卷管法安裝海洋管中管的有限元分析

李 英，劉志龍，丁鵬龍，楊樹耕

卷管法安裝海洋管中管的有限元分析

李 英，劉志龍，丁鵬龍，楊樹耕

(天津大學(xué)水利工程仿真與安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

針對在1,500,m水深以卷管法安裝管中管的過程進(jìn)行了數(shù)值模擬．建立了管中管橫截面的平面應(yīng)變有限元模型，研究內(nèi)外管之間的相互作用，將接觸力和變形關(guān)系等效為內(nèi)外管之間的非線性接觸屬性；建立了整體有限元模型進(jìn)行管中管的安裝分析，研究了內(nèi)外管的受力和彈塑性變形，并研究了安裝過程造成的內(nèi)外管之間保溫層厚度的折減．結(jié)果表明，外管承受了主要的拉力，內(nèi)外管在安裝中發(fā)生兩次彈塑性應(yīng)力-應(yīng)變循環(huán)，內(nèi)管和外管產(chǎn)生最大的累積塑性應(yīng)變分別為4.13%和5.07%；安裝完成后保溫層最大的厚度折減為26.2%．

管中管；卷管法；有限元分析；累積塑性應(yīng)變；應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

深水高壓低溫條件下，輸送原油時(shí)很容易在管道中生成石蠟等水化物，造成管道堵塞．為避免這一現(xiàn)象，1973年印尼國家石油公司在印尼海岸安裝了世界上第一套管中管(pipe-in-pipe，PIP)輸油系統(tǒng)．隨著海洋石油工程的發(fā)展，PIP在國外的應(yīng)用已經(jīng)非常普遍，在超深水海底管道工程中也不斷得到應(yīng)用．

管道安裝是海上油田開發(fā)和建設(shè)中比較關(guān)鍵的環(huán)節(jié)．管道安裝需要綜合考慮安裝方法、環(huán)境條件以及船舶運(yùn)動等因素對管道結(jié)構(gòu)安全性的影響．目前管道安裝方法主要有S型鋪管法、J型鋪管法和卷管鋪管法．卷管法鋪設(shè)管道時(shí)，焊接工作幾乎全部在陸地上完成，具有工作效率高、安裝速度快等優(yōu)點(diǎn)，因此得到了廣泛應(yīng)用．但是，在卷管法安裝過程中管道受力復(fù)雜，易發(fā)生較大的塑性變形，甚至發(fā)生屈曲等問題．因此，一些學(xué)者針對卷管法安裝管道的彈塑性變形、橢圓度和局部屈曲等方面進(jìn)行了較多的研究. 2012年，Manouchehri[1]系統(tǒng)總結(jié)了卷管法安裝中的工程問題，包括適用于卷管法的管道規(guī)格、管道卷曲、矯直的力學(xué)機(jī)理和管道屈曲等方面．Meissner等[2]對比管道卷曲和矯直實(shí)驗(yàn)中縮尺測試與原型測試的結(jié)果，研究了反復(fù)彎曲對管道屈曲性能的影響. Karjadi等[3]對不同管徑和壁厚的管道進(jìn)行了一系列彎曲實(shí)驗(yàn)和有限元分析，研究了管道的局部屈曲和剩余橢圓度，擴(kuò)展了卷管法應(yīng)用中對管道最小壁厚的限制．Martinez等[4]通過實(shí)驗(yàn)和有限元方法研究了卷曲過程中材料的力學(xué)特性，發(fā)現(xiàn)材料的Bauschinger效應(yīng)導(dǎo)致實(shí)際工程中管道的橢圓度低于計(jì)算值. Szczotka[5]利用剛體有限元方法建立了卷管法鋪設(shè)管道的動力學(xué)模型，考慮材料的彈塑性和安裝過程中船舶的運(yùn)動，研究了主動卷筒和被動卷筒對管道拉力的影響．葉瑋[6]對卷管法鋪設(shè)中純彎、拉彎、壓彎、徑向壓力等作用下的管道進(jìn)行了彈塑性分析，確定了管道在不同荷載作用下的極限承載能力．

上述工作主要集中在單層立管的安裝分析，關(guān)于管中管的安裝分析比較少．2009年，de Azevedo等[7]介紹了巴西Canapu油田管中管輸氣系統(tǒng)的設(shè)計(jì)、制造和安裝過程．2001年，Daly等[8]針對管中管的安裝進(jìn)行了整體有限元分析，模擬了管道的卷曲過程和安裝后管道水下部分的靜態(tài)構(gòu)型，研究了水下部分管道的內(nèi)力分布和應(yīng)力．

與單層管安裝不同，管中管安裝時(shí)內(nèi)外管之間存在接觸力，導(dǎo)致內(nèi)外管之間的結(jié)構(gòu)(加熱電纜和保溫層)受到擠壓而變形，目前針對該問題的相關(guān)研究還鮮見報(bào)道．另外，關(guān)于安裝過程中鋪管船上管道與安裝設(shè)備相互作用的整體分析還有待研究．

本文針對上述問題，以卷管法在1,500,m水深安裝管中管為案例進(jìn)行詳細(xì)的數(shù)值模擬．將加熱電纜和保溫層等效為內(nèi)外管之間非線性接觸關(guān)系，應(yīng)用ABAQUS 有限元軟件對管中管的卷曲和安裝下放過程進(jìn)行了非線性有限元分析，研究了內(nèi)外管的內(nèi)力分布、彈塑性應(yīng)力-應(yīng)變循環(huán)以及安裝對保溫材料厚度的影響．

1 卷管法安裝與分析

1.1 卷管法安裝過程

卷管法安裝管道主要依靠鋪管船上的張緊器、矯直器、校準(zhǔn)器和卷筒等設(shè)備來完成．安裝過程主要分為卷曲和安裝下放兩個(gè)階段．

1) 卷曲階段

管道在港口焊接完成后，在卷筒牽引力作用下通過校準(zhǔn)器纏繞到卷筒上，如圖1(a)所示．卷曲過程中，管道的彎曲半徑接近卷筒的半徑，易產(chǎn)生較大的塑性變形．

2) 安裝下放階段

管道安裝下放過程中與水平面夾角約為80°～90°．如圖1(b)所示，管道隨著卷筒反轉(zhuǎn)而退卷，塑性彎曲減?。艿劳ㄟ^校準(zhǔn)器時(shí)再次發(fā)生塑性彎曲，之后通過矯直器消除塑性彎曲．通過張緊器來限制管道水平方向的位移、安裝方向和管道的拉力．

圖1 卷管法安裝過程Fig.1 Installation procedure of reel-lay

安裝過程中管道始終承受拉力和彎矩作用，反復(fù)發(fā)生塑性變形．為保證管道的安全，需要對管道進(jìn)行彈塑性分析以獲取管道的內(nèi)力分布、應(yīng)力和應(yīng)變．

1.2 管中管有限元分析

本文研究的管中管由鋼制內(nèi)管和外管、加熱電纜以及保溫層構(gòu)成，截面型式如圖2所示．外管提供機(jī)械保護(hù)，內(nèi)管作為流體通道，內(nèi)外管之間填充保溫材料，在內(nèi)管與保溫材料之間設(shè)置36根主動加熱電纜以滿足流動保障的要求，加熱電纜由聚合物外殼包裹銅芯構(gòu)成．

圖2 管中管截面Fig.2 Cross section of PIP

管中管安裝時(shí)加熱電纜和保溫層受到內(nèi)外管的擠壓．首先應(yīng)用ABAQUS 軟件建立有限元模型進(jìn)行截面擠壓分析，將加熱電纜和保溫層的接觸力與變形關(guān)系等效為內(nèi)外管的法向接觸屬性．

為了更好地模擬1,500,m水深安裝過程中內(nèi)外管之間的相互作用，采用多管約束建模技術(shù)建立管中管模型，并將卷筒、校準(zhǔn)器、矯直器以及張緊器等設(shè)備簡化為剛性表面．利用該模型對管中管安裝過程進(jìn)行整體有限元分析，分析流程如圖3所示．

圖3 有限元分析流程Fig.3 Flow chart of finite element analysis

2 管中截面擠壓分析

2.1 管中管截面平面應(yīng)變有限元模型

內(nèi)外管之間相互擠壓時(shí)的接觸力和變形關(guān)系通過截面擠壓分析獲得．考慮截面對稱性，僅建立1/2截面平面應(yīng)變有限元模型進(jìn)行分析．表1給出了管中管構(gòu)件尺寸和材料特性．

式中：ε為應(yīng)變；σ為應(yīng)力；E為材料彈性模量；σy為材料屈服應(yīng)力；α和β為材料常數(shù)，對于X65鋼，鋼的加載和卸載曲線如圖4所示．

表1 管中管構(gòu)件尺寸和材料特性Tab.1 Dimensions and material properties of PIP components

圖4 X65鋼的加載和卸載曲線Fig.4 Loading and unloading curves of X65 steel

加熱電纜的銅芯、PVC外殼、保溫層的保溫材料、金屬保護(hù)層均使用理想彈性材料模擬．有限元模型中，保溫材料的單元類型為3節(jié)點(diǎn)平面應(yīng)變單元(CPE3)，其他構(gòu)件的單元類型為4節(jié)點(diǎn)平面應(yīng)變單元(CPE4)．

管中管構(gòu)件之間的接觸關(guān)系通過Abaqus中無摩擦的通用接觸(general contact)模擬．保溫材料和金屬保護(hù)層之間的接觸設(shè)置為面面接觸(surface to surface contact)，同時(shí)設(shè)置1,mm的過盈量，以模擬保溫層由于緊密包裹而產(chǎn)生的預(yù)應(yīng)力．

外管的外表面和內(nèi)管的內(nèi)表面分別與各自截面的中心點(diǎn)建立耦合關(guān)系．內(nèi)管中心點(diǎn)設(shè)置全固定的邊界條件，在外管中心點(diǎn)施加y方向的位移來模擬管道的擠壓位移，同時(shí)約束加熱電纜的環(huán)向位移，防止擠壓過程中加熱電纜在保溫層和內(nèi)管之間的縫隙內(nèi)發(fā)生環(huán)向移動．模型的左邊界均設(shè)置為x方向的對稱邊界條件．截面擠壓分析的邊界條件如圖5所示．分析中，外管中心點(diǎn)y方向的反力即為內(nèi)外管擠壓時(shí)的接觸力．截面擠壓分析的有限元模型如圖6所示．

圖5 截面擠壓分析的邊界條件Fig.5Boundary conditions of compression analysis of cross section

圖6 截面擠壓分析的有限元模型Fig.6 Finite element model of compression analysis of cross section

2.2 管中管截面擠壓分析結(jié)果

通過管中管截面擠壓分析得到接觸力-位移曲線，如圖7所示．由圖7可知，擠壓位移在3.5,mm，即等于加熱電纜的外徑時(shí)，曲線斜率發(fā)生變化．這是因?yàn)樵跀D壓位移小于3.5,mm時(shí)，僅加熱電纜和內(nèi)管接觸；而擠壓位移大于3.5,mm后，保溫材料完全填充了保溫層和內(nèi)管之間的縫隙，電纜被保溫材料包裹．

圖8為擠壓位移為6,mm時(shí)截面的應(yīng)變云圖．可以發(fā)現(xiàn)僅保溫材料發(fā)生塑性變形，其他材料均在彈性范圍內(nèi)．另外，可明顯看出此時(shí)電纜已完全陷入保溫材料中．接觸力-位移關(guān)系作為內(nèi)外管間非線性接觸關(guān)系應(yīng)用于后續(xù)安裝分析過程中．

本文中提出了一種面向移動物聯(lián)網(wǎng)環(huán)境的動態(tài)路由新協(xié)議RAR.該協(xié)議將連通概率作為重要參數(shù)，其計(jì)算方法依據(jù)參數(shù)節(jié)點(diǎn)和它的最近節(jié)點(diǎn)的間距，間距的分布按照指數(shù)分布；協(xié)議中采用了貪婪機(jī)會轉(zhuǎn)發(fā)（GOF）策略，GOF策略在包的遞交率和平均跳數(shù)等方面優(yōu)化了車輛網(wǎng)等移動物聯(lián)網(wǎng)目標(biāo)的相關(guān)參數(shù).一系列的測試都表明，與傳統(tǒng)的貪婪周邊無狀態(tài)路由協(xié)議（GPSR）、自適應(yīng)鏈路感知的無信標(biāo)轉(zhuǎn)發(fā)協(xié)議（SLBF）相比，的方法在包遞交率、平均跳數(shù)以及端到端的時(shí)間延遲等方面均表現(xiàn)出更好的性能.

圖7 截面擠壓分析的接觸力-位移曲線Fig.7Contact force-displacement curve of compression analysis of cross section

圖8 截面應(yīng)變云圖Fig.8 Strain contour of cross section

3 安裝分析有限元模型

3.1 安裝荷載

管中管在1,500,m水深安裝時(shí)主要承受的荷載包括海水中結(jié)構(gòu)的自重、波浪和流荷載．安裝時(shí)選擇較平靜的海況，環(huán)境荷載較小，在分析中一般通過對自重乘以放大系數(shù)來確定荷載，放大系數(shù)一般選為1.2～1.3．本文分析中放大系數(shù)取為1.3，水下端頭或者終端的質(zhì)量已通過動力放大系數(shù)計(jì)入．安裝參數(shù)見表2．保溫層和加熱電纜的質(zhì)量均計(jì)入內(nèi)管質(zhì)量．

表2 安裝參數(shù)Tab.2 Installation parameters

3.2 有限元模型

安裝過程中管道發(fā)生大位移彈塑性變形，采用靜力非線性有限元法分析．根據(jù)工程實(shí)際和關(guān)注對象選用合適的單元類型．由于卷筒(直徑15,m)、矯直器(長2.2,m)、校準(zhǔn)器(半徑8,m)和張緊器(長6.2,m)的剛度均大于鋼管的剛度，并且重點(diǎn)關(guān)注鋼管的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，為提高計(jì)算效率，使用解析剛體(analytical rigid body)模擬．內(nèi)外鋼管構(gòu)件采用Ramberg-Osgood材料模型，使用三維2節(jié)點(diǎn)線性管單元(PIPE31)模擬．

使用ABAQUS提供的管中管接觸單元(ITT單元)建立管中管模型，如圖9所示．通過外管節(jié)點(diǎn)建立滑移線，允許內(nèi)管沿著滑移線發(fā)生相對滑移．通過內(nèi)管節(jié)點(diǎn)建立ITT單元，將截面擠壓分析獲得的內(nèi)外管的接觸力-變形關(guān)系作為ITT單元的法向接觸屬性．外管與內(nèi)管之間摩擦系數(shù)為0.1，外管與其他部分(水平碼頭、張緊器、矯直器、校準(zhǔn)器和卷筒)的摩擦系數(shù)為0.2．安裝分析的有限元模型如圖10所示．

荷載與邊界條件的設(shè)置是安裝分析的關(guān)鍵．如圖10(a)所示，卷曲階段為使管中管隨卷筒運(yùn)動，結(jié)構(gòu)一端與卷筒耦合，其他邊界條件與荷載見表3．如圖10(b)所示，安裝下放階段，主要荷載為與水平面夾角85°的拉力，直接施加在內(nèi)外管端部．

圖9 管中管模型示意Fig.9 Sketch of PIP model

圖10 安裝分析有限元模型Fig.10 Finite element model of installation analysis

表3 邊界條件與荷載Tab.3 Boundary conditions and load

4 安裝分析結(jié)果

4.1 管中管的內(nèi)力分析

通過整體有限元分析得到安裝過程中管中管的彎矩和軸力分布．圖11為管中管在卷曲階段和安裝下放階段的內(nèi)力．

由圖11(a)可知，管中管通過校準(zhǔn)器和卷筒時(shí)受力較大．校準(zhǔn)器至卷筒之間管中管部分軸力最大，外管的最大軸力約為115,kN，內(nèi)管的軸力較小，并且變化不大．管中管彎矩在卷筒附近最大，外管的卷曲彎矩約為700,kN·m，內(nèi)管的卷曲彎矩約為270,kN·m．另外，管中管離開地面尚未到達(dá)校準(zhǔn)器時(shí)處于懸空狀態(tài)，因自重發(fā)生豎向彎曲．

由圖11(b)可知，管中管在退卷通過校準(zhǔn)器、矯直器和張緊器時(shí)彎矩在720,kN·m左右，管中管反復(fù)發(fā)生塑性彎曲．安裝下放過程中外管軸力不斷增大，在矯直器附近超過600,kN，而內(nèi)管軸力變化不大.

圖11 管中管內(nèi)力Fig.11 Internal force of PIP

表4列出了管中管在安裝過程中通過主要設(shè)備時(shí)的彎矩和軸力值．表中彎矩正值表示管中管向下彎曲，負(fù)值表示管中管向上彎曲；軸力正值表示拉力，負(fù)值表示壓力．

由表4可以發(fā)現(xiàn)，由于反復(fù)變形導(dǎo)致材料硬化，安裝下放階段管中管的彎矩高于卷曲彎矩4%左右，并且內(nèi)管彎矩始終是外管彎矩的35%左右．卷曲階段內(nèi)管軸力是外管軸力的6%左右，安裝下放階段內(nèi)管軸力是外管軸力的20%左右．對比內(nèi)外管的軸力發(fā)現(xiàn)，外管主要承擔(dān)了安裝過程中的拉力．

表4 管中管彎矩和軸力Tab.4 Bending moment and axial force of PIP

4.2 管中管應(yīng)力和應(yīng)變分析

管中管卷曲過程中發(fā)生較大的塑性變形．圖12為纏繞在卷筒上一周的管中管的軸向塑性應(yīng)變分布.由圖12可看出，卷曲過程中，外管的軸向塑性應(yīng)變在1.5%～2.0% 范圍內(nèi)，內(nèi)管的軸向塑性應(yīng)變在1.0%～1.3%范圍內(nèi)．另外，剛剛接觸卷筒的管段為塑性發(fā)展區(qū)，長度約5,m左右，材料迅速發(fā)生塑性變形，施工過程中應(yīng)當(dāng)給予特別的關(guān)注．

圖12 管中管軸向塑性應(yīng)變分布Fig.12 Distribution of axial plastic strain of PIP

圖13 為管中管橫截面12:00方向的材料在安裝過程中的應(yīng)力-應(yīng)變曲線．由圖13可知，管中管材料在卷管安裝中發(fā)生兩次彈塑性應(yīng)力-應(yīng)變循環(huán)．管中管在卷曲(外管曲線OA段和內(nèi)管曲線OA′段)，退卷(外管曲線AB段和內(nèi)管曲線A′B′段)，通過校準(zhǔn)器(外管曲線BC段和內(nèi)管曲線B′C′段)和通過矯直器(外管曲線CD段和內(nèi)管曲線C′D′段)發(fā)生較大的塑性變形，其中卷曲階段塑性變形最大．外管應(yīng)變明顯大于內(nèi)管應(yīng)變．內(nèi)外管最大應(yīng)力均達(dá)到500,MPa．

表5列出了內(nèi)外管在安裝過程中的應(yīng)力和應(yīng)變．內(nèi)外管最大Mises應(yīng)力是520.0,MPa，小于X65鋼的極限拉伸應(yīng)力531,MPa．

圖13 管中管應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.13 Stress-strain curves of PIP

表5 管中管應(yīng)力和應(yīng)變Tab.5 Stress and strain of PIP

4.3 管中管接觸力和保溫層厚度分析

安裝過程中保溫層受到內(nèi)外管的接觸擠壓發(fā)生塑性變形，出現(xiàn)不可恢復(fù)的凹陷，造成保溫材料厚度折減，影響保溫效果．

圖14為管中管卷曲階段和安裝下放階段的單位長度接觸力.由圖14(a)可知，管中管卷曲階段經(jīng)過卷筒時(shí)內(nèi)管和外管之間的單位長度接觸力最大為26.00,kN/m，此時(shí)保溫材料頂部受壓．

由圖14(b)可知，管中管安裝下放階段經(jīng)過校準(zhǔn)器、矯直器和張緊器時(shí)接觸力較大．其中，通過校準(zhǔn)器時(shí)內(nèi)管和外管之間單位長度接觸力最大為62.10,kN/m，此時(shí)保溫材料底部受壓．

圖14 管中管單位長度接觸力Fig.14 Contact force at unit length of PIP

表6列出了安裝過程中管中管頂部和底部的接觸力．由表6可知，管中管頂部最大單位長度接觸力為41.44,kN/m，底部最大單位長度接觸力為62.10,kN/m．

表7為根據(jù)管中管頂部和底部最大單位長度接觸力計(jì)算得到的保溫層剩余厚度．圖15為安裝完成后保溫層的應(yīng)變云圖．結(jié)合表7和圖15可以發(fā)現(xiàn)保溫層頂部和底部兩側(cè)各60°圓周角范圍內(nèi)的區(qū)域均出現(xiàn)了不可恢復(fù)的凹陷，其中底部凹陷最深達(dá)5.23,mm，厚度折減26.2%，頂部厚度折減18.2%．

表6 管中管頂部和底部接觸力Tab.6 Contact forces on the top and at the bottom of PIP

表7 保溫層剩余厚度表7 Residual thickness of insulation layer

圖15 保溫層應(yīng)變云圖Fig.15 Strain contour of insulation layer

5 結(jié) 語

本文針對管中管在1,500,m 水深以卷管法安裝的過程進(jìn)行了有限元分析．通過管中管橫截面的平面應(yīng)變有限元模型，研究了內(nèi)外管之間的接觸力和變形關(guān)系，并等效為內(nèi)外管之間的非線性接觸屬性．通過整體模型，研究了安裝過程中管中管的彎矩和軸力分布，分析了管中管的應(yīng)力和應(yīng)變，計(jì)算了管中管安裝后保溫層的剩余厚度．結(jié)果表明，安裝過程中外管承受了主要的拉力，內(nèi)管的彎矩是外管的35%左右；管中管至少發(fā)生兩次彈塑性應(yīng)力-應(yīng)變循環(huán)，外管的累積塑性應(yīng)變?yōu)?.07%，內(nèi)管的累積塑性應(yīng)變?yōu)?.13%．管中管的應(yīng)變可作為校核管中管屈曲的依據(jù)，累積塑性應(yīng)變可作為校核管中管環(huán)焊縫安全性的依據(jù)．內(nèi)管和外管之間存在的接觸力導(dǎo)致保溫材料頂部厚度折減18.2%，底部厚度折減26.2%．保溫層剩余厚度估算可為安裝完成后管中管的熱力計(jì)算提供依據(jù)．

［1］ Manouchehri S. A discussion of practical aspects of reeled flowline installation[C]// Proceedings of the ASME 2012 31st International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering. Rio de Janeiro，Brazil，2012：531-542.

［2］ Meissner A，Erdelen-Peppler M，Schmidt T. Impact of reel-laying on mechanical pipeline properties investigated by full-and small-scale reeling simulations[J]. International Journal of Offshore and Polar Engineering，2012，22(4)：282-289.

［3］ Karjadi E，Smienk H，Boyd H，et al. Extend reelability of HMC new aegir reeling vessel based on reliability based assessment and bending tests program[C]// Proceedings of the ASME 2012 31st International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering. Rio de Janeiro，Brazil，2012：31-45.

［4］ Martinez M，Brown G. Evolution of pipe properties during reel-lay process：Experimental characterisation and finite element modelling[C]//Proceedings of OMAE 2005 24th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. Halkidiki，Greece，2005：419-429.

［5］ Szczotka M. Pipe laying simulation with an active reel drive[J]. Ocean Engineering，2010，37(7)：539-548.

［6］ 葉 瑋．海底管道新型鋪管方法——卷管法的施工技術(shù)研究[D]．杭州：浙江大學(xué)建筑工程學(xué)院，2006．Ye Wei. Study on New Pipe-Laying Technique-Reel Lay Method[D]. Hangzhou：School of Civil Engineering，Zhejiang University，2006(in Chinese)．

［7］ de Azevedo F B，Solano R，Manouchehri S，et al. Design fabrication and installation of the first ever reeled pipe-in-pipe system in offshore brazil[C]// Offshore Technology Conference. Houston，USA，2009，2：945-955.

［8］ Daly R，Bell M. Reeled pipe in pipe steel catenary riser[C]// Proceedings of OMAE’01 20th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. Rio de Janeiro，Brazil，2001，1：139-147.

（責(zé)任編輯：樊素英）

Finite Element Analysis of Subsea Pipe-in-Pipe Installation with Reel-Lay

Li Ying，Liu Zhilong，Ding Penglong，Yang Shugeng
(State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

The installation procedure with reel-lay was simulated numerically for a pipe-in-pipe(PIP)in an oil field of 1,500,m in water depth. The interaction between the carrier pipe and the flowline was studied by carrying out plane strain analysis of PIP cross-section. Accordingly，the relationship between contact force and displacement was equivalent to the nonlinear contact property between the carrier pipe and the flowline. Finite element model was set up to simulate the installation procedure of PIP with reel-lay. The aims are to investigate the load effect and elastic-plastic deformation of PIP and quantify the thickness reduction of insulation layer between pipes during installation process. The results show that most of the tension force is taken by the carrier pipe. Moreover，it is found that two cycles of elastic-plastic stress and strain occur with the maximum accumulated plastic strain of 4.13% and 5.07% for the flowline and the carrier pipe，respectively. The maximum thickness reduction of the insulation layer after installation is 26.2%.

pipe-in-pipe(PIP)；reel-lay；finite element analysis；accumulated plastic strain；stress-strain relationship

TE54

A

0493-2137(2015)05-0438-07

10.11784/tdxbz201310076

2013-10-30；

2014-03-03.

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2014CB046806，2014CB046802).

李 英（1975— ），女，博士，副研究員，yingli2011@tju.edu.cn.

劉志龍，tjdxlzl@126.com.