复合柔性软管用HDPE的蠕变性能

代志双，王鸿轩，鲁成林，宋平娜，陈 星，袁晓燕

(1.天津大学材料科学与工程学院，天津 300072；2.天津市海王星海上工程技术股份有限公司，天津 300384)

复合柔性软管用HDPE的蠕变性能

代志双1, 2，王鸿轩2，鲁成林2，宋平娜2，陈 星2，袁晓燕1

(1.天津大学材料科学与工程学院，天津 300072；2.天津市海王星海上工程技术股份有限公司，天津 300384)

海洋复合柔性软管内衬层材料的蠕变行为可能造成软管内层厚度的过度减少，从而导致内衬层结构受损。采用有限元分析方法对内衬层高密度聚乙烯(HDPE)材料的受力情况进行分析，结果表明：在20 MPa内压下，不考虑软管各层之间的相互作用时，内衬层受到的径向压应力为11 MPa；考虑HDPE内衬层与外层扁钢的实际接触状态，内衬层受到的径向压应力为19.9 MPa。研究了HDPE内衬层材料在11 MPa下的压缩蠕变行为，计算得到HDPE内衬层在60 ℃、30年设计寿命下，压缩蠕变量预期为17.5%。设计了带凹槽的侧向约束压缩蠕变工装，模拟了内衬层HDPE和其外层扁钢的接触形式，测试了20 MPa下HDPE内衬层在不同温度的侧向约束压缩蠕变性能，计算了HDPE在其30年的设计寿命下，厚度减薄率预期为6.6%。通过内衬层的厚度和扁钢缠绕缝隙的尺寸，可计算由于蠕变而造成的缝隙填充量，对于HDPE复合软管的结构设计具有指导意义。

复合柔性软管；压缩蠕变；时温等效；侧向约束

0 引 言

随着深海油气开采范围的日益扩大，复合柔性软管因具有耐腐蚀性和地形适应性好、安装快捷方便、不需使用大型铺管船等明显优势，得到了越来越广泛的开发和应用[1-2]。复合软管根据其结构形式分为粘结型复合柔性软管和非粘结型复合柔性软管。其中，粘结型复合柔性软管由高分子材料层和金属增强层挤压而成，并在成型后通过特殊的工艺使高分子材料层和金属增强层产生较高的粘结强度；而非粘结型复合柔性软管的聚合物材料层和金属增强层之间直接装配，不需要使用特殊的化学工艺粘合，通过摩擦力和接触压力传递载荷[3]。目前复合软管的设计以及加工工艺技术在国内尚属初级阶段。依托“十二五”国家科技重大专项，中海油研究总院联合天津市海王星海上工程技术股份有限公司启动了“海洋用保温输油软管”研究，从设计、制造到工程使用，该项研究打破了国外技术垄断，实现了设备国产化和产品的中国制造，有效降低了油田生产成本。在柔性软管的长期服役过程中，由于高分子材料的黏弹性，内衬层聚合物材料会不断地发生蠕变。在服役温度和压力的作用下，内衬层材料的形变随时间的推移而逐渐增大，可能会造成内层材料厚度的过度减少，从而引起内衬层材料的结构破坏[4-5]。蠕变性能反映了内衬层材料的尺寸稳定性和长期负载能力。复合柔性软管的设计标准——美国石油协会(API)标准API 17J[6]中指出：在复合柔性软管的整个服役周期内，内衬层材料在各种外部因素的作用下厚度减薄应小于30%。因此，对于复合柔性软管内衬层材料蠕变行为的研究在软管的结构设计中非常重要。

本文以高密度聚乙烯(HDPE)内衬层为研究对象，采用有限元分析(FEA)方法分析了内衬层材料在受到内压时的径向压力，研究了不同温度下HDPE材料的蠕变性能，根据时温等效原理计算了HDPE材料的长期蠕变模型；结合内衬层外的抗压层结构形式，进行了侧向约束下HDPE材料的压缩蠕变试验，模拟了HDPE材料在抗压层空隙中的填充行为，据此计算其服役寿命内在抗压层空隙中的填充量。

1 非粘结复合软管结构

非粘结海洋复合柔性软管的结构形式如图1所示。其内衬层和外包覆层由高分子聚合物材料连续挤出制成，骨架层及抗拉抗压层由多层高强度钢带(或相互咬合的扁钢)螺旋缠绕而成。内衬层的作用为密封管道内输送的流体，外包覆层的作用为阻隔外部海水，高强度钢带(或扁钢)的作用为承受内部压力或轴向拉力。

图1 典型的复合柔性软管结构形式Fig.1 Typical structure of composite flexible pipe

2 试验

2.1 材料及试样制备

选择某8英寸(1英寸=25.4 mm)复合柔性软管的挤塑内衬层材料HDPE为研究对象。内衬层材料的厚度为12 mm，设计温度为60 ℃，设计寿命30年。根据美国材料与试验协会(ASTM)标准ASTM D695[7]，采用机加工的方法从挤塑管材上取样，试样的横截面积为(12.7±0.2) mm × (12.7±0.2) mm，试样厚度方向与内衬层材料的厚度方向一致。因从挤塑管材上截取的试样上下表面有一定的弧度，故需将试样上下两个表面打磨平整，使其平行。

2.2 试验测试

参考ASTM D2990标准[8]，采用DWRS10型蠕变试验机进行不同温度下的压缩蠕变试验，测试之前试样预先在测试温度下处理1 h，使试样内外温度均衡，每个温度下的蠕变时间为24 h，记录蠕变应变随时间的变化。

3 结果与讨论

3.1 试验应力的选择

复合柔性软管管道运行期间的内压载荷直接作用到内衬层上，但由于聚合物的强度较低，其将内压载荷传递到其外的金属层来承担。为计算内衬层在内压载荷下承受的径向压力，对其进行了有限元建模分析。如不考虑软管各层之间的相互作用关系，则当内衬层受到20 MPa内压时，内衬层材料的径向应变为6.25%，如图2所示。根据压缩试验试样在60 ℃下的压缩应力-应变曲线(见图3)计算出压缩率为6.25%时的压缩应力为11 MPa。

图2 不考虑软管层间相互作用的有限元模拟结果Fig.2 Simulation result by finite element analysis (FEA) without consideration of the interaction between layers of flexible pipe

图3 HDPE的压缩应力-应变曲线Fig.3 Compression stress versus compression strain for HDPE

考虑复合柔性软管内衬层以及其外层金属铠装层之间的相互作用，采用有限元模拟的方法对其径向压应力进行了模拟，输入软管的尺寸参数、内衬层以及其外层金属铠装层的厚度参数以及力学性能参数，分析结果如图4所示。内衬层所受的径向压应力为19.99 MPa，径向应变为3.15%。

3.2 压缩蠕变及长效寿命预测

首先不考虑软管各层之间的相互作用，对内衬层HDPE材料进行压缩蠕变分析。选择压缩应力11 MPa，测试不同温度下的压缩蠕变。试样夹持方式如图5所示，试样的尺寸为(12.7±0.2) mm×(12.7±0.2) mm，每个温度下的蠕变时间为24 h，蠕变试验结果如图6所示。从图6可以看出，随着温度的升高，试样的初始压缩应变增大，且在蠕变的初始阶段，蠕变量随着温度的升高而增加。从图中还可以看出，在蠕变曲线的最初阶段，蠕变量增加很快，为材料的弹性变形阶段，而后材料的变形由弹性变形转变为黏性变形，并且随着时间的延长，蠕变速率变缓。

图5 压缩蠕变试样夹持方式示意图Fig.5 Schematic diagram of the sample clamp for compression creep

图6 HDPE的压缩蠕变应变-时间曲线Fig.6 Strain-time curve of compression creep for HDPE

根据时温等效原理，可通过平移的方法将不同温度下的蠕变曲线叠加至60 ℃，平移因子曲线如图7所示。从图中可以看出，平移因子随温度的变化几乎呈线性关系，这也可以进一步说明采用时温等效原理可以有效地评价HDPE的长期蠕变行为[9]。图8给出了平移后的蠕变叠加曲线，60 ℃下的蠕变曲线可平移拓展至1012s，设计寿命终点(30年)时，HDPE内衬层的蠕变量为17.5%左右。该蠕变试验方法得到的结果在后续项目中可用于内衬层材料的选择和确定。

3.3 侧向约束下压缩蠕变及长效寿命预测

材料本身的压缩蠕变性能可以评价HDPE作为内衬层的长期尺寸稳定性，但是HDPE作为内衬层，其外层通常会缠绕一层扁钢作为抗压铠装层，扁钢之间会有一定的间隙。同时，在实际使用时，HDPE内衬层在长度方向受到软管接头的固定而环向受到抗压铠装层的约束，蠕变只能发生在内衬层的径向，因此HDPE内衬层的蠕变行为会使其在内压作用下填充进扁钢的缝隙而造成厚度减小。据此设计了侧向约束压缩蠕变工装，模拟了扁钢的间隙以及内衬层材料在软管中的实际使用状况，其剖视图如图9所示。该工装分为三部分：最底部为一平板，厚度为5 mm，用于承载试样；中间部分为一正方形筒体，筒体的内径为13 mm×13 mm，壁厚为5 mm；最上部为一带凹槽的压块，该压块能平滑无摩擦地放入筒体内，凹槽的宽度为2 mm，深度为7 mm。蠕变试验加载时，平板放置在蠕变试验机的下夹具上，压块与蠕变试验机的上夹具接触。

图7 HDPE的压缩蠕变平移因子与温度的关系Fig.7 Shift factor with temperature of compression creep for HDPE

图8 HDPE的压缩蠕变叠加曲线Fig.8 Master curves of compression strain for HDPE

根据有限元模拟结果，HDPE内衬层材料所受的径向压力为19.9 MPa，因此在进行侧向约束压缩蠕变试验时，将该项目的内压20 MPa作为压缩应力，测试了不同温度时的侧向约束下压缩蠕变，每一温度下的蠕变时间为24 h。从图10的蠕变应变-时间曲线中可以看出，随着温度的升高，试样的初始压缩应变增大；而试验初始阶段压缩蠕变的增量随温度的升高有所减小。随着时间的延长，压缩蠕变应变的增加变得缓慢。根据时温等效原理，不同温度时侧向约束下的压缩蠕变曲线可通过平移的方法叠加至60 ℃，平移因子曲线如图11所示。从图中可以看出，平移因子随温度的变化同样呈线性关系。图12给出了平移后的侧向约束下压缩蠕变叠加曲线，60 ℃下的蠕变曲线可平移拓展至1015s，设计寿命终点(30年)时，内衬材料的侧向约束下压缩蠕变量不超过6.6%，远远小于图8所示的压缩蠕变量。产生区别的主要原因如下：图8所示蠕变曲线的试样只有上下两个表面受到压缩，试样的蠕变空间为试样非受压的各个方向，蠕变空间很大。图12所示蠕变曲线的试样在各个方向上均有约束，没有蠕变的空间，而材料的密度受到压缩而变化的可能较小，由于压缩而造成试样厚度减小量只能被挤入试验夹具(图9)中压块的间隙内。由于压块的间隙尺寸有限，因此向间隙内的蠕变速率也远小于图5所示夹持方式下得到的试验结果。

图9 侧向约束下压缩蠕变试验夹具Fig.9 Clamps for side restrained compression creep test

图10 侧向约束下HDPE的压缩蠕变曲线Fig.10 Strain-time curves of side restrained compression creep for HDPE

图11 侧向约束下HDPE的压缩蠕变平移因子Fig.11 Shift factor of HDPE with side restrained compression creep

图12 侧向约束下HDPE的压缩蠕变叠加曲线Fig.12 Master curves of side restrained compression creep for HDPE

4 结 语

采用有限元方法模拟了内衬层材料在内压下的受力情况，结果表明，不考虑结构层之间的相互作用，HDPE内衬层所受的径向压应变为6.25%，径向压应力为11 MPa；考虑HDPE内衬层与外层扁钢的实际接触状态，HDPE内衬层受到的径向压应力为19.9 MPa。选择压应力11 MPa，测试了HDPE

材料的压缩蠕变性能，根据时温等效原理，设计寿命30年时，HDPE材料的压缩蠕变量预计为17.5%，材料本身的压缩蠕变试验可用于内衬层材料的选择，但不能直接作为结构设计时所使用的蠕变量。设计了压缩蠕变工装，模拟了扁钢的间隙以及内衬层材料在软管中的实际使用状况。选择压应力20 MPa，设计寿命30年时，内衬层HDPE的厚度减薄率为6.6%左右，远小于不受约束试样的厚度减薄量以及API规范规定的最大值30%。该侧向约束下的蠕变试验结果为HDPE内衬层的厚度设计提供了理论依据。

[1] 代志双, 宋平娜, 高志涛, 等. 纤维复合材料在海洋油气开发中的应用[J]. 海洋工程装备与技术, 2014, 1(3): 249.

[2] 王卫锋, 刘栋杰, 裴整社, 等. PVDF在大口径海洋管材密封层中的工艺探究[J]. 海洋工程装备与技术, 2014, 1(1): 76.

[3] 白海洋, 沙勇, 周巍伟, 等. 非粘结海洋复合软管最小弯曲半径计算方法研究[J].建筑技术开发, 2013(11): 20.

[4] Shen Y J, Zhao J, Tan Z M, et al. Influence of bore pressure on the creep behaviour of polymer barrier layer inside an unbounded flexible pipe [C]. Proceeding of the ASME 2011 30th International Conference on Ocean, 2011: 353.

[5] Shen Y J, Zhao J, Tan Z M, et al. Analysis of the creep behaviour of the polymer barrier layer in unbounded flexible pipes under different fluid temperature [C]. Proceeding of the ASME 2012 31th International Conference on Ocean, 2012: 1.

[6] American Petroleum Institute. API SPEC 17J. Specification for unbounded flexible pipe [S]. 2008.

[7] American Society for Testing and Materials. ASTM D695. Standard test method for compressive properties of rigid plastics[S]. 2015.

[8] American Society for Testing and Materials. ASTM D2990. Standard test methods for tensile, compressive, and flexural creep and creep-rupture of plastics[S]. 2009.

[9] 贾玉. 碳纳米管/热塑性聚合物复合材料的制备及蠕变行为研究[D]. 合肥: 中国科学技术大学, 2012.

CreepBehaviorsofHDPEAppliedinCompositeFlexiblePipes

DAI Zhi-shuang1, 2, WANG Hong-xuan2, LU Cheng-lin2, SONG Ping-na2, CHEN Xing2, YUAN Xiao-yan1

(1. School of Material Science and Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China; 2. Neptune Offshore Engineering Development Co.,Ltd., Tianjin 300384, China)

The creep of inner liner material for subsea composite flexible pipe may result in the over-reduction of its thickness, which may consequently lead to structural failure. The radial compression stress of high-density polyethylene (HDPE) is studied by using finite element analysis (FEA) method. Under 20 MPa inner compression load, the radial compression stress is 11 MPa when the interaction of structural layers is ignored, while the radial compression stress is 19.9 MPa when the real contact status between HDPE and flat steel is considered. The compression creep properties at 11 MPa under different temperatures are measured. According to the time-temperature equivalence principle, the predicted compression creep deformation of HDPE during 30 years at 60 ℃ is 17.5%. A groove clamp with a gap span for side restrained compression creep is designed, and the side restrained compression creep properties under different temperatures are investigated. The results indicate that the reduction of thickness of HDPE during 30 years at 60 ℃ is 6.6%. The filling volume in the gap span can be calculated according to the thickness of inner liner and the size of gap span of the armour layers, which can be the guidance of construction design for the flexible pipe.

composite flexible pipe; compression creep; time-temperature equivalence; sidewise restraint

2016-03-02

国家科技重大专项(2011ZX05026-005)

代志双(1984—)，博士，工程师，主要从事非金属材料在海洋软管中应用的研究。

P754；TE973.6

A

2095-7297(2016)02-0135-05