深海油氣管道連接器密封機(jī)理與多目標(biāo)優(yōu)化研究

王立權(quán)　魏宗亮

深海油氣管道連接器密封機(jī)理與多目標(biāo)優(yōu)化研究

王立權(quán)魏宗亮

哈爾濱工程大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院

王立權(quán)等.深海油氣管道連接器密封機(jī)理與多目標(biāo)優(yōu)化研究.天然氣工業(yè),2016, 36(8): 116-123.

深海油氣管道連接器的結(jié)構(gòu)參數(shù)直接影響其密封性能,因而對連接器進(jìn)行密封機(jī)理分析與結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究具有重要的意義.為此,首先分析了金屬接觸靜密封的形成機(jī)理,建立了連接器形成可靠密封的臨界條件;基于接觸力學(xué)推導(dǎo)出臨界彈塑性接觸壓力均值的計算公式,并計算出219 mm連接器的臨界值為370 MPa;應(yīng)用ANSYS參數(shù)化設(shè)計語言(ANSYS Parametric Design Language,APDL),對連接器的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了靈敏度分析,確定了影響密封性能的5個關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù).進(jìn)而以主、次密封面上的接觸壓力方差為2個目標(biāo),以主、次密封面上的接觸壓力均值和最大塑性應(yīng)變?yōu)榧s束變量,運(yùn)用多目標(biāo)遺傳算法(Multi-Objective Genetic Algorithm,MOGA)對連接器進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計,結(jié)果表明:接觸壓力方差顯著減小,接觸壓力均值大于370 MPa,塑性應(yīng)變較小.最后對優(yōu)化前后的深海管道連接器進(jìn)行了水壓和拉伸試驗,結(jié)果表明:優(yōu)化之后的連接器承受水壓能力大于設(shè)計極限壓力18 MPa,承受軸向拉力大于7.0X105N.該方法對于其他尺寸深海管道連接器的設(shè)計具有參考價值.

深海油氣管道 連接器 密封機(jī)理 臨界條件 接觸壓力 方差靈敏度 多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計 極限水壓

隨著世界范圍內(nèi)海洋油氣資源開采力度的加大,管道連接技術(shù)在管道敷設(shè)、管線并網(wǎng)、管道維修方面扮演著重要的角色[1-2].相對于螺栓法蘭連接器、卡爪連接器和卡箍連接器,深海油氣管道連接器采用無密封圈的金屬靜密封,連接效率高.在復(fù)雜的外界環(huán)境里,如何實現(xiàn)密封是深海管道連接器的關(guān)鍵技術(shù)[3].在對具有金屬密封圈的連接器進(jìn)行設(shè)計時,一般可根據(jù)密封圈的材料和結(jié)構(gòu)依據(jù)設(shè)計規(guī)范[4-5]確定墊片系數(shù)與預(yù)緊比壓,但是這些基于一些簡化與假設(shè)的設(shè)計規(guī)范沒有精確計算金屬密封圈上接觸壓力的大小與分布[6-7].新的設(shè)計規(guī)范[8]改進(jìn)了金屬密封圈的設(shè)計方法,確定了新的密封圈常數(shù),研究了密封面上的均勻接觸壓力.Sawa等[9]將法蘭連接作為接觸問題,基于三維軸對稱彈性理論,分析了密封面上影響密封性能的接觸應(yīng)力大小與分布.Bouzid等[10]基于墊圈的非線性特性建立了接觸壓力沿密封寬度分布的力學(xué)模型,并通過了有限元與實驗的驗證.Sawa等[11]和Takaki等[12]分別基于彈塑性有限單元方法分析了密封圈在工作時的表面接觸應(yīng)力分布,該方法研究了非金屬墊片應(yīng)力應(yīng)變的非線性特性和內(nèi)部壓力變化對密封的影響.Bouzid等[13]通過實驗證明了密封圈上的接觸壓力均值與分布是影響密封性能的主要因素.

針對無密封圈的深海油氣管道連接器,筆者首先對金屬靜密封機(jī)理進(jìn)行分析,建立了連接器實現(xiàn)可靠密封的臨界條件,獲得了臨界彈塑性接觸壓力均值的計算公式;基于最佳密封性能,運(yùn)用APDL語言,通過MOGA方法對連接器進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計;搭建連接器密封性能試驗平臺,通過水壓和拉伸試驗對優(yōu)化前后連接器的密封性能進(jìn)行了比較;最后分析了連接器連接常用管道材料的密封性能.

1　連接器安裝過程

連接器可實現(xiàn)深海油氣管道之間、管道與設(shè)備之間的快速連接.該連接器由3個零件組成:2個壓力環(huán)和1個基本體.基本體兩端分別為主、次密封環(huán)和夾持段.安裝的基本步驟為:①在管道的端部分別標(biāo)出初始安裝線與最終安裝線;②將壓力環(huán)與基本體套在管道的端部,并保證壓力環(huán)的外端分別與初始安裝線對齊,確保管端間隙位于基本體中間;③在夾緊力的作用下,連接器一端的壓力環(huán)軸向移動,使得壓力環(huán)外端與最終安裝線對齊,同樣的方法安裝另一端壓力環(huán).連接器安裝完畢后,主、次密封環(huán)和夾持段徑向收縮,分別形成密封面與夾持面.圖1所示的連接器為一端已經(jīng)連接完畢,另一端處于未安裝狀態(tài).

圖1　連接器結(jié)構(gòu)原理圖

2　連接器密封邊界條件

2.1密封機(jī)理

深海管道連接器通過主、次密封環(huán)與管道外表面的相互擠壓形成密封面.在連接作業(yè)時,密封面上由無數(shù)的凸峰和凹谷組成,易形成微觀泄漏通道(圖2).為了實現(xiàn)絕對的金屬靜密封,密封面上的金屬必須產(chǎn)生足夠的塑性流動,使得微觀泄漏通道被封堵,形成密封[14](圖3).密封面上的接觸壓力均值、接觸壓力均勻度與密封面寬度是保證可靠密封的重要參數(shù)[15-16],本文參考文獻(xiàn)[17]指出密封面的寬度不小于1.6 mm,并且該寬度上的接觸壓力不小于兩倍的材料屈服強(qiáng)度.同時,為實現(xiàn)密封面充分接觸,粗糙度應(yīng)不低于輪廓算數(shù)平均偏差(Ra)為3.2 μm的要求.

圖2　微觀表面圖

圖3　密封面示意圖

2.2密封臨界條件

由接觸力學(xué)性質(zhì)可知密封面上的接觸壓力分布如圖4所示.假設(shè)密封面寬度為LAD,連接器形成可靠密封的臨界條件為:

式中LAB表示A點到B點的密封面寬度,mm;LCD表示C點到D點的密封面寬度,mm;pB表示B點的接觸壓力,MPa;pC表示C點的接觸壓力,MPa; σS表示管道材料的屈服強(qiáng)度,MPa.

圖4　接觸壓力分布示意圖

2.3臨界彈性接觸壓力

由密封設(shè)計要求可知,密封環(huán)材料的屈服強(qiáng)度大于管道材料的屈服強(qiáng)度,這樣既能保證整體的機(jī)械強(qiáng)度,又能使得密封面金屬產(chǎn)生塑性流動.塑性變形只發(fā)生在表面,密封環(huán)與管道基本處于彈性變形,密封面的徑向位移相對于兩物體的幾何尺寸較小.因此,可將密封環(huán)與管道的相互擠壓簡化為剛性平?jīng)_頭壓入半無限體,由接觸力學(xué)可得密封面上彈性接觸壓力p(x)的分布函數(shù)為:

式中F表示總法向作用力,N;a表示密封面寬度的一半,mm,a = LAD/2;x表示密封面上一點到中心的距離, mm.當(dāng)密封面上彈性接觸壓力p(x)的分布滿足臨界條件(1)時,該接觸壓力為臨界彈性接觸壓力p0(x).

2.4臨界彈塑性接觸壓力均值

當(dāng)密封面上的接觸壓力大于管道材料的屈服強(qiáng)度時,金屬發(fā)生彈塑性變形,在相同的應(yīng)變條件下,完全彈性假設(shè)的情況下求解的接觸壓力值大于實際彈塑性情況下求解的接觸壓力值.由低碳鋼材料壓縮實驗可知,在壓縮初期,應(yīng)力應(yīng)變具有較好的雙線性特性.假設(shè)彈性階段直線方程為σt=ktεt,其中σt表示應(yīng)力,MPa;kt表示彈性比例系數(shù),MPa;εt表示應(yīng)變;彈塑性階段直線方程為σts=ktsεts+σ0,其中σts表示應(yīng)力,MPa;kts表示彈塑性比例系數(shù),MPa; εts表示應(yīng)變;σ0表示應(yīng)力常數(shù),MPa.密封面上臨界彈塑性接觸壓力為:

直線方程σt=ktεt表示彈性變形階段方程,通過最小二乘法原理計算參數(shù)kt,其表達(dá)式為:

式中n表示彈性變形階段實驗采樣點數(shù);σi、εi分別表示第i個采樣點處的應(yīng)力與應(yīng)變,MPa.

直線方程σts=ktsεts+σ0為彈塑性變形階段方程,通過最小二乘法原理計算參數(shù)kts、σ0,其表達(dá)式分別為:

式中m表示彈塑性變形階段實驗采樣點數(shù);σj、εj分別表示第j個采樣點處的應(yīng)力與應(yīng)變,MPa.

2.5219 mm連接器臨界彈塑性接觸壓力均值

連接器的材料為Q345,屈服強(qiáng)度為345 MPa;管道材料為20號鋼,屈服強(qiáng)度為235 MPa;管道外徑為219 mm,壁厚為9.5 mm.根據(jù)密封臨界條件、連接器使用壽命和夾緊力等因素,確定密封環(huán)寬度LAD=3 mm,B點坐標(biāo)為x=0.8 mm,C點坐標(biāo)為x=2.2 mm,當(dāng)式(2)滿足臨界條件(1)時,可得F =1 957.8 N.表1為管道材料壓縮實驗數(shù)據(jù),求解4組實驗數(shù)據(jù)的均值,帶入式(5)、(6),可求出:kt= 6 722 MPa、kts=2 472 MPa、σ0=162.9 MPa.由式(2)、(3)、(4)可得219 mm連接器臨界彈塑性接觸壓力均值為370 MPa.

表1　管道材料壓縮實驗數(shù)據(jù)表

3　優(yōu)化設(shè)計

3.1優(yōu)化模型分析

連接器通過主、次密封環(huán)實現(xiàn)密封,因而在設(shè)計時需要同時考慮兩密封面的密封性能,屬于多目標(biāo)優(yōu)化范圍.主、次密封環(huán)與管道外壁之間的初始間隙為1.4 mm,連接器與管道連接完成后,幾何形狀、約束情況和邊界條件關(guān)于管道軸線對稱.因此采用軸對稱模型進(jìn)行數(shù)值仿真.運(yùn)用APDL語言對連接器進(jìn)行參數(shù)化建模,采用MOGA方法對其進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計.

3.1.1約束變量

采用4個約束變量,分別為主、次密封面上的接觸壓力均值(pzhu和pci)與最大塑性應(yīng)變(SBzhu,和SBci).接觸壓力均值應(yīng)大于pAD≈370 MPa;在外載荷或溫度的作用下,過大的塑形應(yīng)變易造成連接器的泄漏,因此應(yīng)限制密封面上的塑性變形.

3.1.2設(shè)計變量

分析主、次密封環(huán)的結(jié)構(gòu)尺寸,初步選擇9個結(jié)構(gòu)尺寸作為設(shè)計變量(圖5),分別為:主偏距(PJ1),次偏距(PJ2),主過盈量(GY1),次過盈量(GY2),環(huán)間距(JJ3),主過度半徑(R1、R2),次過度半徑(R3、R4).偏距可控制接觸壓力方差的大小,過盈量影響接觸壓力均值,環(huán)間距調(diào)節(jié)主、次密封環(huán)之間的相互影響,過度半徑間接影響最大塑性應(yīng)變.

圖5　設(shè)計變量原理圖

3.1.3目標(biāo)函數(shù)

選擇主、次密封面上接觸壓力方差(S2zhu和S2ci)作為目標(biāo)函數(shù).接觸壓力方差越小,接觸均勻程度越高,密封性能越高.

3.2靈敏度分析

在上述連接器的結(jié)構(gòu)分析中,通過設(shè)計經(jīng)驗暫時確定9個結(jié)構(gòu)尺寸作為設(shè)計變量.如果直接進(jìn)行9變量的多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計,有可能對密封性能無關(guān)的結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行迭代計算,擴(kuò)大了設(shè)計空間,降低了設(shè)計精度.在多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計之前,首先通過ANSYS Workbench模塊對結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行靈敏度分析,確定對目標(biāo)函數(shù)、約束變量影響大的尺寸參數(shù)作為設(shè)計變量.

圖6為9個設(shè)計變量與目標(biāo)函數(shù)、約束變量的靈敏度關(guān)系圖.由分析可知,結(jié)構(gòu)尺寸R1、R2、 R3、 R4對、、、、SB、SB的靈敏度均為0,zhuci

因此對連接器的密封性能沒有影響.結(jié)構(gòu)尺寸PJ1、PJ2、GY1、GY2、JJ3對、、、、SBzhu、SBci2123

均有不同程度的影響.因此,在對連接器進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計時,可采用5個設(shè)計變量.

3.3優(yōu)化結(jié)果

圖7為2個目標(biāo)函數(shù)(S2zhu和S2ci)解空間分布圖.初始種群的100個設(shè)計點在目標(biāo)函數(shù)解空間里分布比較分散;第1次迭代后,目標(biāo)函數(shù)有減小的趨勢;第11次迭代后,2個目標(biāo)函數(shù)具有明顯的減小,并且聚合在一個較小的結(jié)果空間里;第21次迭代后,結(jié)果與第11次迭代結(jié)果非常接近,迭代計算收斂, S2zhu和S2ci均較小,符合最初的設(shè)計目標(biāo).

圖8為第21次迭代收斂后給出的50組目標(biāo)函數(shù)的設(shè)計點.設(shè)計點可分為3類:①較大和較小;②較小和較大;③與相當(dāng).設(shè)計連接器時,主、次密封面的接觸均勻程度均較高,才能保證2個密封面具有較好的密封性能,因此應(yīng)選擇S2zhu與S2ci均較小的設(shè)計點(如圖8中的箭頭所指的綠色設(shè)計點),其中,S2zhu=8 920.5 MPa2,S2ci=7 238.9 MPa2.

圖6　設(shè)計變量靈敏度分布圖

圖7　主、次密封面接觸壓力方差解空間分布圖

圖8　主、次密封面接觸壓力方差最優(yōu)設(shè)計點群分布圖

圖9　主密封面接觸壓力均值解空間分布圖

圖10 次密封面接觸壓力均值解空間分布圖

圖9、10為約束變量(pzhu和pci)解空間分布圖.第1次迭代空間里出現(xiàn)小于pAD≈370 MPa的設(shè)計點,在這些設(shè)計點處接觸壓力均值較小,密封面上的金屬不能發(fā)生充分的塑性流動,密封性能較低.初始的12次迭代內(nèi),解空間較分散,隨著迭代步數(shù)的增加,和聚集在較小的范圍內(nèi),并在第21次迭代處收斂.在最優(yōu)設(shè)計點處,=384.6 MPa,=413.9 MPa,滿足設(shè)計要求.

圖11、12為約束變量(SBzhu和SBci)解空間分布圖.第1次迭代空間里出現(xiàn)大于最大塑性應(yīng)變0.2的設(shè)計點,在這些設(shè)計點處密封面發(fā)生嚴(yán)重的塑性變形,剛度和彈性較低,在外載荷的作用下密封容易被破壞.隨著迭代步數(shù)的增加,SBzhu和SBci均小于約束上限值,并在第21次迭代處收斂.在最優(yōu)設(shè)計點處,SBzhu=0.194 9,SBci=0.139 3,滿足設(shè)計要求.

圖11　主密封面最大塑性應(yīng)變解空間分布圖

圖12　次密封面最大塑性應(yīng)變解空間分布圖

3.4管道徑向位移

圖13為管道徑向收縮位移云圖.主、次密封環(huán)之間的管段徑向位移大于兩側(cè)的管道徑向位移,最大值出現(xiàn)在主密封環(huán)附近,約為1.89 mm.圖14為連接器剖切視圖,紅色方框內(nèi)部區(qū)域為管道在主、次密封環(huán)徑向收縮作用下內(nèi)表面的變形,與有限元仿真結(jié)果吻合.通過有限元仿真與管道內(nèi)壁的觀察,管壁未發(fā)生明顯的徑向塑性變形,因此在內(nèi)壓與外載荷作用下,具有大的回彈量,可維持密封面上的接觸壓力,提高連接器的可靠性.

圖13　管道徑向位移云圖

圖14　管道內(nèi)表面變形圖

4　優(yōu)化前后連接器對比試驗

4.1水壓試驗

連接器設(shè)計的極限內(nèi)壓為18 MPa.對優(yōu)化前后的連接器分別進(jìn)行了水壓試驗,比較2類連接器承受極限水壓的能力.水壓試驗裝置包括連接器、盲端管道、液壓表、截止閥、手動水壓泵和溫度計等.該試驗在室溫20 ℃下進(jìn)行,其步驟為:①組裝水壓試驗平臺,排空試件內(nèi)的氣體;②每隔5 min增加2 MPa內(nèi)壓,關(guān)閉截止閥;③保壓期間,觀察液壓表指數(shù)有無變化.若連接器增壓到某壓力時,壓力表指數(shù)開始變小,此時壓力表示數(shù)為該連接器能承受的極限水壓.

表2為深海管道連接器水壓試驗結(jié)果.優(yōu)化之后的連接器極限水壓均大于設(shè)計極限壓力18 MPa,其中第2組與第5組連接器分別在極限壓力處發(fā)生泄漏;優(yōu)化之前連接器只有第5組極限壓力大于18 MPa,并且5組連接器的極限水壓值變化較大,該變化是由于管道參數(shù)變化引起的.管道參數(shù)變化直接影響密封面接觸壓力均值和方差,導(dǎo)致密封面不能充分接觸,密封被破壞.試驗結(jié)果表明:優(yōu)化之后的連接器密封能力有較大的提高.

表2　水壓試驗結(jié)果表

4.2拉伸試驗

由于優(yōu)化之前的連接器承受的極限水壓較低,所以只對優(yōu)化之后的連接器進(jìn)行拉伸實驗.實驗步驟為:①組裝拉伸試驗平臺,將連接器內(nèi)部水壓增加到工作壓力4.5 MPa,關(guān)閉截止閥;②每隔5 min軸向拉力緩慢增1.0X105N;③保壓期間,觀察液壓表指數(shù)有無變化.若連接器兩端拉力達(dá)到某值時,壓力表指數(shù)開始變小,此拉力為該連接器能承受的極限軸向拉力.

表3為深海管道連接器拉伸試驗結(jié)果.優(yōu)化之后的2組連接器在軸向拉力分別為8.0X105N和7.0X105N時,壓力表示數(shù)減小,發(fā)生泄漏.較大的軸向拉力破壞了連接器的密封面與夾持面,使得連接器發(fā)生失效.

表3　拉伸試驗結(jié)果表

5　常用海底管料連接分析

上述深海管道連接器是基于管道材料為20號鋼進(jìn)行的設(shè)計計算,針對海底常用的管道材料X52鋼、X60鋼、X65鋼和X70鋼,通過有限元方法分析該連接器的密封性能.

圖15為接觸壓力均值隨管材變化的分布圖.圖15表明主、次密封面上的pzhu與pci均大于370 MPa,且隨管道屈服強(qiáng)度的提高而增加,有利于金屬的塑性流動和密封面的形成.圖16為最大塑性應(yīng)變隨管材變化的分布圖.圖16表明主、次密封面上的SBzhu與SBci隨管道屈服強(qiáng)度的提高而增加,使得密封面上的微觀泄漏通道易被封堵,從而形成可靠的金屬靜密封.因此,設(shè)計的連接器可對工程實際應(yīng)用的管道實現(xiàn)可靠的密封.

圖15　接觸壓力均值隨管材變化的分布圖

圖16　最大塑性應(yīng)變隨管材變化的分布圖

6　結(jié)論

1)推導(dǎo)出臨界彈塑性接觸壓力均值的表達(dá)式,得出219 mm連接器臨界彈塑性接觸壓力均值為370 MPa.

3)試驗結(jié)果表明:優(yōu)化之后的連接器承受水壓能力大于設(shè)計極限水壓18 MPa,承受軸向拉力大于7.0X105N,驗證了連接器設(shè)計方法的正確性.

4)隨著管道材料屈服強(qiáng)度的增加,密封面上的接觸壓力均值與最大塑性應(yīng)變均變大,可提高連接器的密封性能,對工程實際應(yīng)用的管道實現(xiàn)可靠的密封.

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(修改回稿日期 2016-05-12 編 輯 何 明)

Sealing mechanism and multi-objective optimization of deepwater pipeline connectors

Wang Liquan, Wei Zongliang
(College of Mechanical and Electronic Engineering, Harbin Engineering Uniνersity, Harbin, Heilongjiang 150001, China)

NATUR. GAS IND. VOLUME 36, ISSUE 8, pp.116-123, 8/25/2016. (ISSN 1000-0976; In Chinese)

The structural parameters of a deepwater pipeline connector have a direct effect on its sealing performance, so it is of great significance to analyze the sealing mechanism of the connector and optimize its structural parameters. Firstly, the sealing mechanism of static metal contact was analyzed, and the critical condition for the formation of reliable seal in the connector was established. Secondly, the formula for calculating the mean critical elastic-plastic contact pressure was derived according to contact mechanics. And based on the formula, the critical value of the connector with 219 mm in external diameter was calculated to be 370 MPa. Thirdly, the sensitivity analysis was performed on the structural parameters of the connector by using ANSYS Parametric Design Language (APDL), and five key parameters affecting its sealing performance were confirmed. Fourthly, the connector was optimized and designed by using the Multi-Objective Genetic Algorithm (MOGA) with the contact pressure variances on major and minor sealing surfaces as two objectives, and the mean contact pressure and maximum plastic strain on them as constraint variants. It is shown that after the optimization design, the contact pressure variances decrease significantly, the mean contact pressure is higher than 370 MPa, and the plastic strain is small. Finally, water pressure and tension tests were performed on the deepwater pipeline connector before and after optimization. It is indicated that the bearable axial tension of the optimized connector is higher than 7.0X105N and its water pressure bearing capacity is higher than the designed ultimate pressure (18 MPa). This method provides a reference for the design of deepwater pipeline connectors of other sizes. Keywords: Deepwater oil and gas pipeline; Connector; Sealing mechanism; Critical condition; Contact pressure; Variance sensitivity; Multi-objective optimization design; Ultimate water pressure

10.3787/j.issn.1000-0976.2016.08.016

國家自然科學(xué)基金項目"新型海底管道卡壓式機(jī)械連接器密封機(jī)理與多目標(biāo)優(yōu)化研究"(編號:51279042).

王立權(quán),1957年生,教授,博士生導(dǎo)師;主要從事水下智能機(jī)械、仿生機(jī)器人系統(tǒng)和機(jī)電一體化技術(shù)的研究工作.地址:(150001)黑龍江省哈爾濱市南崗區(qū)南通大街145號哈爾濱工程大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院.電話:(0451)82589251,13936000513.ORCID: 0000-0002-6470-4889.E-mail: wangliquan@hrbeu.edu.cn

魏宗亮,1985年生,博士研究生;主要從事水下非焊接連接技術(shù)和機(jī)電一體化技術(shù)方面的研究工作.地址:(150001)黑龍江省哈爾濱市南崗區(qū)南通大街145號哈爾濱工程大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院.電話:18804627602.E-mail: weizongliang@hrbeu.edu.cn