深海油气管道连接器密封机理与多目标优化研究

王立权　魏宗亮

深海油气管道连接器密封机理与多目标优化研究

王立权魏宗亮

哈尔滨工程大学机电工程学院

王立权等.深海油气管道连接器密封机理与多目标优化研究.天然气工业,2016, 36(8): 116-123.

深海油气管道连接器的结构参数直接影响其密封性能,因而对连接器进行密封机理分析与结构参数优化研究具有重要的意义.为此,首先分析了金属接触静密封的形成机理,建立了连接器形成可靠密封的临界条件;基于接触力学推导出临界弹塑性接触压力均值的计算公式,并计算出219 mm连接器的临界值为370 MPa;应用ANSYS参数化设计语言(ANSYS Parametric Design Language,APDL),对连接器的结构参数进行了灵敏度分析,确定了影响密封性能的5个关键结构参数.进而以主、次密封面上的接触压力方差为2个目标,以主、次密封面上的接触压力均值和最大塑性应变为约束变量,运用多目标遗传算法(Multi-Objective Genetic Algorithm,MOGA)对连接器进行了优化设计,结果表明:接触压力方差显著减小,接触压力均值大于370 MPa,塑性应变较小.最后对优化前后的深海管道连接器进行了水压和拉伸试验,结果表明:优化之后的连接器承受水压能力大于设计极限压力18 MPa,承受轴向拉力大于7.0X105N.该方法对于其他尺寸深海管道连接器的设计具有参考价值.

深海油气管道 连接器 密封机理 临界条件 接触压力 方差灵敏度 多目标优化设计 极限水压

随着世界范围内海洋油气资源开采力度的加大,管道连接技术在管道敷设、管线并网、管道维修方面扮演着重要的角色[1-2].相对于螺栓法兰连接器、卡爪连接器和卡箍连接器,深海油气管道连接器采用无密封圈的金属静密封,连接效率高.在复杂的外界环境里,如何实现密封是深海管道连接器的关键技术[3].在对具有金属密封圈的连接器进行设计时,一般可根据密封圈的材料和结构依据设计规范[4-5]确定垫片系数与预紧比压,但是这些基于一些简化与假设的设计规范没有精确计算金属密封圈上接触压力的大小与分布[6-7].新的设计规范[8]改进了金属密封圈的设计方法,确定了新的密封圈常数,研究了密封面上的均匀接触压力.Sawa等[9]将法兰连接作为接触问题,基于三维轴对称弹性理论,分析了密封面上影响密封性能的接触应力大小与分布.Bouzid等[10]基于垫圈的非线性特性建立了接触压力沿密封宽度分布的力学模型,并通过了有限元与实验的验证.Sawa等[11]和Takaki等[12]分别基于弹塑性有限单元方法分析了密封圈在工作时的表面接触应力分布,该方法研究了非金属垫片应力应变的非线性特性和内部压力变化对密封的影响.Bouzid等[13]通过实验证明了密封圈上的接触压力均值与分布是影响密封性能的主要因素.

针对无密封圈的深海油气管道连接器,笔者首先对金属静密封机理进行分析,建立了连接器实现可靠密封的临界条件,获得了临界弹塑性接触压力均值的计算公式;基于最佳密封性能,运用APDL语言,通过MOGA方法对连接器进行了多目标优化设计;搭建连接器密封性能试验平台,通过水压和拉伸试验对优化前后连接器的密封性能进行了比较;最后分析了连接器连接常用管道材料的密封性能.

1　连接器安装过程

连接器可实现深海油气管道之间、管道与设备之间的快速连接.该连接器由3个零件组成:2个压力环和1个基本体.基本体两端分别为主、次密封环和夹持段.安装的基本步骤为:①在管道的端部分别标出初始安装线与最终安装线;②将压力环与基本体套在管道的端部,并保证压力环的外端分别与初始安装线对齐,确保管端间隙位于基本体中间;③在夹紧力的作用下,连接器一端的压力环轴向移动,使得压力环外端与最终安装线对齐,同样的方法安装另一端压力环.连接器安装完毕后,主、次密封环和夹持段径向收缩,分别形成密封面与夹持面.图1所示的连接器为一端已经连接完毕,另一端处于未安装状态.

图1　连接器结构原理图

2　连接器密封边界条件

2.1密封机理

深海管道连接器通过主、次密封环与管道外表面的相互挤压形成密封面.在连接作业时,密封面上由无数的凸峰和凹谷组成,易形成微观泄漏通道(图2).为了实现绝对的金属静密封,密封面上的金属必须产生足够的塑性流动,使得微观泄漏通道被封堵,形成密封[14](图3).密封面上的接触压力均值、接触压力均匀度与密封面宽度是保证可靠密封的重要参数[15-16],本文参考文献[17]指出密封面的宽度不小于1.6 mm,并且该宽度上的接触压力不小于两倍的材料屈服强度.同时,为实现密封面充分接触,粗糙度应不低于轮廓算数平均偏差(Ra)为3.2 μm的要求.

图2　微观表面图

图3　密封面示意图

2.2密封临界条件

由接触力学性质可知密封面上的接触压力分布如图4所示.假设密封面宽度为LAD,连接器形成可靠密封的临界条件为:

式中LAB表示A点到B点的密封面宽度,mm;LCD表示C点到D点的密封面宽度,mm;pB表示B点的接触压力,MPa;pC表示C点的接触压力,MPa; σS表示管道材料的屈服强度,MPa.

图4　接触压力分布示意图

2.3临界弹性接触压力

由密封设计要求可知,密封环材料的屈服强度大于管道材料的屈服强度,这样既能保证整体的机械强度,又能使得密封面金属产生塑性流动.塑性变形只发生在表面,密封环与管道基本处于弹性变形,密封面的径向位移相对于两物体的几何尺寸较小.因此,可将密封环与管道的相互挤压简化为刚性平冲头压入半无限体,由接触力学可得密封面上弹性接触压力p(x)的分布函数为:

式中F表示总法向作用力,N;a表示密封面宽度的一半,mm,a = LAD/2;x表示密封面上一点到中心的距离, mm.当密封面上弹性接触压力p(x)的分布满足临界条件(1)时,该接触压力为临界弹性接触压力p0(x).

2.4临界弹塑性接触压力均值

当密封面上的接触压力大于管道材料的屈服强度时,金属发生弹塑性变形,在相同的应变条件下,完全弹性假设的情况下求解的接触压力值大于实际弹塑性情况下求解的接触压力值.由低碳钢材料压缩实验可知,在压缩初期,应力应变具有较好的双线性特性.假设弹性阶段直线方程为σt=ktεt,其中σt表示应力,MPa;kt表示弹性比例系数,MPa;εt表示应变;弹塑性阶段直线方程为σts=ktsεts+σ0,其中σts表示应力,MPa;kts表示弹塑性比例系数,MPa; εts表示应变;σ0表示应力常数,MPa.密封面上临界弹塑性接触压力为:

直线方程σt=ktεt表示弹性变形阶段方程,通过最小二乘法原理计算参数kt,其表达式为:

式中n表示弹性变形阶段实验采样点数;σi、εi分别表示第i个采样点处的应力与应变,MPa.

直线方程σts=ktsεts+σ0为弹塑性变形阶段方程,通过最小二乘法原理计算参数kts、σ0,其表达式分别为:

式中m表示弹塑性变形阶段实验采样点数;σj、εj分别表示第j个采样点处的应力与应变,MPa.

2.5219 mm连接器临界弹塑性接触压力均值

连接器的材料为Q345,屈服强度为345 MPa;管道材料为20号钢,屈服强度为235 MPa;管道外径为219 mm,壁厚为9.5 mm.根据密封临界条件、连接器使用寿命和夹紧力等因素,确定密封环宽度LAD=3 mm,B点坐标为x=0.8 mm,C点坐标为x=2.2 mm,当式(2)满足临界条件(1)时,可得F =1 957.8 N.表1为管道材料压缩实验数据,求解4组实验数据的均值,带入式(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连接器临界弹塑性接触压力均值为370 MPa.

表1　管道材料压缩实验数据表

3　优化设计

3.1优化模型分析

连接器通过主、次密封环实现密封,因而在设计时需要同时考虑两密封面的密封性能,属于多目标优化范围.主、次密封环与管道外壁之间的初始间隙为1.4 mm,连接器与管道连接完成后,几何形状、约束情况和边界条件关于管道轴线对称.因此采用轴对称模型进行数值仿真.运用APDL语言对连接器进行参数化建模,采用MOGA方法对其进行多目标优化设计.

3.1.1约束变量

采用4个约束变量,分别为主、次密封面上的接触压力均值(pzhu和pci)与最大塑性应变(SBzhu,和SBci).接触压力均值应大于pAD≈370 MPa;在外载荷或温度的作用下,过大的塑形应变易造成连接器的泄漏,因此应限制密封面上的塑性变形.

3.1.2设计变量

分析主、次密封环的结构尺寸,初步选择9个结构尺寸作为设计变量(图5),分别为:主偏距(PJ1),次偏距(PJ2),主过盈量(GY1),次过盈量(GY2),环间距(JJ3),主过度半径(R1、R2),次过度半径(R3、R4).偏距可控制接触压力方差的大小,过盈量影响接触压力均值,环间距调节主、次密封环之间的相互影响,过度半径间接影响最大塑性应变.

图5　设计变量原理图

3.1.3目标函数

选择主、次密封面上接触压力方差(S2zhu和S2ci)作为目标函数.接触压力方差越小,接触均匀程度越高,密封性能越高.

3.2灵敏度分析

在上述连接器的结构分析中,通过设计经验暂时确定9个结构尺寸作为设计变量.如果直接进行9变量的多目标优化设计,有可能对密封性能无关的结构尺寸进行迭代计算,扩大了设计空间,降低了设计精度.在多目标优化设计之前,首先通过ANSYS Workbench模块对结构尺寸进行灵敏度分析,确定对目标函数、约束变量影响大的尺寸参数作为设计变量.

图6为9个设计变量与目标函数、约束变量的灵敏度关系图.由分析可知,结构尺寸R1、R2、 R3、 R4对、、、、SB、SB的灵敏度均为0,zhuci

因此对连接器的密封性能没有影响.结构尺寸PJ1、PJ2、GY1、GY2、JJ3对、、、、SBzhu、SBci2123

均有不同程度的影响.因此,在对连接器进行多目标优化设计时,可采用5个设计变量.

3.3优化结果

图7为2个目标函数(S2zhu和S2ci)解空间分布图.初始种群的100个设计点在目标函数解空间里分布比较分散;第1次迭代后,目标函数有减小的趋势;第11次迭代后,2个目标函数具有明显的减小,并且聚合在一个较小的结果空间里;第21次迭代后,结果与第11次迭代结果非常接近,迭代计算收敛, S2zhu和S2ci均较小,符合最初的设计目标.

图8为第21次迭代收敛后给出的50组目标函数的设计点.设计点可分为3类:①较大和较小;②较小和较大;③与相当.设计连接器时,主、次密封面的接触均匀程度均较高,才能保证2个密封面具有较好的密封性能,因此应选择S2zhu与S2ci均较小的设计点(如图8中的箭头所指的绿色设计点),其中,S2zhu=8 920.5 MPa2,S2ci=7 238.9 MPa2.

图6　设计变量灵敏度分布图

图7　主、次密封面接触压力方差解空间分布图

图8　主、次密封面接触压力方差最优设计点群分布图

图9　主密封面接触压力均值解空间分布图

图10 次密封面接触压力均值解空间分布图

图9、10为约束变量(pzhu和pci)解空间分布图.第1次迭代空间里出现小于pAD≈370 MPa的设计点,在这些设计点处接触压力均值较小,密封面上的金属不能发生充分的塑性流动,密封性能较低.初始的12次迭代内,解空间较分散,随着迭代步数的增加,和聚集在较小的范围内,并在第21次迭代处收敛.在最优设计点处,=384.6 MPa,=413.9 MPa,满足设计要求.

图11、12为约束变量(SBzhu和SBci)解空间分布图.第1次迭代空间里出现大于最大塑性应变0.2的设计点,在这些设计点处密封面发生严重的塑性变形,刚度和弹性较低,在外载荷的作用下密封容易被破坏.随着迭代步数的增加,SBzhu和SBci均小于约束上限值,并在第21次迭代处收敛.在最优设计点处,SBzhu=0.194 9,SBci=0.139 3,满足设计要求.

图11　主密封面最大塑性应变解空间分布图

图12　次密封面最大塑性应变解空间分布图

3.4管道径向位移

图13为管道径向收缩位移云图.主、次密封环之间的管段径向位移大于两侧的管道径向位移,最大值出现在主密封环附近,约为1.89 mm.图14为连接器剖切视图,红色方框内部区域为管道在主、次密封环径向收缩作用下内表面的变形,与有限元仿真结果吻合.通过有限元仿真与管道内壁的观察,管壁未发生明显的径向塑性变形,因此在内压与外载荷作用下,具有大的回弹量,可维持密封面上的接触压力,提高连接器的可靠性.

图13　管道径向位移云图

图14　管道内表面变形图

4　优化前后连接器对比试验

4.1水压试验

连接器设计的极限内压为18 MPa.对优化前后的连接器分别进行了水压试验,比较2类连接器承受极限水压的能力.水压试验装置包括连接器、盲端管道、液压表、截止阀、手动水压泵和温度计等.该试验在室温20 ℃下进行,其步骤为:①组装水压试验平台,排空试件内的气体;②每隔5 min增加2 MPa内压,关闭截止阀;③保压期间,观察液压表指数有无变化.若连接器增压到某压力时,压力表指数开始变小,此时压力表示数为该连接器能承受的极限水压.

表2为深海管道连接器水压试验结果.优化之后的连接器极限水压均大于设计极限压力18 MPa,其中第2组与第5组连接器分别在极限压力处发生泄漏;优化之前连接器只有第5组极限压力大于18 MPa,并且5组连接器的极限水压值变化较大,该变化是由于管道参数变化引起的.管道参数变化直接影响密封面接触压力均值和方差,导致密封面不能充分接触,密封被破坏.试验结果表明:优化之后的连接器密封能力有较大的提高.

表2　水压试验结果表

4.2拉伸试验

由于优化之前的连接器承受的极限水压较低,所以只对优化之后的连接器进行拉伸实验.实验步骤为:①组装拉伸试验平台,将连接器内部水压增加到工作压力4.5 MPa,关闭截止阀;②每隔5 min轴向拉力缓慢增1.0X105N;③保压期间,观察液压表指数有无变化.若连接器两端拉力达到某值时,压力表指数开始变小,此拉力为该连接器能承受的极限轴向拉力.

表3为深海管道连接器拉伸试验结果.优化之后的2组连接器在轴向拉力分别为8.0X105N和7.0X105N时,压力表示数减小,发生泄漏.较大的轴向拉力破坏了连接器的密封面与夹持面,使得连接器发生失效.

表3　拉伸试验结果表

5　常用海底管料连接分析

上述深海管道连接器是基于管道材料为20号钢进行的设计计算,针对海底常用的管道材料X52钢、X60钢、X65钢和X70钢,通过有限元方法分析该连接器的密封性能.

图15为接触压力均值随管材变化的分布图.图15表明主、次密封面上的pzhu与pci均大于370 MPa,且随管道屈服强度的提高而增加,有利于金属的塑性流动和密封面的形成.图16为最大塑性应变随管材变化的分布图.图16表明主、次密封面上的SBzhu与SBci随管道屈服强度的提高而增加,使得密封面上的微观泄漏通道易被封堵,从而形成可靠的金属静密封.因此,设计的连接器可对工程实际应用的管道实现可靠的密封.

图15　接触压力均值随管材变化的分布图

图16　最大塑性应变随管材变化的分布图

6　结论

1)推导出临界弹塑性接触压力均值的表达式,得出219 mm连接器临界弹塑性接触压力均值为370 MPa.

3)试验结果表明:优化之后的连接器承受水压能力大于设计极限水压18 MPa,承受轴向拉力大于7.0X105N,验证了连接器设计方法的正确性.

4)随着管道材料屈服强度的增加,密封面上的接触压力均值与最大塑性应变均变大,可提高连接器的密封性能,对工程实际应用的管道实现可靠的密封.

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(修改回稿日期 2016-05-12 编 辑 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

国家自然科学基金项目"新型海底管道卡压式机械连接器密封机理与多目标优化研究"(编号:51279042).

王立权,1957年生,教授,博士生导师;主要从事水下智能机械、仿生机器人系统和机电一体化技术的研究工作.地址:(150001)黑龙江省哈尔滨市南岗区南通大街145号哈尔滨工程大学机电工程学院.电话:(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;主要从事水下非焊接连接技术和机电一体化技术方面的研究工作.地址:(150001)黑龙江省哈尔滨市南岗区南通大街145号哈尔滨工程大学机电工程学院.电话:18804627602.E-mail: weizongliang@hrbeu.edu.cn