劉統(tǒng)亮 劉孔忠 杜宇成 魏行超 程寒生 戚 蒿 劉偉杰

(1.中海石油(中國)有限公司海南分公司 海南?？?570300； 2.中石油江漢機(jī)械研究所有限公司 湖北武漢 430024；3.中國海洋石油集團(tuán)有限公司 北京 100010)

水下生產(chǎn)系統(tǒng)是深水油氣田開發(fā)的重要模式之一。在深海環(huán)境中，水下生產(chǎn)系統(tǒng)中不同部件之間的連接主要通過水下連接器實(shí)現(xiàn)。采油樹鵝脖連接器作為水下生產(chǎn)系統(tǒng)的重要組成部分，其上部連接水下軟管，下部與水下結(jié)構(gòu)物，如采油樹、管匯和PLET等相連接，連接器結(jié)構(gòu)性能的好壞直接影響到整個水下生產(chǎn)系統(tǒng)的可靠性和安全性[1]。在實(shí)際工作過程中，鵝脖連接器在船上由吊車進(jìn)行提升吊裝，下放至深海構(gòu)建完整的水下生產(chǎn)系統(tǒng)[2-3]，因此惡劣的海洋環(huán)境對深水采油樹鵝脖連接器的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度提出了更高要求。

目前，許多學(xué)者對水下采油樹連接器展開了相關(guān)研究。OWENS J H[4]研究了采油樹井口連接器和井口頭之間的相對剛度，通過有限元和實(shí)驗(yàn)分析得出了金屬密封圈密封接觸應(yīng)力與密封錐面、接觸壓力和內(nèi)部介質(zhì)壓力之間的變化規(guī)律。SINGEETHAM S P等[5]以外徑為476.25 mm的水下采油樹井口系統(tǒng)為研究對象，以137.9 MPa壓力下的井口疲勞問題為研究目標(biāo)，利用仿真軟件對該工況下井口系統(tǒng)的疲勞性能進(jìn)行了測試。曹博 等[6]運(yùn)用ABAQUS有限元軟件，對深水連接器進(jìn)行三維模型動態(tài)仿真分析，得到了內(nèi)壓與連接器抗彎能力和抗扭能力的變化趨勢。程子云 等[7]以一種卡箍式水下采油樹節(jié)流閥連接器為例，分析了鎖緊工況下卡箍連接器的強(qiáng)度，得到了其整體應(yīng)力分布情況。曾威 等[8]以密封強(qiáng)度為評價(jià)指標(biāo)，分析了水下采油樹井口連接器密封圈密封性能隨預(yù)緊力、工作壓力和結(jié)構(gòu)參數(shù)變化的規(guī)律。

目前相關(guān)研究主要集中在水下采油樹井口連接器密封性能和抗拉、抗彎等方面，鮮有對采油樹鵝脖連接器進(jìn)行安全強(qiáng)度分析，也缺乏對其深海安裝情況的深入研究。本文以南海某1 500 m水深氣田使用的水下采油樹鵝脖連接器為研究對象，建立了其理想彈塑性有限元分析模型，并基于DNV極限安裝工況對鵝脖連接器深海安裝連接過程進(jìn)行了模擬仿真，得到了主要風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域；在此基礎(chǔ)上，根據(jù)ISO標(biāo)準(zhǔn)對其進(jìn)行了應(yīng)力集中驗(yàn)證分析，從而確保鵝管連接器整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足規(guī)范要求，進(jìn)而成功指導(dǎo)鵝脖連接器實(shí)際海上安裝，為整個氣田的順利投產(chǎn)提供了有力保障。

1 鵝脖連接器結(jié)構(gòu)及海上安裝過程

鵝脖連接器屬于連接跨接軟管和水下結(jié)構(gòu)物的一種立式連接器，由普通的立式連接器、鵝脖管道(包括轂、彎頭、彎管和接頭)和提升外框組合而成。該連接器一端通過轂連接立式連接器，另一端通過接頭與跨接軟管相連，既具備立式連接器易于連接的優(yōu)點(diǎn)，又能有效降低軟管在連接器上的載荷，因此被廣泛應(yīng)用于深海采油樹和結(jié)構(gòu)物之間的連接。

以南海某1 500 m水深氣田實(shí)際使用的鵝脖連接器為例，其主要由提升外框、鵝脖管道(包括轂、彎頭、彎管和接頭以及立式連接器等3部分組成(圖1)，其中提升外框和鵝脖管道兩者總質(zhì)量1.866 t，立式連接器總質(zhì)量3.234 t，提升外框頂部的吊耳用于吊裝、安裝和回收。該連接器上端的接頭通過Grayloc法蘭與內(nèi)徑為203.2 mm的生產(chǎn)用柔性軟管相連，下端的轂通過立式連接器與采油樹連接(圖2)，連接器各主要部件所用材料及相關(guān)參數(shù)見表1。

圖1 鵝管連接器結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 鵝脖連接器與水下采油樹連接示意圖

表1 南海某氣田鵝脖連接器各部件材料物理特性參數(shù)

水下采油樹鵝脖連接器在海上安裝時(shí)，軟管通過工程船上的張緊器進(jìn)行垂直下放，再與鵝脖連接器相連一起下放至海里，待軟管下放完成后，軟管末端通過張緊器后在月池上與另一個鵝脖連接器相連再進(jìn)行下放。為區(qū)別兩個連接器，首先下放的稱為首端連接器，后下放的稱為末端連接器。若軟管長度大于水深，則軟管末端連接器承受水深長度的軟管的載荷；若軟管管長度小于水深，則軟管末端連接器承受整條軟管和首端連接器的載荷，這兩種情況對于末端連接器都是最大載荷工況。軟管達(dá)到海底后，通過水下機(jī)器人(ROV)先將軟管一端的鵝脖連接器與采油樹進(jìn)行對接，再將軟管平鋪，之后將軟管另一端的鵝脖連接器與其他水下結(jié)構(gòu)物相連。

2 分析參數(shù)計(jì)算

2.1 載荷計(jì)算

基于DNV-OS-H205極限安裝工況[9]，對軟管末端鵝脖連接器下放安裝過程進(jìn)行分析；基于1 500 m水深工況，在軟管連接處施加230 t靜態(tài)極限載荷，受力分析如圖3所示。

圖3 南海某氣田軟管末端鵝脖連接器受力分析圖

基于DNV-OS-H205設(shè)計(jì)載荷和影響因素對提升外框負(fù)載力進(jìn)行計(jì)算：

Fd=W·DAF·γf·γc·γweight·g

(1)

式(1)中：Fd為提升外框的負(fù)載力，kN；W為提升外框和鵝脖管道的質(zhì)量，t；DAF為動態(tài)放大系數(shù)，取值為1.3；γf為載荷系數(shù)，取值為1.3；γc為結(jié)果系數(shù)(對于吊耳，取值為1.3；對于提升外框，取值為1.15)；γweight為不確定因素權(quán)變系數(shù)，取值為1.1；g為重力加速度，取值為9.81 m/s2。

提升外框在設(shè)計(jì)載荷下的吊索力(RSF)計(jì)算如下：

靜態(tài)負(fù)載力為

F=SWL·DAF·γf·γc·γweight·g

(2)

式(2)中：SWL為靜態(tài)負(fù)載，取值為230 t。代入相關(guān)參數(shù)可求得靜態(tài)負(fù)載力F=4 824 kN。

提升外框和鵝脖管道自重為

W=Wgfp·DAF·γf·γc·γweight·g

(3)

式(3)中：Wgfp為提升外框和鵝脖管道質(zhì)量，取值為1.866 t。代入相關(guān)參數(shù)可求得W=39 kN。

因此，作用在軟管接頭處的合力為

F+W=4 863 kN

(4)

立式連接器母頭處作用力為

T=Wterm·DAF·γf·γc·γweight·g

(5)

式(5)中：Wterm為立式連接器母頭質(zhì)量，取值為3.234 t。代入相關(guān)參數(shù)可求得T=68 kN。

同樣基于DNV-OS-H205極限安裝工況，對軟管首端鵝脖連接器進(jìn)行分析，在上述載荷條件下計(jì)算得到鵝脖連接器接頭處的載荷為：張緊力Ft=32.4 kN，剪切力Fs=0 kN，彎矩Mb=17.17 kN·m。受力分析如圖4所示。

圖4 南海某氣田軟管首端鵝脖連接器承受的載荷

根據(jù)DNV-OS-H205標(biāo)準(zhǔn)，此工況下設(shè)計(jì)載荷系數(shù)f計(jì)算公式為

f=DAF·γf·γc·γweight

(6)

代入相關(guān)參數(shù)可求得f=2.13 785

因此，在此設(shè)計(jì)載荷下施加的鵝脖連接器首端接頭處所受到張緊力為：Ft×f=32.4×2.13 785≈69.3 kN，剪切力為：Fs×f=0×2.13 785=0 kN，彎矩為：Mb×f=17.17×2.13 785≈36.7 kN·m。

2.2 強(qiáng)度評價(jià)指標(biāo)

2.2.1許用應(yīng)力

對于塑性材料如不銹鋼，多發(fā)生屈服失效，根據(jù)第四強(qiáng)度理論[10]，使用Von Mises應(yīng)力作為失效判定準(zhǔn)則，其計(jì)算公式為：

(7)

式(7)中：σ為Von Mises應(yīng)力，MPa；σ1、σ2、σ3分別為第一、第二和第三主應(yīng)力，MPa。

設(shè)計(jì)載荷下的許用應(yīng)力[σ]計(jì)算公式為：

[σ]=SMYS/γm

(8)

式(8)中：SMYS為屈服強(qiáng)度，MPa；γm為材料安全系數(shù)，由DNV-OS-H102規(guī)范可知，鋼結(jié)構(gòu)材料安全系數(shù)γm=1.15。

若σ≤[σ]，則認(rèn)為材料強(qiáng)度符合安全要求。

2.2.2應(yīng)力集中驗(yàn)證

根據(jù)ISO 13628-7標(biāo)準(zhǔn)，對應(yīng)力集中區(qū)域進(jìn)行驗(yàn)證，即驗(yàn)證該處高應(yīng)力只集中在此區(qū)域而不影響整體的強(qiáng)度[11-12]。根據(jù)該標(biāo)準(zhǔn)，需在彈塑性分析中以設(shè)計(jì)載荷下的1.5倍附加安全(載荷)系數(shù)進(jìn)行評估,導(dǎo)致全局失效的載荷(全局標(biāo)準(zhǔn))為2%主應(yīng)變,導(dǎo)致局部失效的負(fù)載(局部標(biāo)準(zhǔn))的計(jì)算公式為：

εpeq≤min[0.1,0.5×(1-σy/σu)]

(9)

式(9)中：εpeq為等效塑性應(yīng)變；σy為屈服強(qiáng)度，MPa；σu為極限抗拉強(qiáng)度，MPa。

基于式(9)，鵝脖連接器有限元模型中使用材料的等效塑性應(yīng)變最大值εpeq見表2。

表2 南海某氣田鵝脖連接器允許最大等效塑性應(yīng)變εpeq(局部標(biāo)準(zhǔn))

3 有限元模型建立

3.1 有限元模型

基于上述工況和載荷條件，采用ABAQUS建立鵝管連接器有限元分析模型時(shí)，考慮到計(jì)算的收斂性，應(yīng)忽略影響較小的因素，對連接器母頭進(jìn)行簡化，將其自重等效為載荷施加在鵝脖連接器與母頭的接觸點(diǎn)上，方便邊界條件施加。由于模型整體上是軸對稱結(jié)構(gòu)，采用平面軸對稱方式進(jìn)行建模。簡化后的模型主要由吊耳、接頭、彎管和提升結(jié)構(gòu)等部件組成(圖5a)；對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，整體使用C3D8I單元，該8節(jié)點(diǎn)六面體線性非協(xié)調(diào)模式單元能克服剪切自鎖問題，具有較高的計(jì)算精度，模型整體和局部加密網(wǎng)格如圖5b所示。

圖5 南海某氣田鵝脖連接器有限元模型

3.2 載荷工況及約束條件

有限元模型初始條件為：在吊耳鉤環(huán)銷處設(shè)置固定邊界條件，模型整體關(guān)于X軸對稱約束。根據(jù)吊裝工況載荷計(jì)算數(shù)據(jù)，其載荷施加步驟為：首先按屈服強(qiáng)度的67%對螺栓施加預(yù)緊載荷190.3 kN，隨后按當(dāng)前預(yù)緊長度固定螺栓。對于末端鵝脖連接器，在接頭載荷處的負(fù)Y方向施加合力4 863 kN，在轂載荷處的負(fù)Y方向施加作用力68 kN；對于首端鵝脖連接器，在接頭載荷點(diǎn)負(fù)Y方向施加69.3 kN的力和36.7 kN·m的彎矩(圖6)。

圖6 南海某氣田軟管首末端鵝脖連接器施加載荷示意圖

各接觸面接觸類型均為面對面接觸(圖7)，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.1，吊耳與鉤環(huán)銷接觸處采用剛性表面ARSC單元，母頭和接頭設(shè)置參考載荷點(diǎn)，均為固定約束。

圖7 南海某氣田鵝脖連接器各接觸面及約束設(shè)置

4 數(shù)值模擬結(jié)果分析

4.1 鵝脖連接器整體

對吊裝工況最大鉤載條件下的首末端鵝脖連接器模型進(jìn)行計(jì)算，得到其整體Von Mises應(yīng)力分布(圖8),可以看出，各部件最大Von Mises應(yīng)力均低于DNV-OS-H205規(guī)定的許用應(yīng)力，較大Von Mises應(yīng)力主要集中在吊耳和接頭。

圖8 軟管首末端鵝脖連接器整體Von Mises應(yīng)力分布

4.2 吊耳

由于吊耳和鉤環(huán)銷之間設(shè)置為剛性接觸，易產(chǎn)生較大應(yīng)力，需對其進(jìn)行強(qiáng)度校核。根據(jù)DNVGL-ST-E271標(biāo)準(zhǔn)，在設(shè)計(jì)載荷條件下吊眼孔邊緣最大集中應(yīng)力應(yīng)不超過所用材料屈服強(qiáng)度的2倍[13]。提取吊耳部分Von Mises應(yīng)力分布(圖9)，得到首末端鵝脖連接器吊耳處最大Von Mises應(yīng)力分別為256.5 MPa和518.4 MPa，均小于2倍的屈服強(qiáng)度590 MPa，滿足安全強(qiáng)度要求。

圖9 軟管首末端鵝脖連接器吊耳Von Mises應(yīng)力分布

4.3 提升外框

對提升外框進(jìn)行分析，整體應(yīng)力較大區(qū)域集中在提升外框的底端，取提升外框底端為研究對象，得到其Von Mises應(yīng)力分布(圖10)，可以看出，對于未端鵝脖連接器，其較大應(yīng)力區(qū)域位于側(cè)壁到底板和鎖板與底板接口處，應(yīng)力集中在非常小的局部區(qū)域；首末端鵝脖連接器側(cè)壁上的最大Von Mises應(yīng)力分別為219.6、224.9 MPa，均低于側(cè)壁的許用應(yīng)力391.3 MPa。從剖面圖可以看出，側(cè)壁上的最大Von Mises應(yīng)力僅位于表面，對整體的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度影響不大，進(jìn)一步分析可知側(cè)壁上的應(yīng)力主要由剪切和軸向載荷導(dǎo)致，且集中在與側(cè)壁和鎖板的焊接處。

圖10 軟管首末端鵝脖連接器提升外框底端處Von Mises應(yīng)力分布

根據(jù)ISO 13628-7標(biāo)準(zhǔn)，為了證明上述應(yīng)力集中是局部的，應(yīng)用彈塑性有限元對提升外框底端的底板和鎖板兩部分進(jìn)行分析。在彈塑性有限元模型中，施加1.5倍的設(shè)計(jì)載荷，根據(jù)彈塑性分析得到設(shè)計(jì)載荷下底板上的主應(yīng)變和等效塑性應(yīng)變情況(圖11、12)。可以看出，在1.5倍設(shè)計(jì)載荷下，首末端鵝脖連接器底板的整體主應(yīng)變非常低，深灰色輪廓區(qū)域的主應(yīng)變小于0.1%，最大主應(yīng)變值分別為1.4%和1.8%，均小于底板允許的最大主應(yīng)變2%(全局標(biāo)準(zhǔn))；等效塑性應(yīng)變也很小，在銳利邊緣處的最大值分別為1.9%為3.6%，小于允許的最大等效塑性應(yīng)變8%(局部標(biāo)準(zhǔn))。

圖11 1.5倍設(shè)計(jì)載荷下軟管首末端鵝脖連接器底板上的主應(yīng)變分布

圖12 1.5倍設(shè)計(jì)載荷下首末端鵝脖連接器底板上的等效塑性應(yīng)變分布

對于鎖板而言，其和側(cè)壁、底板共同組成提升外框底端，因此在該設(shè)計(jì)載荷下，有必要進(jìn)一步對鎖板進(jìn)行詳細(xì)分析。同樣根據(jù)ISO 13628-7標(biāo)準(zhǔn)施加1.5倍設(shè)計(jì)載荷，根據(jù)彈塑性分析得到設(shè)計(jì)載荷下鎖板的主應(yīng)變和等效塑性應(yīng)變分布(圖13、14)，可以看出，在1.5倍設(shè)計(jì)載荷時(shí)，鎖板整體主應(yīng)變非常低，深灰色輪廓區(qū)域的主應(yīng)變小于0.1%。最大主應(yīng)變值為分別為0.47%和1.18%，低于鎖板允許的最大主應(yīng)變2%(全局標(biāo)準(zhǔn))；等效塑性應(yīng)變也很小，在尖角的一點(diǎn)可以看到分別為0.48%和1.4%，等效塑性應(yīng)變的峰值均小于允許的最大等效塑性應(yīng)變8%(局部標(biāo)準(zhǔn))，表明該區(qū)域的永久變形非常小，在設(shè)計(jì)載荷下可以忽略不計(jì)。

圖13 1.5倍設(shè)計(jì)載荷下首末端鵝脖連接器鎖板上的主應(yīng)變分布

可見，底板和鎖板上顯示的應(yīng)力集中是局部的，不會影響整體結(jié)構(gòu)，即使該區(qū)域發(fā)生永久變形也非常小，在設(shè)計(jì)載荷下可以忽略不計(jì)，不會影響整體結(jié)構(gòu)安全性能。

基上有限元分析結(jié)果以及底板和鎖板上應(yīng)力集中局部化的驗(yàn)證，表明連接器提升外框的應(yīng)力和應(yīng)變滿足要求，底板的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度在該載荷情況下滿足相應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范。

4.4 鵝脖管道

鵝脖連接器的鵝脖管道主要由轂、彎頭、彎管和接頭組成，對連接器鵝脖管道進(jìn)行分析，得到其Von Mises應(yīng)力分布(圖15)，可以看出高應(yīng)力主要集中在接頭處，即與軟管的接頭處有小部分區(qū)域顯示出較高應(yīng)力。從軟管接頭處Von Mises應(yīng)力分布(圖16)可以看出，應(yīng)力集中部分的最大Von Mises應(yīng)力均小于許用應(yīng)力(391.3 MPa)。

圖14 1.5倍設(shè)計(jì)載荷下首末端鵝脖連接器鎖板上的等效塑性應(yīng)變分布

圖15 首末端鵝脖管道Von Mises應(yīng)力分布

圖16 軟管首末端鵝脖連接器接頭處Von Mises應(yīng)力分布

接頭局部較高Von Mises應(yīng)力集中在尖角處(圖15)，并且僅在表面(不貫穿壁厚)。同樣，為了證明上述應(yīng)力集中是局部的，基于ISO 13628-7標(biāo)準(zhǔn)，在1.5倍的設(shè)計(jì)載荷下對接頭應(yīng)力集中部分進(jìn)行彈塑性有限元分析。根據(jù)彈塑性分析得到接頭的主應(yīng)變和等效塑性應(yīng)變分布(圖17、18)，可以看出，在1.5倍設(shè)計(jì)載荷時(shí)，整體主應(yīng)變非常低，深灰色輪廓區(qū)域的主應(yīng)變小于0.1%，首末端鵝脖連接器軟管接頭上整體主應(yīng)變峰值分別為1.9%和和0.7%，等效塑性應(yīng)變峰值分別為2.5%和0.8%；僅在沿接頭尖角處非常小的區(qū)域產(chǎn)生了較大的等效塑性應(yīng)變，該區(qū)域的永久變形非常小，在設(shè)計(jì)載荷下可以忽略不計(jì)。有限元計(jì)算結(jié)果值均低于接頭允許的最大主應(yīng)變2%(全局標(biāo)準(zhǔn))和允許的最大等效塑性應(yīng)變8%(局部標(biāo)準(zhǔn))。因此，此檢查驗(yàn)證了接頭上顯示的應(yīng)力集中是局部的，不會影響整體結(jié)構(gòu)。

圖17 1.5倍設(shè)計(jì)載荷下首末端鵝脖連接器接頭處的主應(yīng)變分布

上述有限元分析結(jié)果的討論以及對軟管接頭處應(yīng)力集中局部化的驗(yàn)證，表明應(yīng)力和應(yīng)變滿足要求，軟管接頭處的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度在該載荷情況下同樣也滿足相應(yīng)的安全規(guī)范。

基于上述分析結(jié)果與認(rèn)識，成功指導(dǎo)了該氣田水下采油樹鵝脖連接器現(xiàn)場安裝，并在下放安裝過程中對末端鵝脖連接器與軟管接頭連接處的靜態(tài)載荷進(jìn)行了實(shí)測，結(jié)果為202 t，小于極限靜態(tài)載荷230 t，表明其海上施工作業(yè)和水下連接(圖19)安全可靠，為整個氣田的順利投產(chǎn)提供了有力保障。

圖18 1.5倍設(shè)計(jì)載荷下首末端鵝脖連接器接頭處的等效塑性應(yīng)變分布

圖19 南海某氣田鵝脖連接器現(xiàn)場安裝情況

5 結(jié)論

以南海某1 500 m水深氣田使用的水下采油樹鵝脖連接器為例，采用有限元方法分析了其海底典型安裝工況，結(jié)果表明軟管首未端鵝脖連接器各部件最大應(yīng)力均小于許用應(yīng)力，整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求；與首端鵝脖連接器相比，未端鵝脖連接器承受載荷工況更為惡劣，在極限工況下，其高應(yīng)力普遍集中在吊耳、提升外框底板和鎖板以及軟管接頭處，在設(shè)計(jì)階段需重點(diǎn)關(guān)注這些區(qū)域；在1.5倍設(shè)計(jì)載荷下運(yùn)用彈塑性分析對應(yīng)力集中區(qū)域進(jìn)行驗(yàn)證，各部件最大主應(yīng)變和等效塑性應(yīng)變均滿足ISO標(biāo)準(zhǔn)安全使用要求，表明連接器各部件上顯示的應(yīng)力集中是局部的，不會影響整體結(jié)構(gòu)。實(shí)際作業(yè)實(shí)測結(jié)果表明，末端鵝脖連接器與軟管接頭連接處的靜態(tài)載荷實(shí)測值遠(yuǎn)小于極限載荷，海上安裝及水下連接安全可靠。