)襯復(fù)合管線進(jìn)行了結(jié)構(gòu)設(shè)計，解決了接箍中間存在空隙問題，形成了連續(xù)的抗防腐層。孫貴杰等[2]介紹了高密度聚乙烯內(nèi)襯在修復(fù)管道中的應(yīng)用流程。葛鵬莉等[3]介紹了高密度聚乙烯(HDPE)內(nèi)襯修復(fù)管道技術(shù)，解決了管線頻繁穿孔的問題。王建輝[4]采用特殊工藝將HDPE或超高分子量聚乙烯(UHMWPE)內(nèi)襯襯入油管內(nèi)部，解決了鋼管和內(nèi)襯管夾層進(jìn)水的問題。樊學(xué)華等[5]詳細(xì)介紹了HDPE內(nèi)襯在油氣管道上的應(yīng)用與設(shè)計，為復(fù)合管線工程應(yīng)用提供參考。

高壓注水狀態(tài)下可能導(dǎo)致復(fù)合管線內(nèi)襯開裂、連接件失效等問題。近年來，國內(nèi)外學(xué)者基于有限元方法對不同結(jié)構(gòu)管線多種流固耦合現(xiàn)象引起的力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行了較深入研究。B.SREEJITH等[6]提出了一種基于流固耦合影響的流體運(yùn)動方程，研究了關(guān)閥狀態(tài)下高速高壓流體對管道力學(xué)特性的影響。喻萌[7]基于有限元算法，模擬了輸流管道在不同約束條件下的動力學(xué)響應(yīng)。謝安桓等[8]建立了液壓管道的流固耦合振動模型，考慮管內(nèi)非恒定阻抗的影響，研究了流體不同脈動頻率對輸液管道振動的影響規(guī)律。俞樹榮等[9]研究了不同參數(shù)、不穩(wěn)定輸水壓力下彎管的流固耦合特性。M.DAHMANE等[10]研究了不同物理參數(shù)和幾何參數(shù)下管道的單向流固耦合問題。謝翠麗等[11]針對氣液兩相流引起的輸流管道破壞，對L形彎管氣液兩相內(nèi)流致振的流固耦合進(jìn)行了數(shù)值模擬，為海上管路振動問題提供了解決方案。趙江等[12]基于雙向流固耦合方法，研究了流體速度和壓力等參數(shù)對管道振動頻率的影響。楊思齊等[13]考慮彎管部位沖蝕嚴(yán)重，基于RANS方法對高壓彎管固液兩相流動及流固耦合效應(yīng)進(jìn)行了仿真分析，得到支撐劑質(zhì)量濃度、流速等因素對彎管剪應(yīng)力大小及變形的影響規(guī)律。王麗娟等[14]基于流固耦合理論，研究了不同流速、壓力等參數(shù)下埋地管道的動態(tài)響應(yīng)。顧繼俊等[15]建立了兩相流緩波形立管的流固耦合模型，研究了不同工況下管道的振動規(guī)律。

管道振動疲勞壽命方面，主要集中為機(jī)械振動和壓力脈動引起的疲勞破壞。黃小光等[16]基于Miner線性累積損傷理論，研究了水流沖擊下海底管道的疲勞損傷，得到了管道疲勞壽命的數(shù)學(xué)表達(dá)式。李星等[17]研究了不穩(wěn)定壓力下管道的疲勞壽命。向敏等[18]基于有限元算法，對水流沖擊下的油氣管道進(jìn)行了安全性評估。尹曉文等[19]考慮管內(nèi)流固耦合，基于有限元分析方法，研究了不同流速下高壓管道系統(tǒng)的疲勞壽命。ZHU L.等[20]基于ANSYS Workbench軟件對船舶充液管道的隨機(jī)振動和流固耦合振動聯(lián)合激勵下的疲勞壽命進(jìn)行了分析。QI Z.P.等[21]基于Walker理論建立了基于應(yīng)力的數(shù)值模型，預(yù)測了多載荷下PE材料的疲勞壽命。M.AMJADI等[22-24]通過試驗及疲勞理論模型得到了平均應(yīng)力、溫度等對HDPE疲勞壽命的影響。黃朝煒等[25]提出河流沖擊裸露段管道安全評估方法，基于有限元算法，對水動力下管線的疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測。

綜上，前期研究工作主要集中于無內(nèi)襯單一材料管線的各種流固耦合現(xiàn)象及動力學(xué)響應(yīng)分析，本文針對含內(nèi)襯復(fù)合管線在實際應(yīng)用過程中存在的內(nèi)襯材料選擇、內(nèi)襯厚度確定、管線連接處內(nèi)襯結(jié)構(gòu)選擇以及水錘沖擊下管線的疲勞壽命進(jìn)行了研究，研究結(jié)果可為干線大口徑高壓復(fù)合管線的連接設(shè)計及工程應(yīng)用提供參考。

1 內(nèi)襯材料選取

為延長油田高壓注水管線使用壽命，將抗腐蝕性良好的內(nèi)襯襯管嵌入到金屬管道中形成復(fù)合管道。內(nèi)襯材料的選取需要考慮材料的力學(xué)性能、工藝性能、親水親油性能以及經(jīng)濟(jì)性等。目前常用的內(nèi)襯材料包括聚乙烯(LDPE)、HDPE、聚酮樹脂(POK)和UHMWPE等。表1對比了4種常用內(nèi)襯材料的性能。

表1 4種內(nèi)襯管材性能對比Table 1 Performance comparison of four kinds of lined pipes

由表1可以得出：LDPE屈服強(qiáng)度較低且耐熱老化性能較差，不適合在高壓管道鋪設(shè)；POK具有較高的強(qiáng)度，但硬度大不易將其嵌入到管道內(nèi)，且彈性較差不易回彈，與外鋼管貼附性較差；HDPE和UHMWPE具有較好的結(jié)構(gòu)特性和力學(xué)特性，更適合作為高壓管道內(nèi)襯材料。

2 法蘭連接內(nèi)襯設(shè)計

2.1 內(nèi)襯結(jié)構(gòu)設(shè)計

工程應(yīng)用中，鋼塑復(fù)合管線主要存在內(nèi)襯管和鋼管連接處滲水腐蝕問題，水內(nèi)含有大量的腐蝕性離子，如果內(nèi)襯連接處密封不緊密，將會導(dǎo)致連接件及整體管線的腐蝕破壞，失去內(nèi)襯防腐意義。針對此問題，本文設(shè)計了6種含內(nèi)襯復(fù)合管線法蘭連接方案(見圖1)。整體管線主要由外鋼管、帶頸對焊鋼法蘭、內(nèi)襯襯管、聚四氟乙烯密封環(huán)/盤、限位環(huán)和緊固件等組成。

1—帶頸對焊平法蘭；2—翻邊內(nèi)襯；3—螺栓緊固件；4—限位環(huán)；5—帶頸對焊凹法蘭；6—聚四氟乙烯密封環(huán)；7—帶頸對焊凹凸法蘭；8—不翻邊內(nèi)襯；9—聚四氟乙烯密封盤。圖1 法蘭連接處內(nèi)襯結(jié)構(gòu)設(shè)計Fig.1 Lining structure design of flange connection

選用具有高強(qiáng)度且適用于高壓場合的帶頸對焊法蘭，本設(shè)計中法蘭密封面包括平面和凹凸面。

內(nèi)襯材料優(yōu)先選用UHMWPE或HDPE，采用等徑壓縮技術(shù)將外徑稍大于鋼管內(nèi)徑的內(nèi)襯嵌入管內(nèi)。依據(jù)自身回彈性特點(diǎn)或者采用加內(nèi)壓的方法使內(nèi)襯管恢復(fù)到原來的狀態(tài)，恢復(fù)后的內(nèi)襯管與管道內(nèi)壁貼合。設(shè)計方案中復(fù)合管線連接部位內(nèi)襯形式包括2種：一是對內(nèi)襯管進(jìn)行翻邊處理，制成法蘭形狀，將其同鋼法蘭連接面緊緊貼合，形成復(fù)合法蘭；二是內(nèi)襯不進(jìn)行翻邊，在連接部位預(yù)留出2～5 mm，將內(nèi)襯同密封件通過螺栓預(yù)緊力進(jìn)行壓緊，防止漏液。

采用聚四氟乙烯作為連接處的密封材料，本設(shè)計中主要將其制成聚四氟乙烯密封環(huán)/盤。

一端焊接在法蘭上，限位環(huán)高度應(yīng)小于兩個翻邊內(nèi)襯厚度，保證在預(yù)緊力的作用下先壓縮內(nèi)襯，密封后再同限位環(huán)另一端壓緊，內(nèi)徑較翻邊內(nèi)襯外徑大2～3 mm。限位環(huán)主要起定位和鎖緊作用。

緊固件采用普通鋼螺栓。

2.2 內(nèi)襯壁厚確定

油田采用高壓注水，復(fù)合管道內(nèi)部不含氣體，不同口徑復(fù)合管線內(nèi)襯襯管厚度依據(jù)抗軸向和徑向凹陷準(zhǔn)則進(jìn)行設(shè)計計算[5]。以干線大口徑注水鋼管為例，選用外徑分別為168和245 mm，壁厚分別為13和18 mm的鋼管，計算2種口徑復(fù)合管線的最優(yōu)內(nèi)襯壁厚。

含內(nèi)襯復(fù)合管線內(nèi)部徑向抗凹陷應(yīng)力pcrs由式(1)確定，pcrs≥0.15 MPa。

(1)

式中：E為5%應(yīng)變時內(nèi)襯材料的切線模量，UHMWPE取400 MPa，HDPE取450 MPa；μ為內(nèi)襯材料的泊松比，UHMWPE取0.46，HDPE取0.38；S為徑厚比，即內(nèi)襯材料管外徑/壁厚；f為內(nèi)襯管缺陷指數(shù)。

(2)

式中：H為內(nèi)襯缺陷尺寸，取2 mm；d為外鋼管內(nèi)徑，分別為142和209 mm。

由式(1)和式(2)計算得到：?168 mm復(fù)合管，內(nèi)襯為UHMWPE的徑厚比S≤38.57，內(nèi)襯為HDPE的徑厚比S≤39.22；?245 mm復(fù)合管，內(nèi)襯為UHMWPE的徑厚比S≤39.41，內(nèi)襯為HDPE的徑厚比S≤40.01。

含內(nèi)襯復(fù)合管線內(nèi)部軸向抗凹陷系數(shù)ξcrs由式(3)確定，ξcrs≤ξaxSF。

(3)

其中：

(4)

(5)

式中：ζax為軸向應(yīng)變；α為內(nèi)襯材料的熱膨脹系數(shù)，UHMWPE取150×10-6℃-1，HDPE取120×10-6℃-1；ΔT為工作溫度與環(huán)境溫度差值的絕對值，取ΔT=45 ℃；Rb為內(nèi)襯管不產(chǎn)生裂紋時的最小彎曲半徑，取40 mm；SF為單向水下的安全系數(shù)，取1.5。

由式(3)～式(5)計算得到：?168 mm復(fù)合管，內(nèi)襯為UHMWPE的徑厚比S≤58.66，內(nèi)襯為HDPE的徑厚比S≤67.14；?245 mm復(fù)合管，內(nèi)襯為UHMWPE的徑厚比S≤72.10，內(nèi)襯為HDPE的徑厚比S≤83.17。

綜上，取?168 mm復(fù)合管，內(nèi)襯為UHMWPE的徑厚比S≤38.57，內(nèi)襯為HDPE的徑厚比S≤39.22；?245 mm復(fù)合管，內(nèi)襯為UHMWPE的徑厚比S≤39.41，內(nèi)襯為HDPE的徑厚比S≤40.01。

考慮管道由于外界因素可能產(chǎn)生形變，為減小變形量，一般保證徑厚比S值在26～32之間，這里取S為26，得到?168和?245 mm 2種口徑復(fù)合管線的內(nèi)襯壁厚分別為4.4～5.5 mm和6.5～8.0 mm。最終取?168 mm管線內(nèi)襯厚度為5 mm，?245 mm管線內(nèi)襯厚度為7 mm。

3 數(shù)值模擬

3.1 有限元模型

為減少計算量提高計算效率，取管線入口段進(jìn)行流固耦合分析，建立管道長度2 m，鋼管外徑分別為168和245 mm，內(nèi)徑分別為142和209 mm，內(nèi)襯襯管厚度分別為5和7 mm的復(fù)合管線有限元模型。

在ANSYS Workbench中建立不同連接方式復(fù)合管線的有限元模型，流體域和固體域均使用軟件自帶的Mesh進(jìn)行網(wǎng)格劃分(見圖2)。

圖2 復(fù)合管線有限元模型Fig.2 Finite element model of composite pipeline

3.2 載荷及邊界條件

2種復(fù)合管線均采用流量400 m3/d進(jìn)行注水，左端為壓力入口，右端為壓力出口。?168 mm管線入口壓力為16 MPa，出口壓力為15.999 890 MPa；?245 mm管線入口壓力為16 MPa，出口壓力為15.999 978 MPa。

管線一端固定，另一端限制周向以及徑向位移，軸向自由；螺栓孔處施加螺栓預(yù)緊力，分別為117 kN(?168 mm管線)和235 kN(?245 mm管線)。

3.3 模擬結(jié)果分析

對2種復(fù)合管線及2種內(nèi)襯材料組成的6種結(jié)構(gòu)方案進(jìn)行了有限元仿真計算，得到了在相同約束條件及注水壓力下整體管線及各個零件的應(yīng)力分布，整理2種口徑復(fù)合管線6種方案應(yīng)力，結(jié)果見表2和表3。以內(nèi)襯材料UHMWPE、?168 mm管線方案五為例，得到各零件的應(yīng)力分布云圖，如圖3所示。

表2 內(nèi)襯為HDPE有限元結(jié)果對比分析 MPaTable 2 Comparative analysis of finite element results of HDPE(high-density polyethylene)lining MPa

表3 內(nèi)襯為UHMWPE有限元結(jié)果對比分析 MPaTable 3 Comparative analysis of finite element results of UHMWPE lining MPa

圖3 ?168 mm復(fù)合管線等效應(yīng)力分布圖Fig.3 Equivalent stress distribution diagram of Φ168 mm composite pipeline

對比表2和表3中不同方案應(yīng)力結(jié)果可得，6種連接方式整體復(fù)合管線最大應(yīng)力均在螺栓連接處，內(nèi)襯連接處振動破壞最為嚴(yán)重。以?168 mm復(fù)合管線、內(nèi)襯為UHMWPE為例，最大注水壓力16 MPa時，6種方案連接處內(nèi)襯最大應(yīng)力分別為22.76、38.16、61.25、27.93、22.56和15.05 MPa。除方案一外，聚四氟乙烯密封墊最大應(yīng)力分別為38.75、15.49、53.66、28.58和21.00 MPa，在其余部件應(yīng)力滿足強(qiáng)度要求的基礎(chǔ)上，保證內(nèi)襯和密封墊最大應(yīng)力遠(yuǎn)低于材料的屈服極限。因此，方案一、方案五和方案六中所有部件均符合要求。且2種內(nèi)襯材料復(fù)合管線的應(yīng)力結(jié)果相差較小，但UHMWPE內(nèi)襯具有更好的抗壓強(qiáng)度、耐開裂以及耐疲勞性，可作為優(yōu)選內(nèi)襯材料。

在實際工程應(yīng)用中，方案六未對內(nèi)襯襯管采取翻邊處理，隨著注水壓力及溫度的變化，內(nèi)襯管會相應(yīng)地收縮或伸長，導(dǎo)致連接處流體泄漏，失去了內(nèi)襯防腐的意義。高壓注水下連接處最易產(chǎn)生振動滑移，對比方案一和方案五，方案一連接接觸面少，在限位環(huán)的保護(hù)下，內(nèi)襯被鎖緊，具有較強(qiáng)的密封性及可靠性。所以優(yōu)選方案一作為大口徑管線的連接方式。

4 水錘沖擊下注水管線疲勞壽命分析

在高壓管道中，由于水泵工作突然停止，管內(nèi)流速發(fā)生了改變，導(dǎo)致管道內(nèi)壓力突然升或降，這種壓力的瞬間波動稱為水錘。水錘現(xiàn)象會引起復(fù)合管線振動，造成管線在連接處破裂。本節(jié)采用數(shù)值模擬方法模擬突然停機(jī)水錘過程中流體的壓力變化及復(fù)合管線的疲勞壽命。

4.1 模擬工況選擇

基于單向流固耦合分析，研究脈沖(開關(guān)機(jī))下管道內(nèi)壓力的變化情況及連接處內(nèi)襯最大應(yīng)力隨時間的變化規(guī)律，編寫UDF控制文件，將入口端壓力設(shè)置為式(6)的正弦脈動。

p=a+bsin(4πt-π/2)

(6)

其中a、b均為8 MPa，研究管道注水入口壓力變化幅度為0～16 MPa。設(shè)置關(guān)機(jī)水錘周期為0.5 s，水錘壓力變化時間為1.0 s。

4.2 管內(nèi)流場壓力分析

設(shè)定停機(jī)水錘模擬時間為1.0 s，對計算結(jié)果分10步進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，得到流場每經(jīng)過0.1 s復(fù)合管線內(nèi)壓力的變化,如圖4所示。由于水錘效應(yīng)影響，管線內(nèi)部還存在負(fù)壓，圖4上方為注水管道入口。

圖4 流體流場0.6 s內(nèi)壓力分布云圖Fig.4 Cloud chart of pressure distribution of fluid field in 0.6 s

由圖4可得：在0.2 s時，管線入口處的壓力達(dá)到最大，隨著時間周期變化；在0.3 s時，管內(nèi)流體入口的壓力已經(jīng)小于流體出口的壓力，表明在0.2～0.3 s之間，管內(nèi)流體壓力最大值已經(jīng)過分析管段，管內(nèi)壓力出現(xiàn)下降趨勢；0.5 s時管內(nèi)流體壓力達(dá)到最小值；0.6 s時開始新的周期，且流體壓力變化同前一個周期變化基本一致。

4.3 注水管道疲勞壽命預(yù)測

連接件處內(nèi)襯應(yīng)力最大，最容易疲勞破壞。針對擬選用的法蘭連接方式，注水流量為400 m3/d時，?168 mm復(fù)合管線方案一計算得到內(nèi)襯的最大應(yīng)力為22.76 MPa；?245 mm復(fù)合管線方案一計算得到內(nèi)襯的最大應(yīng)力為21.98 MPa。2種管線最大應(yīng)力位置均分布在翻邊法蘭邊緣處。

設(shè)入口壓力在0～16 MPa間脈動周期變化，根據(jù)中間計算點(diǎn)插值擬合得到最大應(yīng)力的變化情況，再結(jié)合脈動頻率與假設(shè)函數(shù)形態(tài)，即可得到最大應(yīng)力隨時間的歷程曲線。以?168 mm復(fù)合管線為例，得到方案一連接處應(yīng)力變化曲線，如圖5所示。

圖5 連接處最大應(yīng)力隨時間變化曲線圖Fig.5 Change curve of maximum stress at the connection with time

當(dāng)UHMWPE內(nèi)襯承受中等應(yīng)力作用，材料經(jīng)歷微裂紋形核萌生、慢速主裂紋擴(kuò)展(SCG)，最終而發(fā)生準(zhǔn)脆性失效。這是注水管線的實際服役情況?；赪alker疲勞壽命模型，應(yīng)力作用下UHMWPE材料的疲勞壽命計算見下式。

(7)

(8)

前述壽命計算模型是以室溫試驗條件得到的數(shù)據(jù)進(jìn)行推導(dǎo)建立的，而對于油田地面注水管線，其工作溫度跟隨季節(jié)變化，溫度范圍為0～75 ℃。然而隨著溫度的不斷變化UHMWPE材料的力學(xué)性能會受影響。為此，提出一個溫度折減系數(shù)δT，用于等效估算溫度達(dá)到75 ℃時UHMWPE材料的循環(huán)次數(shù)Nf75。δT的取值以美國孟菲斯大學(xué)研究結(jié)果作為依據(jù)[22-24]，M.AMJADI等學(xué)者給出了PE材料在82 ℃時的疲勞壽命，與本文工況溫度相接近，最終選取折減系數(shù)δT值為0.025 87。

最終得到復(fù)雜應(yīng)力作用下UHMWPE的疲勞壽命Nf的計算方程：

(9)

在持續(xù)性交變應(yīng)力作用下，注水管道容易發(fā)生疲勞失效，致使管道破裂和損壞。?168和?245 mm管線法蘭連接方案一的疲勞壽命分別為開關(guān)機(jī)600次和476次。對于水錘沖擊來說，可以通過在柱塞泵出口位置增加泄壓閥門的方式，讓水錘沖擊產(chǎn)生的壓力值釋放一部分，從而達(dá)到保護(hù)管道的目的。

5 結(jié) 論

(1)綜合4種材料力學(xué)性能，超高分子量聚乙烯具有較高的抗內(nèi)壓強(qiáng)度和高耐磨性，與鋼管形成鋼襯復(fù)合管，大大減小了管道的摩擦因數(shù)，在單一鋼管承壓能力的基礎(chǔ)上，使管線內(nèi)部壓力分布更加均勻，提高了管道的整體性能，適合作為高壓注水管道內(nèi)襯材料。

(2)基于復(fù)合管線內(nèi)部軸徑向抗凹陷設(shè)計準(zhǔn)則，為內(nèi)襯管壁厚設(shè)計提供了理論基礎(chǔ)和依據(jù)，對單向水復(fù)合管線徑厚比S通用。

(3)設(shè)計了6種法蘭連接復(fù)合管線內(nèi)襯結(jié)構(gòu)，建立了流固耦合分析模型，實現(xiàn)流固耦合分析并優(yōu)選連接方式，有效地解決了內(nèi)襯管和鋼管連接處滲水腐蝕問題，設(shè)計分析結(jié)果可為復(fù)合管線在工程應(yīng)用提供參考。

(4)考慮關(guān)機(jī)水錘效應(yīng)，基于Walker方法及疲勞損傷理論，獲得停機(jī)水錘下內(nèi)襯最大應(yīng)力隨時間的變化規(guī)律，并對復(fù)合管線的疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測，可為頻繁停機(jī)復(fù)合管線安全性評估提供參考。