海底输油管道聚氨酯弹性体保温材料抗蠕变性能试验研究

杨加栋，白冬军，张晓灵，冯文亮，郑中胜，彭晶凯

1.中海油（天津）管道工程技术有限公司，天津300452

2.北京市建设工程质量第四检测所，北京100011

3.昊天节能装备有限责任公司，河北沧州061300

海底输油管道聚氨酯弹性体保温材料抗蠕变性能试验研究

杨加栋1，白冬军2，张晓灵1，冯文亮2，郑中胜3，彭晶凯2

1.中海油（天津）管道工程技术有限公司，天津300452

2.北京市建设工程质量第四检测所，北京100011

3.昊天节能装备有限责任公司，河北沧州061300

聚氨酯弹性体用作海底湿式保温输油管道保温层，其力学性能、蠕变性能是重要参数。文章对聚氨酯弹性体保温管道保温层在海底的受力情况进行分析，计算了保温层在海底的压缩形变，设计了聚氨酯弹性体保温管道保温材料的蠕变试验装置，并通过具体实例给出了试验方法与试验结果。

海底输油管道；聚氨酯弹性体；保温材料；力学性能；抗蠕变

0 引言

与管中管干式保温输油管道相比，湿式保温输油管道因具有铺管速度快、施工费用低、使用水深不受铺管船限制等优点，在深水管道保温中得到广泛应用。不同于管中管干式保温系统，湿式保温系统的保温材料与海水直接接触，承受着巨大的静水压。单钢管聚氨酯弹性体保温形式属于单钢管湿式保温形式，通过掺入聚合物微珠或玻璃微珠提高聚氨酯弹性体保温管的性能，使其满足不同深水环境下的保温要求。湿式保温管在正式使用前必须对材料的物理性能及其管道整体性能进行全面的测试，以检验总传热系数、热冲击特性、蠕变特性是否满足油气流动要求，其中保温层力学性能、蠕变特性是湿式保温管道涂层满足使用要求的重要参数。

1 聚氨酯弹性体管道保温材料力学性能与形变计算

本次研究测试的输油管道聚氨酯弹性体保温材料为SPU，是在固体聚氨酯弹性体基体上填充了聚合物微珠，这种材料既融合了聚氨酯弹性体经久耐用的特点，同时降低了密度，改善了保温效果。经测试该材料的密度为811.5 kg/m3，邵氏硬度A97，拉伸强度7.6 MPa，断裂伸长率118%，抗压强度（10%变形）5.35 MPa，杨氏模量64.9 MPa，泊松比0.37。

单钢管聚氨酯弹性体湿式保温形式如图1所示。在海底时，保温层外表面直接与海水接触，外壁面直接承受海底水压；保温层内表面附着于工作钢管外表面，因而受到来自工作钢管的反向支撑压力。由于厚壁工作钢管刚性大，因而可假定厚壁工作钢管在内外压共同作用下产生的变形相对于保温层的径向变形量可忽略。

图1 单钢管聚氨酯弹性体湿式保温形式

以工作钢管D 219 mm、保温层厚度75 mm的聚氨酯弹性体保温管为例，将管道保温层看作两端无限长的厚壁圆筒进行承压力学分析。忽略自身重力和上下压差，管道保温层的受力情况可按轴对称问题考虑，即它的几何形状、约束情况以及承受外围载荷都对称于管道轴线。对于承受均匀内压Pi、外压Po的厚壁圆筒，圆筒的内半径和外半径分别为Ri、Ro，筒壁中任意点的半径为r，以轴线为Z轴建立圆柱坐标（r，θ，z），从弹性体保温层中割取一个微小六面体（微元体），如图2所示：

图2 弹性体保温层中的一个微元体

圆筒微元体受三向应力作用，用σr表示沿半径r方向的径向应力，σθ表示沿θ方向上的周向应力，σz表示沿Z方向上的轴向应力。相应于应力分量，εr、εθ、εz分别表示径向应变、周向应变、轴向应变，u代表径向位移量，ω代表轴向位移量。在不计重力的情况下，由于厚壁筒的几何形状和所受载荷都是轴对称的，且沿Z轴方向保持不变，筒体的几何形状、载荷、支撑情况沿Z轴没有变化，所有垂直于轴线的横截面在变形后仍保持为平面，u只决定于r，ω只决定于Z。

因此，微元体的平衡方程为：

几何方程为：

物理方程为：

式中E——弹性体弹性模量；

μ——弹性体泊松比。

通过求解上述平衡方程、几何方程和物理方程，可得到厚壁圆筒径向位移表达式：

保温材料的弹性模量、泊松比可以从之前的测试结果得到。保温层外壁所受的外压一定，聚氨酯弹性体保温层内表面有工作钢管支撑，忽略工作钢管的径向变形，可给定其边界条件如下：

于是可求解未知变量Pi、Ro，计算在不同水深环境下，此聚氨酯弹性体保温管的保温层外壁面径向位移变形量。

计算得到在250、300、500 m水深环境下，保温层外壁面径向位移变形量分别为1.5、1.8、2.9 mm。

2 压缩蠕变

压缩蠕变是在应力影响下固体材料缓慢永久性的移动或者变形的趋势，它是由低于材料屈服强度的应力长时间作用而产生的，这种变形的速率与材料的性质、加载时间、加载温度和加载结构应力有关。当材料长时间处于加热当中或者在熔点附近时，蠕变会更加剧烈，即蠕变常常随着温度升高而加剧。而深海聚氨酯弹性体保温管道恰恰存在这样的运行条件，保温层长期暴露在海水压力下，工作钢管中输送的原油具有一定的输送温度，长期受压运行的结果必将导致保温层发生蠕变。

蠕变一般分为三个阶段，初步蠕变阶段形变率相对较大，但随着应变的增加而减小，形变率最后会达到一个最小值并接近于常数，这个阶段就是稳态蠕变阶段，这一阶段的应变率称为蠕变应变率。在第三阶段，由于颈缩现象，应变率随着应变的增大呈指数性增长。

由于深海输油管道聚氨酯弹性体保温层的蠕变是一个长期的过程，因此它一般与时间、应力和温度相关，公式如下：

式中ε——总应变；

ε0——蠕变开始时的应变；

t——蠕变时间；

σ——蠕变的应力水平；

Q——活化能；

R——气体常数；

T——热力学温度；

a0、n和m——材料常数。

在相同的温度和加载应力下，Q、R、T都是常数，公式（9）可简化为：

式中的k与蠕变加载载荷、温度密切相关，载荷越大，温度越高，k值越大。

3 聚氨酯弹性体保温管道保温材料蠕变试验装置与试验过程

设计搭建的聚氨酯弹性体保温管道保温材料蠕变试验装置如图3所示，装置主要由长期抗蠕变试验架、测力传感器、液压装置组成。长期抗蠕变试验架如图4所示，由试验钢架、下压顶架以及下压弧面组成。试验样品放置在试验钢架限位上，液压装置放置在下压顶架托盘架上，通过测力传感器向试验钢架顶梁施加上推力。下压顶架通过反作用力经下压弧面对试验样品测试段持续施加下压力，下压圆弧面应与试验样品顶部充分贴合。样品管在下压试验前应通入循环热介质并保持稳定。在下压顶架上安装位移传感器以测试保温材料受压缩后的径向位移量。

图3 管道保温材料蠕变试验装置

图4 长期抗蠕变试验架示意

本次试验的样品尺寸如图5所示，工作钢管外径为219 mm，管段长度为600 mm，管段中部保温层厚为75 mm，宽度为200 mm。保温层中部测试段A为受压段，宽100 mm，测试段两边为隔热段B，测试段与隔热段之间切割出宽度小于4 mm的两个隔热切口，切口贯穿保温层直达工作钢管表面，并垂直于工作钢管轴线。

图5 保温管试验样品尺寸

保温材料蠕变试验过程如下：

（1）将切好隔热切口的试样置于（23±2）℃的环境中，安装在蠕变试验架上，如图3所示。

（2）将试样连接到导热油循环加热系统，循环升温到95℃，周围环境温度保持（23±2）℃不变，待系统充分稳定后，进行抗蠕变性能试验。

（3）设置好下压顶架的位移传感器，用液压装置缓慢施加顶压力至24 kN，保温层压缩变形量为原厚度的5%，待稳定后记录百分表起始位移量及相关参数。

（4）设置好测力传感器控制程序，以保证液压装置能自动及时补压。

（5）施压运行30 d，并定时记录百分表位移量。

4 保温材料蠕变试验结果与数据推算

此次蠕变试验的试验介质温度为95℃，被测保温管保温材料蠕变试验数据见表1。

表1 蠕变试验数据

其中径向位移增量Δε为到试验时间时，试样的压缩总应变减去蠕变试验开始时的压缩应变，即：

依据试验数据创建双对数坐标曲线，横坐标为记录时间，纵坐标为径向位移增量，如图6所示。

图6 保温材料蠕变试验结果

根据不同时间记录的位移数据，通过拟合可得出保温材料的蠕变公式。将式（10）两边取常用对数，得到式（12）、（13）：

将表1中的试验数据进行最小二乘法线性拟合，得到式（14）：

由此得到保温材料的蠕变公式：

依据式（15）可推算试验管道保温材料使用13年（113 880 h）时的径向位移增量为4.41 mm，径向位移增量为原始保温层厚度（75 mm）的5.9%。

5 结束语

（1）本文所述聚氨酯弹性体保温管保温材料抗蠕变性试验的试验方法与装置是参照GB/T 29046-2012《城镇供热预制直埋保温管道技术指标检测方法》中直埋保温管道保温材料抗蠕变性能试验方法和GB/T 19242-2003《硫化橡胶在压缩或剪切状态下蠕变的测定》中压缩蠕变的测定方法设计的。

（2）试验装置可模拟测试聚氨酯弹性体保温管道保温层在海底不同输送介质温度和水深条件下的抗压缩蠕变性能，但与直埋保温管道的测试条件不同，海底单钢管湿式保温输油管道，其保温层所受的海水压力是环向近似均匀的受压。如第二章所述，管道保温层可看作两端无限长的厚壁圆筒，保温层受到有约束的均匀压力，其径向压缩量受海底水压、保温层尺寸、保温材料自身物理性能的影响。对于这种有约束的单一径向压缩，相对于无约束的相同压力下的变形量是很小的，而上述的蠕变试验是无约束单一径向压缩，保温材料受环向应力与轴向应力的约束较小，径向压缩量会比较大。

（3）本文所述蠕变试验方法及其结果，用于不同保温材料、工艺的保温管之间的性能比较，具有较高的参考价值。该方法可模拟管道长期输送热介质条件，可用于研究介质温度对保温材料在持续受压条件下物理性能的影响。但由于压缩方式不同，采用本文介绍的蠕变试验方法推算出的径向位移增量，并不等同于实际工程中海底输油管道长期使用时保温材料的蠕变量，两者之间的关系需经进一步的分析计算得到。

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[6]王志刚，相政乐，吴学峰，等.双环氧防腐配重管三种防滑脱工艺试验研究[J].石油工程建设，2014，40（3）：1-4.

Test Research on Creep Resistance of Polyurethane Elastomer as Thermal Insulation Materialfor Subsea OilPipeline

Yang Jiadong1，BaiDongjun2，Zhang Xiaoling1，Feng Wenliang2，Zheng Zhongsheng3，Peng Jingkai2
1.CNOOC（Tianjin）Pipeline Engineering Technology Co.，Ltd.，Tianjin 300452，China
2.Beijing Fourth Construction Engineering Quality Inspection Institute，Beijing 100011，China
3.Haotian Energy-saving Equipment Co.，Ltd.，Cangzhou 061300，China

The mechanical and creep properties of polyurethane elastomer as thermal insulation layer of subsea wet-type thermal insulation oil pipeline are very important parameters.This paper analyzes the forces on polyurethane elastomer thermalinsulation layer of subsea pipeline on seafloor,calculates the compressive deformation of the layer, and designs the creep test device for polyurethane elastomer,then gives the creep test procedure and the test results based on a practicalinstance.

subsea oilpipeline；polyurethane elastomer；thermalinsulation meterial；mechanicalproperty；creep resistance

国家科技重大专项资助项目（2011ZX05026-005）

10.3969/j.issn.1001-2206.2014.06.003

2014-07-14

杨加栋（1977-），山东德州人，工程师，2008年毕业于天津理工大学，硕士，主要从事海洋石油管道技术研究及开发工作。