李秀美, 陳國(guó)明, 李 偉, 張慎顏, 葛玖浩, 劉秀全

(中國(guó)石油大學(xué)海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心,山東青島 266580)

超深水水下分離器承壓性能數(shù)值分析與試驗(yàn)研究

李秀美, 陳國(guó)明, 李 偉, 張慎顏, 葛玖浩, 劉秀全

(中國(guó)石油大學(xué)海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心,山東青島 266580)

以中國(guó)自主設(shè)計(jì)制造的2 000 m超深水水下分離器為研究對(duì)象,基于圖算法和一致缺陷模態(tài)法分析分離器樣機(jī)極限承載能力;建立包含嵌入式接管子模型的水下分離器精細(xì)數(shù)值模型,研究馬鞍形焊縫應(yīng)力分布規(guī)律;設(shè)計(jì)高壓艙試驗(yàn)驗(yàn)證水下分離器樣機(jī)的物理承壓能力,并對(duì)比分析高壓艙試驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值計(jì)算結(jié)果。研究表明:水下分離器樣機(jī)失穩(wěn)模式為塑性失穩(wěn),下放工況應(yīng)該主要評(píng)估其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度;接管馬鞍形焊縫的鞍點(diǎn)和冠點(diǎn)以及N1接管焊縫的角度φ為45°和135°位置為應(yīng)力特征點(diǎn);試驗(yàn)樣機(jī)在高壓艙試驗(yàn)過(guò)程中整體應(yīng)力水平處于線彈性變形階段,能夠滿足2 000 m水深的承壓強(qiáng)度要求,模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

超深水水下分離器; 嵌入式接管; 子模型; 馬鞍形焊縫; 高壓艙試驗(yàn)

深水水下分離器可在海底完成氣液分離和油水分離,有效解決深海油氣生產(chǎn)帶來(lái)的流動(dòng)安全保障與經(jīng)濟(jì)效益的平衡問(wèn)題。深水水下分離器在下放到目標(biāo)水深海域時(shí),承受超高外壓載荷,須評(píng)估承壓結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和穩(wěn)定性。由于深水水下分離器這種厚壁短圓筒結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性失穩(wěn)所需的外壓極大，承重結(jié)構(gòu)強(qiáng)度是否滿足要求成為評(píng)估重點(diǎn)。目前,深水水下承壓殼體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的研究大都不考慮殼體接管的影響,將模型簡(jiǎn)化成筒體結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析,最常見(jiàn)的簡(jiǎn)化形式為海底承壓管道。Urthaler等[1]分析了深水水下承壓結(jié)構(gòu)的薄膜應(yīng)力、軸向應(yīng)力和徑向應(yīng)力分布特點(diǎn)。An等[2]建立了包含一種新型夾層材料的深水海底夾層管道的有限元模型,分析該承壓結(jié)構(gòu)在外壓和縱向彎曲載荷下的極限強(qiáng)度。Li[3]、Netto[4]、Lee[5]等采用數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)方法分析了含腐蝕缺陷的海底管道承壓結(jié)構(gòu)的剩余強(qiáng)度。Zheng等[6]研究了帶有凹陷的單壁管和管中管結(jié)構(gòu)在外壓載荷下強(qiáng)度問(wèn)題;深水水下分離器在海底完成油氣水三相分離,接管是不可忽略的功能性結(jié)構(gòu),為典型的嵌入式接管。將水下分離器承壓殼體簡(jiǎn)化成筒體難以獲得典型多接管承壓結(jié)構(gòu)的應(yīng)力特征。嵌入式接管環(huán)焊縫為復(fù)雜的、大直徑開(kāi)孔的馬鞍形焊縫,這種焊縫造成管內(nèi)外變形增大從而加劇了焊縫處的應(yīng)力集中,是整個(gè)超深水水下分離器殼體結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)。Choo等[7]采用極限分析方法研究了外壓載荷下復(fù)合夾層結(jié)構(gòu)接管和容器相交區(qū)域的強(qiáng)度。葛玖浩等[8]建立多接管水下分離器數(shù)值模型,分析了接管參數(shù)對(duì)整體承壓結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布的影響。李志剛等[9]采用有限元分析方法校核了1 500 m水下分離器的總體塑性變形,但未對(duì)測(cè)點(diǎn)的選取進(jìn)行科學(xué)論證。上述文獻(xiàn)從不同角度開(kāi)展多接管承壓結(jié)構(gòu)整體強(qiáng)度分析研究,但考慮包含馬鞍形焊縫的嵌入式接管結(jié)構(gòu),并從“數(shù)?！焙汀拔锬！苯嵌认到y(tǒng)研究2 000 m超深水水下分離器結(jié)構(gòu)應(yīng)力響應(yīng)方面的文獻(xiàn)未見(jiàn)報(bào)道。鑒于此,筆者以中國(guó)自主設(shè)計(jì)的2 000 m超深水水下分離器為研究對(duì)象,在分析其極限承載能力的基礎(chǔ)上,確定下放工況應(yīng)該主要考慮承壓結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度問(wèn)題,設(shè)計(jì)高壓艙試驗(yàn)驗(yàn)證分離器樣機(jī)的承壓性能。

1 水下分離器極限承載能力分析

1.1 圖算法

GB 150《壓力容器》規(guī)定:外壓厚壁容器必須首先評(píng)估其穩(wěn)定性,然后再進(jìn)行承壓結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的校核。作為GB 150外壓容器設(shè)計(jì)的推薦做法,圖算法可以避開(kāi)Mises公式求解臨界壓力的繁瑣計(jì)算,不受彈性失穩(wěn)和彈塑性失穩(wěn)條件的限制,通過(guò)查圖即可獲得外壓容器的失穩(wěn)臨界壓力。圖算法首先通過(guò)承壓結(jié)構(gòu)的幾何參數(shù)在外壓應(yīng)變系數(shù)A曲線中確定系數(shù)A,然后通過(guò)系數(shù)A在外壓應(yīng)力系數(shù)B曲線中確定系數(shù)B;由于目標(biāo)水下分離器樣機(jī)屬于典型的厚壁容器,最后按照下式計(jì)算臨界失穩(wěn)壓力pcr[10]:

其中

(1)

目標(biāo)水下分離器筒體長(zhǎng)度為6 000 mm,內(nèi)徑為1 200 mm,有效厚度為85 mm,兩端采用半球形封頭封閉。根據(jù)GB 150圖4-1得到計(jì)算長(zhǎng)度L為筒體的總長(zhǎng)度加上每個(gè)凸形封頭曲面深度的1/3，其值為6 457 mm,由GB 150圖4-2查得系數(shù)A=4.5×10-2,由GB 150圖4-6查得系數(shù)B=216 MPa,最終根據(jù)式(1)得到目標(biāo)水下分離器的臨界失穩(wěn)壓力pcr=49.9 MPa。

1.2 一致缺陷模態(tài)法

圖算法是以不含接管的外壓筒體為分析對(duì)象,計(jì)算得到的臨界失穩(wěn)壓力未考慮目標(biāo)水下分離器接管的影響。一致缺陷模態(tài)分析方法以數(shù)值分析軟件建立的實(shí)體有限元模型為基礎(chǔ),在外壓容器穩(wěn)定性評(píng)估領(lǐng)域得到廣泛運(yùn)用。該方法認(rèn)為一階屈曲模態(tài)代表結(jié)構(gòu)最不利的幾何形狀偏差,體現(xiàn)了結(jié)構(gòu)失穩(wěn)時(shí)的形態(tài),分析時(shí)將特征值屈曲分析得到一階模態(tài)乘以一個(gè)系數(shù)模擬承壓結(jié)構(gòu)的初始幾何缺陷[11],并進(jìn)行非線性屈曲分析求得臨界失穩(wěn)壓力。

參照文獻(xiàn)[8]建立水下分離器樣機(jī)整體有限元模型,進(jìn)行特征值屈曲分析得到的一階屈曲模態(tài)如圖1所示,一階特征屈曲壓力p1=160.98 MPa?；诓牧侠硐霃椝苄岳碚摵蛶缀未笞冃卫碚?進(jìn)行非線性屈曲分析得到筒體典型位置處的載荷-位移曲線如圖2所示。由圖1可知,分離器樣機(jī)失穩(wěn)時(shí),整體承壓結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)接管兩側(cè)筒體向內(nèi)凹陷、失穩(wěn)波數(shù)n=2的變形。圖2中的載荷度α表示外壓載荷和一階特征屈曲壓力p1的比值,由圖2可知,當(dāng)載荷度為0.343時(shí),殼體結(jié)構(gòu)位移出現(xiàn)“無(wú)窮大”變化趨勢(shì),承壓結(jié)構(gòu)失穩(wěn),失穩(wěn)極限載荷pcr=55.2 MPa,大于圖算法分析得到的臨界載荷,GB 150圖算法分析結(jié)果相對(duì)保守。

由經(jīng)典厚壁圓筒應(yīng)力分析理論可知,目標(biāo)水下分離器在臨界失穩(wěn)壓力作用下發(fā)生塑性失穩(wěn),在外壓達(dá)到該臨界壓力之前,水下分離器首先出現(xiàn)塑性變形。目標(biāo)水下分離器下放工況所承受的最大外壓為20 MPa,遠(yuǎn)小于圖算法和一致缺陷模態(tài)法分析得到的臨界失穩(wěn)壓力,那么在該壓力下分離器殼體結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度是否滿足要求是亟需解決的問(wèn)題。水下分離器樣機(jī)筒體和嵌入式接管之間的馬鞍形焊縫是整個(gè)承壓結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié),須建立包含嵌入式接管的精細(xì)數(shù)值模型進(jìn)行分析。

圖1 水下分離器一階屈曲模態(tài)Fig.1 First order buckling mode of subsea separator prototype

圖2 筒體典型位置載荷-位移曲線Fig.2 Load-displacement curve of typical position in shell

2 嵌入式接管子模型分析

子模型技術(shù)又稱“切割邊界位移”技術(shù),基于圣維南原理,在獲得局部精確解的前提下,同時(shí)不增加整體模型復(fù)雜性和計(jì)算量,是有效的工程分析方法[12-13]。采用子模型技術(shù)分析水下分離器結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的基本做法是:建立并分析整體模型(較為粗糙的模型,忽略倒角、焊縫等一些細(xì)節(jié)特征),采用切割邊界的方法,把模型局部區(qū)域從整體模型中分割出來(lái),整體模型在切割邊界上的計(jì)算位移作為子模型的位移邊界條件,然后對(duì)該局部區(qū)域細(xì)化網(wǎng)格計(jì)算,最后驗(yàn)證切割邊界的合理性。

2.1 水下分離器整體模型分析

圖3 水下分離器整體有限元模型分析結(jié)果Fig.3 Analysis result of subsea separator overall finite model

2.2 嵌入式接管子模型分析

以N1接管為例,嵌入式接管的子模型如圖4所示。馬鞍形焊縫在PRO/E中通過(guò)等厚掃描切割后經(jīng)過(guò)變截面掃描生成[14],將生成的接管模型導(dǎo)入ANSYS中進(jìn)行網(wǎng)格劃分。整個(gè)子模型單元均為六面體SOLID95單元,焊縫處網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化,筒體厚度方向有8層單元。子模型單元數(shù)量接近50 000,節(jié)點(diǎn)數(shù)量超過(guò)210 000,具有較高精度。將整體模型插值提供的邊界條件施加到子模型中,并施加和整體模型一樣的載荷約束條件。焊縫經(jīng)過(guò)消氫處理和消除熱應(yīng)力熱處理,不考慮熱影響區(qū)材料性能的改變。N1接管子模型Mises應(yīng)力如圖5所示,接管應(yīng)力最大值仍然處在內(nèi)壁與筒體相交的位置,倒角的存在明顯減弱了接管和筒體處的應(yīng)力集中。焊縫應(yīng)力沿焊縫方向分布不均勻,在鞍點(diǎn)處出現(xiàn)應(yīng)力極小值。

圖4 N1接管子模型Fig.4 Submodel of nozzle N1

圖5 N1接管子模型Mises等效應(yīng)力云圖Fig.5 Mises stress nephogram of nozzle N1 submodel

采用路徑映射技術(shù)[15]得到馬鞍形焊縫焊趾處應(yīng)力隨角度φ變化曲線如圖6所示,角度φ轉(zhuǎn)向定義為冠點(diǎn)逆時(shí)針至鞍點(diǎn)方向。由圖6可知,應(yīng)力沿焊縫方向分布不均勻,存在明顯的波峰和波谷。在冠點(diǎn)和鞍點(diǎn)出現(xiàn)應(yīng)力極小值,在φ為45°和135°對(duì)稱位置附近出現(xiàn)應(yīng)力極大值,這些位置是N1接管馬鞍形焊縫的應(yīng)力特征點(diǎn)。左波峰應(yīng)力極值大于右波峰,這是由于施加了軸向的加速度導(dǎo)致的。

為驗(yàn)證切割邊界的準(zhǔn)確性,定義如圖4所示的三條切割路徑。在整體模型中定義相同的切割路徑,進(jìn)行路徑插值比對(duì),結(jié)果如圖7所示。整體模型和子模型切割邊界上應(yīng)力分布基本一致,可以認(rèn)為切割邊界的選取基本合適。

圖6 N1接管馬鞍形焊縫焊趾應(yīng)力分布Fig.6 Stress distribution at saddle-shape weld toe of nozzle N1

圖7 N1接管切割邊界路徑應(yīng)力分布對(duì)比Fig.7 Stress distribution comparison of cutting paths of nozzle N1

圖8 其他接管馬鞍形焊縫焊趾應(yīng)力分布Fig.8 Stress distribution at saddle-shape weld toe of other nozzles

由圖8可知,其他接管的應(yīng)力分布規(guī)律大致相同,接管位置對(duì)馬鞍形焊縫應(yīng)力分布基本沒(méi)有影響,兩個(gè)應(yīng)力波峰向鞍點(diǎn)漂移,最終在鞍點(diǎn)處合并成一個(gè)應(yīng)力波峰,應(yīng)力波谷消失,應(yīng)力特征點(diǎn)只有兩個(gè)冠點(diǎn)和一個(gè)鞍點(diǎn)。

3 水下分離器高壓艙試驗(yàn)研究

2 000m超深水水下分離器樣機(jī)接管采用法蘭密封,全部焊縫經(jīng)過(guò)X射線探傷檢測(cè)后未發(fā)現(xiàn)缺陷。為驗(yàn)證水下分離器樣機(jī)下放工況下物理承壓結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和本文建立的精細(xì)數(shù)值模型的精度,在中船重工第七O二研究所水下工程結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室進(jìn)行高壓艙試驗(yàn)。

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

(1) 試驗(yàn)裝置。

水下分離器高壓艙試驗(yàn)主要結(jié)構(gòu)如圖9所示。

圖9 水下分離器高壓艙試驗(yàn)裝置Fig.9 Hyperbaric chamber experiment device of subsea separator prototype

由于試驗(yàn)樣機(jī)總長(zhǎng)度超出壓力筒內(nèi)徑,不能將試件水平放入壓力筒內(nèi),為此定做吊耳和裙座以便于模型的吊裝及保護(hù)。水泵打壓形成試驗(yàn)壓力,應(yīng)變及壓力數(shù)據(jù)由UCAM-70A數(shù)字測(cè)量系統(tǒng)采集,現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)情況如圖10所示。

(2)測(cè)點(diǎn)布置方案。

水下分離器承壓結(jié)構(gòu)的基本構(gòu)件為筒體和封頭,測(cè)點(diǎn)須涵蓋封頭、筒體的典型位置。封頭和筒體連接處存在較大邊緣應(yīng)力,需要設(shè)置測(cè)點(diǎn)捕捉該位置的應(yīng)力特征。由整體有限元模型分析結(jié)果可知,接管外壁和支座應(yīng)力水平較低,分離器外壁最大應(yīng)力出現(xiàn)在墊板位置,墊板位置為應(yīng)力特征點(diǎn),須布置測(cè)點(diǎn)。接管子模型分析結(jié)果顯示,N1接管馬鞍形焊縫的應(yīng)力特征點(diǎn)為冠點(diǎn)、鞍點(diǎn)以及φ=45°和135°的位置,其他接管馬鞍形焊縫應(yīng)力特征點(diǎn)為冠點(diǎn)和鞍點(diǎn)。為驗(yàn)證子模型切割邊界適用性,應(yīng)該在切割邊界設(shè)置測(cè)點(diǎn)。

試驗(yàn)前對(duì)貼片位置進(jìn)行打磨,打磨之后使用瞬干496膠水固定應(yīng)變片,最后使用南大703膠完成測(cè)點(diǎn)的密封。測(cè)量所用雙向直角應(yīng)變片編號(hào)以筒體軸向?yàn)閱翁?hào),周向?yàn)殡p號(hào),型號(hào)為BA120-2BB;所用三向直角應(yīng)變花編號(hào)以逆時(shí)針?lè)较驗(yàn)槠鹗?型號(hào)為BA120-2CA。水下分離器試驗(yàn)樣機(jī)測(cè)點(diǎn)布置方案如圖11所示,所有應(yīng)變片貼在外表面,總共設(shè)置115片,測(cè)點(diǎn)分布覆蓋數(shù)值分析得到的應(yīng)力特征點(diǎn):應(yīng)變片E1、E2為溫度補(bǔ)償片;E3-E9為封頭典型位置測(cè)點(diǎn);E11-E14用于測(cè)量筒體封頭過(guò)渡區(qū)的邊緣應(yīng)力;E80-E87為遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu)不連續(xù)處的筒體典型位置;E21/E22、E29/E30等測(cè)點(diǎn)位于子模型切割邊界;E108-E115分布在分離器墊板中心處;其余測(cè)點(diǎn)基本分布在嵌入式接管馬鞍形焊縫應(yīng)力特征位置;考慮到N1接管焊縫φ=45°和135°位置的對(duì)稱性,只布置一側(cè)的測(cè)點(diǎn)。

圖10 分離器樣機(jī)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)Fig.10 Field test of subsea separator prototype

圖11 水下分離器樣機(jī)貼片圖Fig.11 Patch figure of subsea separator prototype

(3)加卸載程序。

高壓艙試驗(yàn)載荷設(shè)計(jì)基于水下分離器下放到目標(biāo)水深這種最危險(xiǎn)工況:僅受20MPa外壓,內(nèi)壓為零。模型試驗(yàn)分3次加載,加載速率不大于0.5MPa/min。前兩次為預(yù)加載試驗(yàn),最高壓力為20MPa,加載程序同為:0→4→8→12→16→20→16→12→8→4→0 (MPa);每個(gè)階段穩(wěn)壓2min并進(jìn)行3次應(yīng)變測(cè)量,當(dāng)壓力升至20MPa時(shí),保壓20min并每5min進(jìn)行一次應(yīng)變測(cè)量。第3次為正式加載試驗(yàn),加壓過(guò)程不設(shè)置穩(wěn)壓臺(tái)階,緩慢加壓到設(shè)計(jì)壓力20MPa,每0.5MPa記錄數(shù)據(jù)1次;當(dāng)壓力升至20MPa時(shí),保壓20min并每5min進(jìn)行一次應(yīng)變測(cè)量;最后緩慢卸載外壓到0MPa,每0.5MPa記錄數(shù)據(jù)1次。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)過(guò)程中壓力穩(wěn)定良好,未出現(xiàn)異常響聲,試驗(yàn)結(jié)束后試件結(jié)構(gòu)未見(jiàn)明顯變形和局部屈曲失穩(wěn),法蘭管口未見(jiàn)泄漏。按要求在加卸載過(guò)程中對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行應(yīng)變測(cè)量并記錄相應(yīng)的壓力值,部分測(cè)點(diǎn)在加卸載過(guò)程中的應(yīng)變-壓力曲線如圖12所示(應(yīng)變單位為με,1με=10-6)。試驗(yàn)中水下分離器除測(cè)點(diǎn)E48以外的所有測(cè)點(diǎn)應(yīng)變-壓力關(guān)系曲線基本呈線性且卸載時(shí)回復(fù)良好,證明試驗(yàn)壓力內(nèi)各測(cè)點(diǎn)處的結(jié)構(gòu)變形處于材料彈性范圍內(nèi)。

測(cè)點(diǎn)在20 MPa下應(yīng)變測(cè)量值分布如圖13所示。所有測(cè)點(diǎn)均為壓應(yīng)變,封頭典型位置兩向應(yīng)變基本一致,筒體典型位置測(cè)點(diǎn)的環(huán)向應(yīng)變明顯大于軸向應(yīng)變,基本上成倍數(shù)關(guān)系,這些現(xiàn)象與理論相符。應(yīng)變最大值出現(xiàn)在分離器墊板位置(對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)為E112-E113處,沿圓周方向),這與數(shù)值分析得出的結(jié)論一致。測(cè)點(diǎn)軸向應(yīng)變值在E69和E105處發(fā)生突變,應(yīng)變值急劇減小,這是因?yàn)樵撎幫搀w內(nèi)部存在整流板,對(duì)筒體結(jié)構(gòu)有一定支撐能力,軸向應(yīng)變較小。

圖12 部分測(cè)點(diǎn)應(yīng)變-壓力曲線Fig.12 Strain-pressure curves of some measure points

圖13 20 MPa下試驗(yàn)樣機(jī)應(yīng)變測(cè)量結(jié)果Fig.13 Strain measurement result of subsea separator prototype under 20 MPa

4 試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比分析

根據(jù)原型樣機(jī)貼片方案,考慮貼片位置誤差(環(huán)向±1°,軸向±5mm),在數(shù)值模型中提取與試驗(yàn)樣機(jī)相對(duì)應(yīng)的56個(gè)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變數(shù)據(jù)(焊縫處應(yīng)變結(jié)果從接管子模型中獲得)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析。

4.1 應(yīng)力特征點(diǎn)結(jié)果對(duì)比

筒體典型位置、N1接管以及其他接管馬鞍形焊縫應(yīng)力特征點(diǎn)結(jié)果對(duì)比如圖14所示。由圖14可知,由Lamé公式計(jì)算得到的筒體典型位置應(yīng)力理論解和模擬結(jié)果、試驗(yàn)結(jié)果基本一致,這說(shuō)明接管對(duì)遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu)不連續(xù)處的筒體應(yīng)力場(chǎng)影響很小,只會(huì)造成周圍應(yīng)力場(chǎng)的重新分布。接管馬鞍形焊縫模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果有較高一致性,高壓艙試驗(yàn)?zāi)軌虿蹲今R鞍形焊縫的應(yīng)力特征,測(cè)點(diǎn)布置方案合理。

4.2 總體誤差分析

數(shù)值模型總體誤差分析結(jié)果如圖15所示。由圖15可知,封頭、筒體典型位置以及大多數(shù)焊縫處模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,一小部分焊縫測(cè)點(diǎn)誤差在20%以上,測(cè)點(diǎn)E48和E9誤差在40%以上。模擬結(jié)果誤差在10%以內(nèi)的數(shù)據(jù)占75.22%,在20%以內(nèi)的數(shù)據(jù)占93.8%,焊縫區(qū)域平均誤差為7.27%,總體平均誤差為7.93%。這說(shuō)明本文中建立的數(shù)值模型具有較高的計(jì)算精度,屬于精確建模,其分析結(jié)果能夠準(zhǔn)確模擬典型焊接承壓結(jié)構(gòu)在外壓載荷下的應(yīng)力響應(yīng),可以指導(dǎo)水下分離器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和強(qiáng)度校核。

4.3 誤差原因分析

數(shù)值模型采用的是對(duì)稱結(jié)構(gòu),對(duì)稱位置的應(yīng)變結(jié)果相同,E108-E115測(cè)點(diǎn)處對(duì)稱位置試驗(yàn)結(jié)果不一致,這正說(shuō)明試驗(yàn)樣機(jī)在加工制造過(guò)程中引入誤差是不可避免的。從圖12中可知測(cè)點(diǎn)E48應(yīng)變-壓力曲線不成線性,且卸載回復(fù)效果較差,說(shuō)明該測(cè)點(diǎn)處應(yīng)變片測(cè)得數(shù)據(jù)可信度不高,造成模擬結(jié)果相對(duì)誤差較大。測(cè)點(diǎn)E9靠近封頭直線邊,封頭在沖壓成型過(guò)程中會(huì)造成局部減薄和厚度增加,在靠近直線邊封頭厚度增加量最大[16],在現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量中該處的厚度達(dá)到87mm以上,造成該測(cè)點(diǎn)處應(yīng)變減小。

5 結(jié) 論

(1) 首次提出的2 000m超深水水下分離器下放工況承壓性能評(píng)估方法在分析結(jié)構(gòu)極限承載能力的基礎(chǔ)上,確定了下放工況應(yīng)首先考慮結(jié)構(gòu)強(qiáng)度問(wèn)題。建立的精細(xì)數(shù)值模型及設(shè)計(jì)的高壓艙試驗(yàn)檢驗(yàn)了數(shù)模-物模一致性,數(shù)模結(jié)果指導(dǎo)物模試驗(yàn)設(shè)計(jì),物模試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)模精度。

(2)N1接管馬鞍形焊縫在φ=45°和φ=135°位置存在兩個(gè)應(yīng)力波峰,鞍點(diǎn)和冠點(diǎn)為應(yīng)力極小值位置;樣機(jī)接管位置不影響焊縫應(yīng)力分布,其他接管焊縫應(yīng)力分布相同,只在鞍點(diǎn)位置存在一個(gè)應(yīng)力波峰,冠點(diǎn)為應(yīng)力極小值位置。

(3)自主設(shè)計(jì)的超深水水下分離器整體應(yīng)力水平處于線彈性變形階段,能夠滿足下放危險(xiǎn)工況下的強(qiáng)度要求。模擬結(jié)果總體平均相對(duì)誤差為7.93%,數(shù)值模型具有較高精度。

[1] URTHALER Y, MCFARLANE R, BROOKES D. Effect of seawater pressure on the static and fatigue strength of subsea production equipment used in deepwater oil and gas fields: proceedings of the ASME Pressure Vessels and Piping Conference 2009, Czech republic[C]. Prague: American Society of Mechanical Engineers, 2010.

[2] AN C, CASTELLO X, OLIVEIRA A M, et al. Limit strength of new Sandwich Pipes with strain hardening cementitious composites (SHCC) core: finite element modelling: ASME 2012: 31st International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering, Rio de Janeiro[C]. Brazil: American Society of Mechanical Engineers, 2012.

[3] LI H, PAN X, REN H, et al. Study on the residual strength assessment method on corroded subsea pipeline based on reference stress method: proceedings of the 28th International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering 2009, Honolulu[C].Hawaii: American Society of Mechanical Engineers, 2009.

[4] NETTO T A, FERRAZ U S, BOTTO A. Residual strength of corroded pipelines under external pressure: a simple assessment: 6th International Pipeline Conference, Calgary[C]. Alberta: American Society of Mechanical Engineers, 2007.[5] LEE G H, POURARIA H, SEO J K, et al. Burst strength behaviour of an aging subsea gas pipeline elbow in different external and internal corrosion-damaged positions[J]. International Journal of Naval Architecture and Ocean Engineering, 2015,7(3):435-451.[6] ZHENG J, PALMER A, BRUNNING P, et al. Indentation and external pressure on subsea single wall pipe and pipe-in-pipe[J]. Ocean Engineering, 2014,83:125-132.

[7] CHOO Y S, HORNE M R, MONTAGUE P. Strength of intersections in composite sandwich vessels under external pressure: proceedings of the 1st International Offshore and Polar Engineering Conference[C]. International Society of Offshore and Polar Engineers (ISOPE), 1991.

[8] 葛玖浩,李偉,陳國(guó)明,等.2 000 m超深水水下分離器承壓結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析[J].石油機(jī)械,2015,43(2):60-64. GE Jiuhao, LI Wei, CHEN Guoming, et al. Strength analysis on bearing structure of subsea separator for 2 000 m ultra deepwater[J]. China Petroleum Machinery, 2015,43(2):60-64.

[9] 李志剛,劉培林,高杰,等.基于分析設(shè)計(jì)直接法的水下分離器結(jié)構(gòu)總體塑性變形校核[J].中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2013,37(3):137-140. LI Zhigang, LIU Peilin, GAO Jie, et al. Gross plastic deformation design check for subsea separator based on direct route method for design by analysis[J]. Journal of China University of Petroleum (Edition of Natural Science), 2013,37(3):137-140.

[10] 壓力容器: GB 150-2011[S].北京:中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社,2011.

[11] 鄧志軍,陳冰冰,鄭浣琪,等.外壓模擬計(jì)算中圓筒初始幾何偏差描述方法的研究[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2015,51(6):66-72. DENG Zhijun, CHEN Bingbing, ZHENG Huanqi, et al. Research on initial geometric deviation description for numerical simulation of cylindrical shells under external pressure[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2015,51(6):66-72.

[12] ARAI K, YODO K, OKADA H, et al. Ultra-large scale fracture mechanics analysis using a parallel finite element method with submodel technique[J]. Finite Elements in Analysis and Design, 2015,105:44-55.

[13] WANG H, LI A, HU R, et al. Accurate stress analysis on steel box girder of long span suspension bridges based on multi-scale submodeling method[J]. Advances in Structural Engineering, 2010,13(4):727-740.

[14] 陳永秋,白雪.帶鈍邊馬鞍形焊接坡口數(shù)控切割數(shù)學(xué)模型[J].焊接學(xué)報(bào),2010,31(7):91-94. CHEN Yongqiu, BAI Xue. Mathematical model for NC cutting saddle type of welding groove with edge[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2010,31(7):91-94.

[15] 陳團(tuán)海,陳國(guó)明.T型焊接管節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)數(shù)值分析[J].焊接學(xué)報(bào),2010,31(11):45-48. CHEN Tuanhai, CHEN Guoming. Numerical analysis on stress concentration factor of joints in welded T-tube[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2010,31(11):45-48.

[16] 夏春申,徐貴珍.厚壁半球封頭及大型中厚橢圓封頭沖壓工藝探討[J].壓力容器,1997(4):72-75. XIA Chunshen, XU Guizhen. A study on press of process for thick-walled hemispherical head and large-scale medium thick-walled elliptical head[J]. Pressure Vessel Technology, 1997(4):72-75.

(編輯 沈玉英)

Numerical analysis and experimental study on pressure bearing performance of ultra-deepwater subsea separator

LI Xiumei, CHEN Guoming, LI Wei, ZHANG Shenyan, GE Jiuhao, LIU Xiuquan

(CentreforOffshoreEngineeringandSafetyTechnologyinChinaUniversityofPetroleum,Qingdao266580,China)

With an independently designed 2 000 m subsea separator as the research object, the ultimate bearing capacity of the separator prototype was analyzed based on the nomography method and the conformable imperfection mode method. A fine subsea separator numerical model containing embedded nozzle submodel was established to explore the stress distribution of saddle-shape weld. A hyperbaric chamber experiment was designed to validate the pressure-bearing performance of the subsea separator, and the experiment data were compared with the simulation data. Research results indicate that the instability mode of the separator is plastic instability and the structural strength should be assessed in the installation condition. The stress-characteristic locations are at the coronal and saddle points for saddle-shape weld in all nozzles and in the position ofφ=45° andφ=135° for saddle-shape weld in nozzle N1. In the experiment, the overall stress level of the subsea separator is in an elastic deformation stage and the prototype can satisfy the pressure-bearing strength requirements at 2 000 m water depth. The numerical analysis results are highly consistent with the experimental results.

ultra-deepwater subsea separator; embedded nozzle; submodel; saddle-shape weld; hyperbaric chamber experiment

2016-04-22

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目(2013AA09A213)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng) (14CX06123A)；山東省自然科學(xué)基金聯(lián)合專項(xiàng)(ZR2014EL018)

李秀美(1989-)，男，博士研究生，研究方向?yàn)楹Ｑ蟪袎航Y(jié)構(gòu)完整性管理與評(píng)價(jià)。E-mail：lixiumei2006 @126.com。

陳國(guó)明(1962-)，男，教授，博士，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)楹Ｑ笥蜌夤こ碳把b備、油氣安全工程。E-mail: offshore@126.com。

1673-5005(2016)06-0126-09

10.3969/j.issn.1673-5005.2016.06.016

TE 58

A

李秀美,陳國(guó)明,李偉,等. 超深水水下分離器承壓性能數(shù)值分析與試驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2016,40(6):126-134.

LI Xiumei, CHEN Guoming, LI Wei, et al. Numerical analysis and experimental study on pressure bearing performance of ultra-deepwater subsea separator[J]. Journal of China University of Petroleum (Edition of Natural Science), 2016,40(6):126-134.