纤维增强热塑性管道作为新型非金属复合管，兼具高强度、耐腐蚀及柔性输送优势，已逐步开始应用于海洋与陆上油气田^[1-2]。接头作为管道系统核心环节，其性能直接影响整体安全性。当前柔性管的连接形式主要包括金属接头连接（Traplock型接头、Swaged型接头、Magma型接头）、电熔接头连接和热熔对接^[3-4]。针对金属接头，研究人员重点对接头的锯齿结构尺寸进行设计优化。然而金属接头依旧存在外径尺寸大、耐腐蚀性差，易疲劳失效等问题^[5-7]。针对电熔接头，研究主要分为两类：第一类通过试验优选焊接工艺参数以提高焊接区强度^[8-9]；第二类是分析电熔接头的失效机制以优化接头结构，但依旧难以实现等径连接^[10]。热熔对接技术适用于小于2 MPa的低压管道，其与缠绕补强技术相结合形成熔接补强接头后，可以使接头具备耐腐蚀、耐高压和抗疲劳等优点^[11]。熔接补强接头的强度受黏接性能与材料损伤演化共同影响。在黏接性能研究中通过数值模拟分析搭接接头在多工况下的界面剪应力与剥离应力，进而揭示连接特性^[12]。针对材料损伤行为，研究人员基于材料非线性特性与三维弹性力学理论构建渐进损伤失效模型，采用Hashin等失效准则确定损伤起始，通过主失效模式控制刚度衰减，实现多工况失效机制的探究，并通过试验验证模型可靠性^[13-14]。针对当前RTPs连接存在的不足，笔者设计一种结合热熔对接技术与缠绕补强技术的熔接补强接头，采用试验与数值模拟方法，研究纤维增强柔性管道在爆破载荷作用下的失效行为及破坏机制，并获得黏接界面的应力分布及其变化规律。

1 柔性管及熔接补强接头结构设计

1.1 纤维增强柔性管结构设计

纤维增强柔性管道结构设计方案如图1（图中，1、2、3代表坐标轴方向，（3）代表3这个坐标轴和sigema_r坐标轴表示同一个坐标轴）所示，由内衬层、增强层和外保护层组成。其中内衬层材料为高密度聚乙烯（HDPE），旨在容纳输送流体并防止流体接触增强层，同时在制造过程中充当缠绕纤维的芯轴。增强层由偶数条单向玻璃纤维预浸带按对称角度缠绕成型，以提供管道强度；外保护层材料为HDPE，用以保护纤维免受环境影响。

根据各层之间的关系，柔性管可分为非黏结型和黏结型柔性管，非黏结型柔性管各层之间松散可自由移动，黏结型柔性管层间强度高。主要针对黏结型柔性管进行分析。RTPs的生产工艺分为3步：①内衬管挤出；②纤维预浸带缠绕在内衬管上，并使用红外加热器将基体与内衬焊接；③挤出外保护层。

1.2 熔接补强接头设计

1.2.1 结构设计

以DN80规格的 RTPs为研究对象，设计了一种新型熔接补强连接接头，如图2所示。该接头结合了热熔对接技术和缠绕补强技术，既满足接头强度要求，又可实现小尺寸外径。RTPs内径d=80 mm，内衬层厚度H₁=5.5 mm，外保护层厚度H₂=3 mm，增强层层数N₁=4，增强层纤维角α=55°，增强层单层厚度h₁=0.2 mm，接头长度L=100 mm，接头层数N₂=4，接头单层厚度h₂=0.5 mm。熔接补强接头涉及的材料有单向玻璃纤维层合板、玻璃纤维平纹织物层合板和HDPE，其材料性能参数参考相关文献^[15]。接头的长度和层数是决定其连接性能的两个重要设计参数，分别建立理论计算模型。

（1）接头层数计算。

根据静力平衡条件可知，接头的周向应力和轴向应力分别计算为

式中，σ_θ为周向应力， MPa；σ_z为轴向应力， MPa；p为设计压力， MPa； D为管道外径， mm。

由于σ_θ＞σ_z，因此仅进行σ_θ校核。取爆破失效压力为3倍的设计压力，即12 MPa进行分析。根据平纹织物增强复合材料的抗拉强度，计算得出接头的最小层数，最终确定接头层数为4层。

（2）接头长度计算。

接头长度是影响接头连接强度的又一关键因素，根据静力平衡条件可得

结合最弱层间剪切强度S_S=5 MPa，计算得接头最小长度为41 mm。考虑到黏接界面存在剪力滞后效应，取安全系数为2，结合平纹织物宽度，确定接头长度为100 mm^[11]。

1.2.2 材料选取

纤维增强复合材料由基体材料和增强材料组成，其中基体材料决定复合材料的成型条件和耐腐蚀性能，增强材料决定材料的极限强度。常用的纤维增强材料有单向和多向玻璃纤维、碳纤维以及玄武岩纤维等，这3种纤维均能满足接头的强度要求，考虑到制作成本，优先选用玻璃纤维。柔性管接头需要同时承受轴向力和周向力，因此在采用单向玻璃纤维时，需要按照一定角度螺旋缠绕，这无疑增加了施工工艺难度。平纹织物是多向纤维的一种，通常由两个互相垂直的纤维束编织而成，不仅可以同时提供轴向力和周向力，而且采用定点缠绕的方式大大减少了施工难度^[16]。

接头制作方法可分为两类：湿铺法和预浸料法。湿铺法是将树脂浸渍增强材料的同时进行缠绕铺层，适用于热固性树脂。这种方法的优点是原料更易储存，适合于户外施工，缺点是施工质量难以保证。预浸料法是直接使用纤维预浸料进行接头制作，其优点在于操作简单且接头加工质量均匀可靠。不同基体材料的预浸带储存和成型方式各异。常用的基体材料包括环氧树脂和聚乙烯，环氧树脂为热固性材料，而聚乙烯为热塑性材料。因此，环氧树脂预浸带需要在低温下储存，使用前提前约12 h取出进行“醒料”，并在常温或高温下固化成型。聚乙烯基体预浸带需通过热风枪、红外线等加热方法，在稳定加热的同时缠绕成型，且加热温度及其稳定性要求较高。基体选择不仅要考虑施工工艺，还需考虑接头与管道之间的界面强度。由于RTPs的基体为HDPE，环氧树脂黏接剂在其表面的浸润能力较差，导致黏接强度低，因此通常需要对柔性管进行表面处理。结合现场的施工条件，熔接补强接头选择玻璃纤维平纹织物作为增强材料，环氧树脂作为基体材料，并采用湿铺法进行加工制作^[17]。

2 柔性管及熔接补强接头有限元模型

2.1 复合材料失效准则及损伤演化

采用3D Hashin失效准则作为单向纤维增强复合材料的损伤起始准则，采用3D Hashin失效准则与最大应力准则作为平纹织物层合板的损伤起始准则。对于单向纤维复合材料，考虑了纤维拉伸损伤、纤维压缩损伤、基体拉伸损伤、基体压缩损伤、拉伸分层损伤和压缩分层损伤；对于平纹织物复合材料，考虑了轴向纤维拉伸损伤、轴向纤维压缩损伤、周向纤维拉伸损伤、周向纤维压缩损伤、拉伸分层损伤和基体剪切损伤。

在纤维增强复合材料层合板中，纤维方向通常与材料坐标系主轴方向重合，与所使用的局部坐标系主轴方向不重合，而试验获得的力学材料参数均以纤维方向作为主轴方向。本文中采用的局部坐标系为圆柱坐标系，因此必须明确材料坐标系与圆柱坐标系之间的转换关系，以获得圆柱坐标系下的材料应力和应变。材料坐标系下的本构关系为

$\left[\begin{array}{c}{\epsilon }_1\\ {\epsilon }_2\\ {\epsilon }_3\\ {\gamma }_{12}\\ {\gamma }_{13}\\ {\gamma }_{23}\end{array}\right]={\mathit{S}}^i\left[\begin{array}{c}{\sigma }_1\\ {\sigma }_2\\ {\sigma }_3\\ {\tau }_{12}\\ {\tau }_{13}\\ {\tau }_{23}\end{array}\right]=$

式中，Sⁱ为材料坐标系下第i层的柔度矩阵，当w_i≠0时表示损伤状态下的本构关系；而当w_i=0时表示无损伤状态下的本构关系。

圆柱坐标系下的本构关系表示为

$\left[\begin{array}{c}{\mathit{\epsilon }}_r^{\left(i\right)}\\ {\mathit{\epsilon }}_{\theta }^{\left(i\right)}\\ {\mathit{\epsilon }}_z^{\left(i\right)}\\ {\mathit{\gamma }}_{\theta z}^{\left(i\right)}\\ {\mathit{\gamma }}_{rz}^{\left(i\right)}\\ {\mathit{\gamma }}_{r\theta }^{\left(i\right)}\end{array}\right]={\mathit{C}}^{\left(i\right)}\left[\begin{array}{c}{\mathit{\sigma }}_r^{\left(i\right)}\\ {\mathit{\sigma }}_{\theta }^{\left(i\right)}\\ {\mathit{\sigma }}_z^{\left(i\right)}\\ {\mathit{\tau }}_{\theta z}^{\left(i\right)}\\ {\mathit{\tau }}_{rz}^{\left(i\right)}\\ {\mathit{\tau }}_{r\theta }^{\left(i\right)}\end{array}\right]=$

式中，C^（i）为圆柱坐标系下第i层的柔度矩阵。

两种坐标系下的柔度矩阵可以互相转化，表示为

式中，φ_i为第i层的材料坐标系与圆柱坐标系之间的夹角， rad。

损伤变量R_i表示可能引起损伤的条件，当损伤变量大于1时，就会发生损伤。在内压载荷作用下，各种损伤形式相互作用，从而导致材料力学性能的宏观退化。当复合材料满足损伤起始准则之一时，对应的组成成分将发生损伤甚至失效，导致复合材料整体的机械性能退化。因此当复合材料发生损伤时，必须应用退化因子d_i来建立非线性刚度退化模型，表示为

式中，f_t、f_c、m_t、m_c、d_t、d_c分别为在单向纤维增强复合材料中的纤维拉伸、纤维压缩、基体拉伸、基体压缩、法向拉伸和法向压缩；i=1t、1c、2t、2c、3t、12分别为双向纤维平纹织物复合材料的轴向纤维拉伸、轴向纤维压缩、周向纤维拉伸、周向纤维压缩、法向拉伸和面内剪切。

α=0对应无衰减形式，而α=1，2，3，···，n对应指数衰减，本文中采用α=1的指数衰减损伤演化形式，如式（8）所示。单向纤维增强复合材料的w_i按式（9）计算，平纹织物增强复合材料的w_i按式（10）计算。

2.2 内聚力模型

为了准确模拟黏接层的损伤与失效行为，引入零厚度内聚力单元到有限元模型中，采用双线性本构关系，以二次名义应力准则作为损伤判定准则，表示为

采用基于能量释放率的Power Law 混合损伤演化准则模拟损伤演化过程^[18]，表示为

式中，S_i为界面强度， MPa；σ_i为界面应力， MPa；G^c_i为不同模式的断裂韧性， N/mm；G_i为不同模式的应变能释放率， N/mm；下标i=n、s、t分别为牵引力的法线方向及面内剪切力的第一、第二方向；G为等效应变能释放率， N/mm；G_c为等效断裂韧性^[19]，N/mm。

本构关系式为

式中，k_n、k_s和k_t分别为法向拉伸刚度、面内剪切刚度和面外剪切刚度， MPa/mm；δ_i为裂纹张开位移，mm；F_i为受力， N；η为损伤系数，其范围为[0，1]，当η=0时，表示材料未发生损伤；当η=1时，表示材料完全失效^[20]。

2.3 有限元模型建立及分析流程

采用商业软件ABAQUS建立有限元模型进行计算，内聚力模型的界面刚度参数分别为k_n=k_s=k_t=50000 MPa/mm，界面强度参数S_n=3 MPa，S_s=S_t=5 MPa，断裂韧性G^c_n=0.1 N/mm，G^c_s=G^c_t=0.3 N/mm。如图3所示，有限元模型由扣压接头、柔性管、熔接补强接头3部分组成，在管内施加10 MPa的内压。有限元模型中的RTPs及接头采用八节点线性积分缩减型单元（C3D8R），黏接层采用8节点的线性内聚力单元（COH3D8）^[21-22]。研究中使用的整体网格尺寸为5 mm×5 mm，接头位置的网格尺寸为2 mm×2 mm，熔接区的网格尺寸为0.5 mm×0.5 mm。通过开发包含材料本构关系和失效准则的VUMAT子程序，实现了对RTPs及熔接补强接头的损伤失效判断和刚度退化预测。柔性管增强层采用单向纤维损伤演化形式，接头采用织物损伤演化形式。接头与RTPs之间的黏接层采用内聚力模型双线性牵引分离准则。

本研究对RTPs及其接头进行了爆破工况下的显式动力学分析，程序中设置爆破压力为10 MPa，载荷加载时间为1 s。该程序计算每个单元在每个增量中的应力、应变、应变增量和状态变量，并将这些参数传递给VUMAT子程序。VUMAT子程序根据失效准则确定是否进入衰减模型或者材料失效删除相应的单元，并在增量结束时更新材料单元的本构关系。更新后的本构关系被主程序用于后续的增量计算，直到整个有限元分析过程结束，计算过程^[15]如图4所示。

2.4 有限元模型验证

对纤维增强柔性管道及熔接补强接头进行了爆破试验，柔性管及接头参数与有限元模型参数相同。图5为爆破试验中柔性管及其接头试样。柔性管及其接头的总长度为1600 mm，左右两端分别接有扣压式金属接头。左侧接头末端接有快插接头，以实现左侧接口的快速开关，右侧接头与注水管路相连。爆破前将接头左侧的公头与母头相连，使得左侧接头开关处于打开状态。将管道左端抬高，右侧注水管路以1 MPa左右的低水压注水直至左侧开始有水溢出。此时拔下快插公头，关闭左侧的快插接头，停止注水。设置最大注水压力为 15 MPa，注水时间为70 s，开始注水直至压力无法保持，设备发出警报为止。

当管内压力增加至约7 MPa时，随着轻微的断裂声，会发现接头两端出现黏接层失效，随后在极短的时间内管内压力达到峰值，整个黏接层发生失效，柔性管接头的一端发生泄漏。在爆破压力达到峰值后，水压下至约1 MPa后保持。如图6所示，对柔性管及接头沿着轴向剖开，发现在柔性管热熔对接位置以及接头与柔性管之间出现裂纹，且接头与管道之间的裂纹呈现出两端向中间逐渐减小的分布趋势。综上所述，熔接补强接头的爆破失效模式为黏接层和熔接区失效。

进行了两组纤维增强复合材料柔性管熔接补强接头的爆破试验，爆破试验曲线如图7所示。试验和有限元模拟均表明，熔接补强接头的最终失效形式为黏接层和熔接区失效，黏接层损伤失效是从接头两端向中间拓展。如表1所示，有限元模拟的爆破失效压力与爆破试验失效压力的最大误差在10%以内。综上所述，柔性管熔接补强接头在失效形式和极限爆破压力上具有一致性，因此当前有限元模型满足精度要求，可以用于后续的管道及接头的失效机制研究。

3 柔性管及熔接补强接头失效机制

结合图8~10可以明确整个爆破失效过程：①当管内压力增加至3 MPa时，熔接补强接头两端的黏接层开始出现损伤；②当管内压力增加至4.4 MPa时，单向纤维增强复合材料在熔接补强接头和扣压接头附近开始出现基体损伤，随着管内压力继续增加，基体损伤区域逐渐向其他非接头区域扩展；③当管内压力增加至5 MPa时，柔性管非接头区域的基体发生全面损伤；④继续增加内压至6.7 MPa，热熔区的von-Mises应力开始超过屈服强度，紧接着黏接层发生完全脱黏，接头失去连接能力。在整个爆破过程中，平纹织物增强复合材料未发生损伤。因为黏接层和熔接区的失效几乎同时发生，因此不区分先后顺序。根据损伤失效的主要影响因素，整个过程可分为4个阶段：无损伤阶段（0~3 MPa）、黏接损伤阶段（3~4.4 MPa）、基体损伤阶段（4.4~5 MPa）、失效阶段（5~7.2 MPa）。

外保护层、内衬层和熔接区均为HDPE材料，在未发生失效之前始终保持：①内衬层等效应力大于外保护层等效应力；②非接头区域等效应力大于接头区域等效应力。单向纤维增强复合材料在整个加载过程中仅发生基体损伤，基体损伤首先出现在扣压接头和熔接补强接头附近的局部区域，随着压力增加逐渐向其他非接头区域扩展。随着接头区域的黏接层损伤面积进一步扩大，该区域的基体也开始发生损伤，损伤规律受到黏接层损伤扩展规律的影响，由两端向中间扩展。黏接层的损伤始于接头的两端，逐渐向接头中间扩展。

图11为黏接层剪切应力σ_s和法向应力σ_n在不同管内压力下的分布变化。法向应力σ_n始终为负值，表明黏接层受压未出现法向剥离分层损伤，剪切应力达到剪切强度是造成黏接层损伤的主要原因。黏接层的剪切应力呈现出对称分布，应力方向相反。开始加压后，接头两端和熔接区两侧区域的剪切应力相对较大。随着内部压力增加，熔接补强接头两端黏接层的剪切应力首先达到剪切强度开始发生损伤，随后熔接区两侧黏接层的剪切应力也达到剪切强度。熔接补强接头两端的剪切应力在达到剪切强度后，最大的剪切应力会逐渐从两端向中间移动，表明黏接层损伤是从接头两端向中间扩展。法向应力呈现出接头两端大中间小的分布规律，同时在熔接区两端位置出现峰值。随着管内压力逐渐增加，接头两端的法向应力相比于其他位置急剧增加，法向应力分布不均现象进一步加重。

4 结论

（1）设计的熔接补强接头初步确定了接头长度和层数，根据损伤产生的主要因素，熔接补强接头内压失效过程分为4个阶段：无损伤阶段（0~3 MPa）、黏接层损伤阶段（3~4.4 MPa）、基体损伤阶段（4.4~5 MPa，黏接层损伤继续扩展，RTPs基体损伤并扩展）、失效阶段（5~7.2 MPa，黏接层和熔接区失效）。

（2）黏接层损伤由两端向中间扩展，主因是剪切应力达强度极限；其剪切应力呈对称分布且方向相反，峰值应力初始出现在接头两侧并随损伤向中间迁移。

（3）单向纤维增强复合材料的基体损伤始于扣压接头和熔接补强接头区域，随内压增加向其他区域扩展；随黏接层损伤扩展，接头区域的基体也开始发生损伤，损伤规律受到黏接层损伤扩展规律的影响，由两端向中间扩展。

参考文献