深水臍帶纜終端承載能力計(jì)算研究

劉新宇 劉統(tǒng)亮 魏行超 程寒生 張晨 戚蒿 薛大智

摘要：臍帶纜終端是水下臍帶纜關(guān)鍵的硬件設(shè)備，其在深海環(huán)境承受載荷復(fù)雜惡劣，對(duì)連接系統(tǒng)的可靠性要求很高。以南海某氣田使用深水臍帶纜終端為研究對(duì)象，針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試發(fā)現(xiàn)的屈服強(qiáng)度不足問(wèn)題，依據(jù)ASME相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)臍帶纜終端關(guān)鍵連接部件按彈-塑性應(yīng)力分析方法建立有限元模型并進(jìn)行數(shù)值分析，得到其在極限工況下的彎矩能力、軸向能力和剪切能力。分析結(jié)果表明：深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)在復(fù)雜環(huán)境載荷下整體結(jié)構(gòu)安全可靠，滿足全局彈-塑性失效評(píng)估的標(biāo)準(zhǔn)；結(jié)合理論計(jì)算深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)局部塑性變形大小均小于許用值，滿足局部彈-塑性失效的要求；材料屈服強(qiáng)度越高，承載能力越好，通過(guò)工程實(shí)踐選用較為保守的方案，海上施工作業(yè)和水下連接過(guò)程中表現(xiàn)優(yōu)異。研究成果可為臍帶纜終端設(shè)計(jì)和現(xiàn)場(chǎng)工程應(yīng)用提供理論基礎(chǔ)和技術(shù)參考。

關(guān)鍵詞：水下控制系統(tǒng)；臍帶纜終端；承載能力；失效準(zhǔn)則；屈服強(qiáng)度

0 引 言

水下生產(chǎn)系統(tǒng)是深水油氣田和海上邊際油氣田開(kāi)發(fā)的重要模式之一［1-3］。在深海環(huán)境中，臍帶纜為水下生產(chǎn)系統(tǒng)提供液壓、電力和化學(xué)藥劑注入等，是水下控制系統(tǒng)的重要組成部分，被喻為連接海面設(shè)施和水下生產(chǎn)系統(tǒng)之間的“動(dòng)脈”［4］。臍帶纜終端作為水下臍帶纜關(guān)鍵的硬件設(shè)備，除了將臍帶纜中輸送的電、液進(jìn)行水下分配，還兼具水下設(shè)備的控制等功能。深水作業(yè)風(fēng)險(xiǎn)高、海洋環(huán)境復(fù)雜惡劣等一系列因素對(duì)臍帶纜終端（Umbilical Termination Head，UTH）連接系統(tǒng)承載能力提出了很高的要求［5］。

目前，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者針對(duì)臍帶纜終端展開(kāi)了相關(guān)研究。C.DIEUMEGARD等［6］對(duì)深水臍帶纜及其終端的安裝技術(shù)展開(kāi)了探討，分析了關(guān)鍵限制因素對(duì)深水臍帶纜及其終端的影響。K.M.CLAUSING等［7］以減少深水臍帶纜終端著泥點(diǎn)為出發(fā)點(diǎn)，對(duì)臍帶纜終端和臍帶纜連接后的海上施工進(jìn)行了新的分析。劉書勝等［8］對(duì)深水臍帶纜終端設(shè)備進(jìn)行了介紹，分析了臍帶纜終端在舷側(cè)立鋪技術(shù)（TLS）方面的應(yīng)用。侯靜等［9］以荔灣3-1氣田深水臍帶纜及其終端為研究對(duì)象，運(yùn)用OrcaFlex軟件對(duì)關(guān)鍵部件進(jìn)行建模，結(jié)合豎直鋪設(shè)技術(shù)開(kāi)展靜力和動(dòng)力學(xué)分析。郭宏等［10］基于ISO相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求，對(duì)臍帶纜測(cè)試技術(shù)進(jìn)行了詳細(xì)的介紹，并將其成功應(yīng)用于文昌氣田。魏會(huì)東等［11］依據(jù)荔灣項(xiàng)目對(duì)水下臍帶纜終端設(shè)施進(jìn)行研制，并對(duì)臍帶纜終端關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行了分析和總結(jié)。

相關(guān)研究主要集中在深水臍帶纜及其終端安裝等方面，對(duì)臍帶纜終端單獨(dú)進(jìn)行分析較少，尤其是深水臍帶纜終端承載能力方面，未見(jiàn)相關(guān)研究報(bào)道。深水臍帶纜終端是臍帶纜與水下結(jié)構(gòu)物連接的重要樞紐，承受深海惡劣的環(huán)境載荷，其承載能力直接影響到整個(gè)水下生產(chǎn)系統(tǒng)的可靠性和安全性。筆者在前人研究的基礎(chǔ)上，以南海某氣田現(xiàn)場(chǎng)使用深水臍帶纜終端為研究對(duì)象，針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試發(fā)現(xiàn)的F65材料熱處理冷卻后屈服強(qiáng)度降低這一問(wèn)題，依據(jù)ASME相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)臍帶纜終端關(guān)鍵連接部件按彈-塑性應(yīng)力分析方法建立有限元模型并進(jìn)行數(shù)值分析，得到其在極限工況下的彎矩能力、軸向能力和剪切能力，分析了F65材料不同屈服強(qiáng)度對(duì)深水臍帶纜終端承載能力的影響。同時(shí)，通過(guò)彈塑性失效評(píng)估，驗(yàn)證了深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)承載能力的安全可靠性。研究結(jié)果可為工程應(yīng)用提供支持。

1 計(jì)算模型

1.1 結(jié)構(gòu)概述

南海某氣田從海面設(shè)施平臺(tái)到水下分配單元（SDU）、水下臍帶纜終端單元（SUTU）和管匯間均通過(guò)304.8 mm（12 in）的臍帶纜終端UTH進(jìn)行連接。臍帶纜終端UTH主要由外框架、母頭、連接部分（連接轂座、密封盤、卡箍連接器）公頭等部件組成，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。

在海上施工作業(yè)時(shí)，帶有首端臍帶纜終端UTH的臍帶纜初始化吊裝經(jīng)過(guò)TLS（Tilt Lay System），進(jìn)行入水下放纜和安裝就位等工作，然后開(kāi)始起始鋪設(shè)和正常鋪設(shè)階段，直至末端臍帶纜終端UTH安裝就位和水下結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)水平連接，整個(gè)安裝過(guò)程結(jié)束［12-13］。在整個(gè)施工作業(yè)以及后續(xù)正常生產(chǎn)過(guò)程中，臍帶纜終端UTH的連接性能直接影響整個(gè)水下生產(chǎn)系統(tǒng)的可靠性和安全性。其關(guān)鍵連接部件如圖2所示，主要由公頭轂座、母頭轂座、密封盤和卡箍連接器組成。

轂座是連接部件的核心部件之一，考慮其與管道的易焊性、與流體接觸面和金屬密封面等耐蝕層的易堆焊性以及連接器的成本控制等，通常選用ASTM A694 F65低碳高強(qiáng)度合金鋼使鍛造成形［14］。在現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試時(shí)，材料測(cè)得的實(shí)際屈服強(qiáng)度為402 MPa，低于材料數(shù)據(jù)表MDS中的屈服強(qiáng)度448 MPa，分析其主要原因?yàn)檩炞腻懠穸容^大（＞150 mm），在冷卻過(guò)程中散熱效果不好，從而導(dǎo)致材料屈服強(qiáng)度降低（見(jiàn)圖3）。

為評(píng)估材料不同屈服強(qiáng)度對(duì)深水臍帶纜終端承載能力的影響，依據(jù)ASME BPVC Ⅷ-2標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)臍帶纜終端連接部件按彈-塑性應(yīng)力分析方法建立有限元模型并進(jìn)行數(shù)值分析，得到其在極限工況下的彎矩能力、軸向能力和剪切能力?；谌趾途植繌?塑性失效準(zhǔn)則，分析各能力載荷下詳細(xì)的應(yīng)力應(yīng)變分布狀況，對(duì)于每種載荷情況和每種材料模型，給出了載荷響應(yīng)圖，其中最后一個(gè)收斂增量代表全局準(zhǔn)則，即破壞。當(dāng)現(xiàn)場(chǎng)輸出滿足ASME BPVC Ⅷ-1判據(jù)時(shí)，提供局部判據(jù)圖，并結(jié)合理論計(jì)算結(jié)果完成失效評(píng)定，從而為工程應(yīng)用提供支持。

1.2 有限元模型建立

基于公、母頭轂座間最小尺寸運(yùn)用ABAQUS軟件對(duì)其進(jìn)行建模，如圖4a所示，主要由公頭轂座、母頭轂座、密封盤和卡箍連接器組成。對(duì)有限元模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，整體使用C3D8R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(wèn)題，具有較高的計(jì)算精度；各部件面對(duì)面接觸使用10節(jié)點(diǎn)四面體單元的C3D10網(wǎng)格單元，并對(duì)各接觸部位進(jìn)行局部網(wǎng)格加密；該有限元模型全局尺寸8 mm，包含526 313個(gè)C3D8R類型的元素（66.75%）和262 173個(gè)C3D10類型的元素（33.25%）。元素總數(shù)為788 486，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為998 365。其整體和局部加密網(wǎng)格模型如圖4b所示。

在公頭轂座和密封盤之間、母頭轂座和密封盤之間以及公母頭轂座之間均為面對(duì)面接觸，對(duì)于所有接觸點(diǎn)，考慮帶有懲罰摩擦的切向行為，摩擦因數(shù)為0.1，同時(shí)考慮帶有“硬接觸”的正常行為。各接觸面設(shè)置細(xì)節(jié)如圖5所示。同時(shí)，在公母頭轂座的中心設(shè)置參考點(diǎn)，并在參考點(diǎn)和相應(yīng)的轂面之間建立連續(xù)分布耦合，外部載荷作用在母頭轂座中心的參考點(diǎn)上。

基于美國(guó)機(jī)械工程師協(xié)會(huì)（ASME）相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，采用彈塑性有限元模型，根據(jù)ASME第八章第2部分的附件3-D的MDS（Material Data Sheet），得到如圖6所示的材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線，其中彈性模量為200.35 GPa，泊松比為0.31，屈服強(qiáng)度分別為402和448 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為531 MPa，材料密度為7 750 kg/m3。

1.3 載荷及邊界條件

基于上述有限元模型，載荷加載步驟如下：首先施加卡箍的預(yù)緊力，然后將設(shè)計(jì)溫度、內(nèi)壓和端部的力加載在模型中，最后施加彎矩、軸向力和剪切載荷。根據(jù)美國(guó)機(jī)械工程師協(xié)會(huì)（ASME）第八章第2部分的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，內(nèi)壓最大施加載荷為69 MPa，設(shè)計(jì)溫度范圍-18～40 ℃。同時(shí)，在模型界面中，參考點(diǎn)RP1與公頭轂面之間建立了運(yùn)動(dòng)耦合，參考點(diǎn)處采用固定邊界條件，整體載荷施加和邊界條件如圖7所示?；谏鲜鲚d荷和邊界條件，對(duì)臍帶纜終端連接能力進(jìn)行評(píng)估。

2 評(píng)判指標(biāo)

2.1 全局彈-塑性失效評(píng)估

由ASME BPVC Ⅷ-2標(biāo)準(zhǔn)［15］第5.2節(jié)可知，使用數(shù)值模擬對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行全局塑性失效分析，需建立準(zhǔn)確的幾何數(shù)值模型，包括各部件的幾何特性、邊界條件和作用載荷，確定相關(guān)載荷以及適用的載荷工況，并采用彈-塑性材料模型以保證應(yīng)力和應(yīng)變的計(jì)算精度，此處考慮載荷系數(shù)為2.4，同時(shí)，應(yīng)使用大變形理論。

滿足上述條件下的有限元分析模型如果能夠取得收斂解，則表明該結(jié)構(gòu)件在所施加的載荷工況下達(dá)到穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)能夠正常使用。

2.2 局部彈-塑性失效評(píng)估

除了對(duì)結(jié)構(gòu)件進(jìn)行全局彈-塑性失效評(píng)估外，還需要對(duì)局部彈-塑性變形進(jìn)行評(píng)估。對(duì)于局部彈-塑性變形，考慮載荷系數(shù)為1.7，同時(shí)使用大變形理論。運(yùn)用局部彈-塑性失效準(zhǔn)則，基于彈塑性理論并考慮局部損傷的累積效應(yīng)，結(jié)合ASME Ⅷ-2標(biāo)準(zhǔn)建立塑性應(yīng)變極限預(yù)測(cè)模型。

3 承載能力分析

基于上述有限元模型和彈-塑性失效準(zhǔn)則，對(duì)深水臍帶纜終端在彎矩、軸向力和剪切力方面進(jìn)行載荷能力分析。對(duì)于每種載荷情況和每種材料模型給出了載荷響應(yīng)圖，其中最后一個(gè)收斂增量代表全局準(zhǔn)則，即破壞。當(dāng)現(xiàn)場(chǎng)輸出滿足ASME BPVC Ⅷ-2判據(jù)時(shí)，提供局部判據(jù)圖，并結(jié)合理論計(jì)算結(jié)果完成失效評(píng)定。

3.1 彎矩能力

實(shí)際屈服強(qiáng)度402 MPa和MDS屈服強(qiáng)度448 MPa的載荷響應(yīng)圖如圖8所示，用施加彎矩的函數(shù)來(lái)表示載荷施加點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)。

實(shí)際屈服強(qiáng)度402 MPs下彎矩能力為553 kN·m，而MDS屈服強(qiáng)度為448 MPa時(shí)得到的彎矩能力為572 kN·m。根據(jù)2.1節(jié)所述的ASME全局彈-塑性失效評(píng)估方法，按彈-塑性應(yīng)力分析方法建立模型并進(jìn)行有限元分析，如果取得的解收斂，則表明該結(jié)構(gòu)件在所施加的載荷工況下達(dá)到穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)能夠正常使用。文中所述不同屈服強(qiáng)度下的模型在同一彎矩下所得的最大主應(yīng)變仿真結(jié)果如圖9所示。

從計(jì)算結(jié)果可知，連接部件在設(shè)計(jì)溫度、內(nèi)壓69 MPa、端部力、彎矩、軸向力和剪切載荷等共同作用下，計(jì)算模型正常收斂，雖然局部發(fā)生一點(diǎn)塑性變形，但整體結(jié)構(gòu)對(duì)載荷承受能力較好，滿足全局彈-塑性失效要求。根據(jù)2.1節(jié)所述的ASME局部失效準(zhǔn)則對(duì)其進(jìn)行分析，有限元分析結(jié)果云圖如圖10所示。

根據(jù)ASME局部失效準(zhǔn)則，以等效塑性應(yīng)變值作為評(píng)判依據(jù)。圖示最大等效塑性應(yīng)變分別為2.452%和2.249%，聯(lián)合公式（2）、公式（3）和公式（4），可計(jì)算該工況下三軸向應(yīng)變極限εL分別為1.69和1.52。材料經(jīng)過(guò)熱處理，成形應(yīng)變?chǔ)與f=0，故εpeq-εcf分別為0.024 5和0.022 4，均小于相對(duì)應(yīng)的三軸向應(yīng)變極限εL（1.69和1.52），滿足εpeq-εcf≤εL，滿足局部彈-塑性失效要求，能夠正常工作。

3.2 軸向能力

實(shí)際屈服強(qiáng)度402 MPa和MDS屈服強(qiáng)度448 MPa的載荷響應(yīng)圖如圖11所示，用施加軸向力的函數(shù)來(lái)表示軸向位移的加載。

實(shí)際屈服強(qiáng)度402 MPa下的軸向力為2 750 kN，而MDS屈服強(qiáng)度為448 MPa時(shí)得到的軸向力為2 863 kN。根據(jù)ASME局部失效準(zhǔn)則對(duì)連接部件進(jìn)行軸向力分析，有限元分析結(jié)果如圖12所示。

根據(jù)ASME局部失效準(zhǔn)則，以等效塑性應(yīng)變值作為評(píng)判依據(jù)。圖12中最大等效塑性應(yīng)變分別為1.866%和1.416%，聯(lián)合公式（2）、公式（3）和公式（4），可計(jì)算該工況下三軸向應(yīng)變極限εL分別為1.61和1.51，材料經(jīng)過(guò)熱處理，成形應(yīng)變?chǔ)與f=0，故εpeq-εcf分別為0.018 7和0.014 1，均小于相對(duì)應(yīng)的三軸向應(yīng)變極限εL（1.61和1.51），滿足εpeq-εcf≤εL，即滿足局部彈-塑性失效要求，能夠正常工作。

3.3 剪切能力

實(shí)際屈服強(qiáng)度402 MPa和MDS屈服強(qiáng)度448 MPa的載荷響應(yīng)圖如圖13所示，用施加剪切力的函數(shù)來(lái)表示整體位移的加載。

實(shí)際屈服強(qiáng)度402 MPs下剪切能力為615 kN，而MDS屈服強(qiáng)度為448 MPa時(shí)得到的剪切能力為660 kN。根據(jù)ASME局部失效準(zhǔn)則對(duì)連接部件進(jìn)行剪切力分析，有限元分析結(jié)果云圖如圖14所示。

根據(jù)ASME局部失效準(zhǔn)則，以等效塑性應(yīng)變值作為評(píng)判依據(jù)。圖14所示最大等效塑性應(yīng)變分別為0.842%和0.482%，聯(lián)合公式（2）、公式（3）和公式（4），可計(jì)算該工況下三軸向應(yīng)變極限εL分別為1.41和1.04。材料經(jīng)過(guò)熱處理，成形應(yīng)變?chǔ)與f=0，故εpeq-εcf分別為0.008 4和0.004 8，均小于相對(duì)應(yīng)的三軸向應(yīng)變極限εL（1.41和1.04），滿足εpeq-εcf≤εL，即滿足局部彈-塑性失效要求，能夠正常工作。

4 應(yīng)用實(shí)例

基于上述有限元分析結(jié)果，實(shí)際屈服強(qiáng)度為402 MPa的F65材料承載能力為：彎矩553 kN·m，軸向力2 750 kN，剪切力615 kN；MDS屈服強(qiáng)度為448 MPa的F65材料承載能力為：彎矩572 kN·m，軸向力2 863 kN，剪切力660 kN。

基于南海某深水氣田實(shí)際使用的工況，雖然兩者均可以滿足設(shè)計(jì)要求，但在工程施工中，通過(guò)改進(jìn)工藝流程，使得F65材料熱處理加工后鍛件屈服強(qiáng)度可達(dá)448 MPa。選用承載能力更好的臍帶纜終端連接系統(tǒng)，方案更為保守，安全性能更為可靠，其海上施工作業(yè)和水下連接過(guò)程中表現(xiàn)將更優(yōu)異。圖15a為臍帶纜終端UTH和臍帶纜連接好準(zhǔn)備下放至海底的吊裝作業(yè)；圖15b為水下機(jī)器人ROV輔助臍帶纜終端UTH和水下結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)接作業(yè)。整個(gè)現(xiàn)場(chǎng)過(guò)程驗(yàn)證了該連接系統(tǒng)滿足設(shè)計(jì)要求，為整個(gè)項(xiàng)目的順利投產(chǎn)提供了有力的保障。

5 結(jié) 論

（1）基于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際，針對(duì)臍帶纜終端轂座鍛件經(jīng)過(guò)熱處理冷卻后屈服強(qiáng)度低于材料數(shù)據(jù)表屈服強(qiáng)度這一問(wèn)題，依據(jù)《ASME BPVC Ⅷ-2》標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)臍帶纜終端連接部件按彈-塑性應(yīng)力分析方法建立有限元模型并進(jìn)行數(shù)值模擬分析，評(píng)估了F65材料不同屈服強(qiáng)度對(duì)深水臍帶纜終端承載能力的影響。

（2）通過(guò)數(shù)值模擬仿真得到了深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)各零部件詳細(xì)的應(yīng)力-應(yīng)變分布狀況，并結(jié)合理論計(jì)算結(jié)果對(duì)局部發(fā)生塑性變形的區(qū)域進(jìn)行校核，結(jié)果表明，這些區(qū)域塑性變形的大小均小于許用值，滿足ASME全局彈-塑性失效和局部塑性失效的標(biāo)準(zhǔn)，說(shuō)明整體結(jié)構(gòu)能夠承受所施加的載荷，局部結(jié)構(gòu)不會(huì)失效。

（3）不同屈服強(qiáng)度會(huì)對(duì)深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)的承載能力產(chǎn)生影響。通過(guò)仿真對(duì)比，分析得知F65材料在不同屈服強(qiáng)度下的承載性能，其他條件相同的情況下，屈服強(qiáng)度越大，深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)的承載能力越好。

（4）現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐選用高屈服強(qiáng)度方案，應(yīng)用表明其承載能力更好，安全性能可靠，海上施工作業(yè)和水下連接過(guò)程中表現(xiàn)優(yōu)異，從而為工程應(yīng)用提供支持。

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