超深水水下分离器承压性能数值分析与试验研究

李秀美, 陈国明, 李 伟, 张慎颜, 葛玖浩, 刘秀全

(中国石油大学海洋油气装备与安全技术研究中心,山东青岛 266580)

超深水水下分离器承压性能数值分析与试验研究

李秀美, 陈国明, 李 伟, 张慎颜, 葛玖浩, 刘秀全

(中国石油大学海洋油气装备与安全技术研究中心,山东青岛 266580)

以中国自主设计制造的2 000 m超深水水下分离器为研究对象,基于图算法和一致缺陷模态法分析分离器样机极限承载能力;建立包含嵌入式接管子模型的水下分离器精细数值模型,研究马鞍形焊缝应力分布规律;设计高压舱试验验证水下分离器样机的物理承压能力,并对比分析高压舱试验数据和数值计算结果。研究表明:水下分离器样机失稳模式为塑性失稳,下放工况应该主要评估其结构强度;接管马鞍形焊缝的鞍点和冠点以及N1接管焊缝的角度φ为45°和135°位置为应力特征点;试验样机在高压舱试验过程中整体应力水平处于线弹性变形阶段,能够满足2 000 m水深的承压强度要求,模拟结果和试验结果吻合较好。

超深水水下分离器; 嵌入式接管; 子模型; 马鞍形焊缝; 高压舱试验

深水水下分离器可在海底完成气液分离和油水分离,有效解决深海油气生产带来的流动安全保障与经济效益的平衡问题。深水水下分离器在下放到目标水深海域时,承受超高外压载荷,须评估承压结构强度和稳定性。由于深水水下分离器这种厚壁短圆筒结构发生塑性失稳所需的外压极大，承重结构强度是否满足要求成为评估重点。目前,深水水下承压壳体结构强度的研究大都不考虑壳体接管的影响,将模型简化成筒体结构进行分析,最常见的简化形式为海底承压管道。Urthaler等[1]分析了深水水下承压结构的薄膜应力、轴向应力和径向应力分布特点。An等[2]建立了包含一种新型夹层材料的深水海底夹层管道的有限元模型,分析该承压结构在外压和纵向弯曲载荷下的极限强度。Li[3]、Netto[4]、Lee[5]等采用数值计算和试验方法分析了含腐蚀缺陷的海底管道承压结构的剩余强度。Zheng等[6]研究了带有凹陷的单壁管和管中管结构在外压载荷下强度问题;深水水下分离器在海底完成油气水三相分离,接管是不可忽略的功能性结构,为典型的嵌入式接管。将水下分离器承压壳体简化成筒体难以获得典型多接管承压结构的应力特征。嵌入式接管环焊缝为复杂的、大直径开孔的马鞍形焊缝,这种焊缝造成管内外变形增大从而加剧了焊缝处的应力集中,是整个超深水水下分离器壳体结构的薄弱环节。Choo等[7]采用极限分析方法研究了外压载荷下复合夹层结构接管和容器相交区域的强度。葛玖浩等[8]建立多接管水下分离器数值模型,分析了接管参数对整体承压结构应力分布的影响。李志刚等[9]采用有限元分析方法校核了1 500 m水下分离器的总体塑性变形,但未对测点的选取进行科学论证。上述文献从不同角度开展多接管承压结构整体强度分析研究,但考虑包含马鞍形焊缝的嵌入式接管结构,并从“数模”和“物模”角度系统研究2 000 m超深水水下分离器结构应力响应方面的文献未见报道。鉴于此,笔者以中国自主设计的2 000 m超深水水下分离器为研究对象,在分析其极限承载能力的基础上,确定下放工况应该主要考虑承压结构的强度问题,设计高压舱试验验证分离器样机的承压性能。

1 水下分离器极限承载能力分析

1.1 图算法

GB 150《压力容器》规定:外压厚壁容器必须首先评估其稳定性,然后再进行承压结构强度的校核。作为GB 150外压容器设计的推荐做法,图算法可以避开Mises公式求解临界压力的繁琐计算,不受弹性失稳和弹塑性失稳条件的限制,通过查图即可获得外压容器的失稳临界压力。图算法首先通过承压结构的几何参数在外压应变系数A曲线中确定系数A,然后通过系数A在外压应力系数B曲线中确定系数B;由于目标水下分离器样机属于典型的厚壁容器,最后按照下式计算临界失稳压力pcr[10]:

其中

(1)

目标水下分离器筒体长度为6 000 mm,内径为1 200 mm,有效厚度为85 mm,两端采用半球形封头封闭。根据GB 150图4-1得到计算长度L为筒体的总长度加上每个凸形封头曲面深度的1/3，其值为6 457 mm,由GB 150图4-2查得系数A=4.5×10-2,由GB 150图4-6查得系数B=216 MPa,最终根据式(1)得到目标水下分离器的临界失稳压力pcr=49.9 MPa。

1.2 一致缺陷模态法

图算法是以不含接管的外压筒体为分析对象,计算得到的临界失稳压力未考虑目标水下分离器接管的影响。一致缺陷模态分析方法以数值分析软件建立的实体有限元模型为基础,在外压容器稳定性评估领域得到广泛运用。该方法认为一阶屈曲模态代表结构最不利的几何形状偏差,体现了结构失稳时的形态,分析时将特征值屈曲分析得到一阶模态乘以一个系数模拟承压结构的初始几何缺陷[11],并进行非线性屈曲分析求得临界失稳压力。

参照文献[8]建立水下分离器样机整体有限元模型,进行特征值屈曲分析得到的一阶屈曲模态如图1所示,一阶特征屈曲压力p1=160.98 MPa。基于材料理想弹塑性理论和几何大变形理论,进行非线性屈曲分析得到筒体典型位置处的载荷-位移曲线如图2所示。由图1可知,分离器样机失稳时,整体承压结构呈现接管两侧筒体向内凹陷、失稳波数n=2的变形。图2中的载荷度α表示外压载荷和一阶特征屈曲压力p1的比值,由图2可知,当载荷度为0.343时,壳体结构位移出现“无穷大”变化趋势,承压结构失稳,失稳极限载荷pcr=55.2 MPa,大于图算法分析得到的临界载荷,GB 150图算法分析结果相对保守。

由经典厚壁圆筒应力分析理论可知,目标水下分离器在临界失稳压力作用下发生塑性失稳,在外压达到该临界压力之前,水下分离器首先出现塑性变形。目标水下分离器下放工况所承受的最大外压为20 MPa,远小于图算法和一致缺陷模态法分析得到的临界失稳压力,那么在该压力下分离器壳体结构的强度是否满足要求是亟需解决的问题。水下分离器样机筒体和嵌入式接管之间的马鞍形焊缝是整个承压结构的薄弱环节,须建立包含嵌入式接管的精细数值模型进行分析。

图1 水下分离器一阶屈曲模态Fig.1 First order buckling mode of subsea separator prototype

图2 筒体典型位置载荷-位移曲线Fig.2 Load-displacement curve of typical position in shell

2 嵌入式接管子模型分析

子模型技术又称“切割边界位移”技术,基于圣维南原理,在获得局部精确解的前提下,同时不增加整体模型复杂性和计算量,是有效的工程分析方法[12-13]。采用子模型技术分析水下分离器结构强度的基本做法是:建立并分析整体模型(较为粗糙的模型,忽略倒角、焊缝等一些细节特征),采用切割边界的方法,把模型局部区域从整体模型中分割出来,整体模型在切割边界上的计算位移作为子模型的位移边界条件,然后对该局部区域细化网格计算,最后验证切割边界的合理性。

2.1 水下分离器整体模型分析

图3 水下分离器整体有限元模型分析结果Fig.3 Analysis result of subsea separator overall finite model

2.2 嵌入式接管子模型分析

以N1接管为例,嵌入式接管的子模型如图4所示。马鞍形焊缝在PRO/E中通过等厚扫描切割后经过变截面扫描生成[14],将生成的接管模型导入ANSYS中进行网格划分。整个子模型单元均为六面体SOLID95单元,焊缝处网格进行了细化,筒体厚度方向有8层单元。子模型单元数量接近50 000,节点数量超过210 000,具有较高精度。将整体模型插值提供的边界条件施加到子模型中,并施加和整体模型一样的载荷约束条件。焊缝经过消氢处理和消除热应力热处理,不考虑热影响区材料性能的改变。N1接管子模型Mises应力如图5所示,接管应力最大值仍然处在内壁与筒体相交的位置,倒角的存在明显减弱了接管和筒体处的应力集中。焊缝应力沿焊缝方向分布不均匀,在鞍点处出现应力极小值。

图4 N1接管子模型Fig.4 Submodel of nozzle N1

图5 N1接管子模型Mises等效应力云图Fig.5 Mises stress nephogram of nozzle N1 submodel

采用路径映射技术[15]得到马鞍形焊缝焊趾处应力随角度φ变化曲线如图6所示,角度φ转向定义为冠点逆时针至鞍点方向。由图6可知,应力沿焊缝方向分布不均匀,存在明显的波峰和波谷。在冠点和鞍点出现应力极小值,在φ为45°和135°对称位置附近出现应力极大值,这些位置是N1接管马鞍形焊缝的应力特征点。左波峰应力极值大于右波峰,这是由于施加了轴向的加速度导致的。

为验证切割边界的准确性,定义如图4所示的三条切割路径。在整体模型中定义相同的切割路径,进行路径插值比对,结果如图7所示。整体模型和子模型切割边界上应力分布基本一致,可以认为切割边界的选取基本合适。

图6 N1接管马鞍形焊缝焊趾应力分布Fig.6 Stress distribution at saddle-shape weld toe of nozzle N1

图7 N1接管切割边界路径应力分布对比Fig.7 Stress distribution comparison of cutting paths of nozzle N1

图8 其他接管马鞍形焊缝焊趾应力分布Fig.8 Stress distribution at saddle-shape weld toe of other nozzles

由图8可知,其他接管的应力分布规律大致相同,接管位置对马鞍形焊缝应力分布基本没有影响,两个应力波峰向鞍点漂移,最终在鞍点处合并成一个应力波峰,应力波谷消失,应力特征点只有两个冠点和一个鞍点。

3 水下分离器高压舱试验研究

2 000m超深水水下分离器样机接管采用法兰密封,全部焊缝经过X射线探伤检测后未发现缺陷。为验证水下分离器样机下放工况下物理承压结构强度和本文建立的精细数值模型的精度,在中船重工第七O二研究所水下工程结构试验室进行高压舱试验。

3.1 试验设计

(1) 试验装置。

水下分离器高压舱试验主要结构如图9所示。

图9 水下分离器高压舱试验装置Fig.9 Hyperbaric chamber experiment device of subsea separator prototype

由于试验样机总长度超出压力筒内径,不能将试件水平放入压力筒内,为此定做吊耳和裙座以便于模型的吊装及保护。水泵打压形成试验压力,应变及压力数据由UCAM-70A数字测量系统采集,现场试验情况如图10所示。

(2)测点布置方案。

水下分离器承压结构的基本构件为筒体和封头,测点须涵盖封头、筒体的典型位置。封头和筒体连接处存在较大边缘应力,需要设置测点捕捉该位置的应力特征。由整体有限元模型分析结果可知,接管外壁和支座应力水平较低,分离器外壁最大应力出现在垫板位置,垫板位置为应力特征点,须布置测点。接管子模型分析结果显示,N1接管马鞍形焊缝的应力特征点为冠点、鞍点以及φ=45°和135°的位置,其他接管马鞍形焊缝应力特征点为冠点和鞍点。为验证子模型切割边界适用性,应该在切割边界设置测点。

试验前对贴片位置进行打磨,打磨之后使用瞬干496胶水固定应变片,最后使用南大703胶完成测点的密封。测量所用双向直角应变片编号以筒体轴向为单号,周向为双号,型号为BA120-2BB;所用三向直角应变花编号以逆时针方向为起始,型号为BA120-2CA。水下分离器试验样机测点布置方案如图11所示,所有应变片贴在外表面,总共设置115片,测点分布覆盖数值分析得到的应力特征点:应变片E1、E2为温度补偿片;E3-E9为封头典型位置测点;E11-E14用于测量筒体封头过渡区的边缘应力;E80-E87为远离结构不连续处的筒体典型位置;E21/E22、E29/E30等测点位于子模型切割边界;E108-E115分布在分离器垫板中心处;其余测点基本分布在嵌入式接管马鞍形焊缝应力特征位置;考虑到N1接管焊缝φ=45°和135°位置的对称性,只布置一侧的测点。

图10 分离器样机现场试验Fig.10 Field test of subsea separator prototype

图11 水下分离器样机贴片图Fig.11 Patch figure of subsea separator prototype

(3)加卸载程序。

高压舱试验载荷设计基于水下分离器下放到目标水深这种最危险工况:仅受20MPa外压,内压为零。模型试验分3次加载,加载速率不大于0.5MPa/min。前两次为预加载试验,最高压力为20MPa,加载程序同为:0→4→8→12→16→20→16→12→8→4→0 (MPa);每个阶段稳压2min并进行3次应变测量,当压力升至20MPa时,保压20min并每5min进行一次应变测量。第3次为正式加载试验,加压过程不设置稳压台阶,缓慢加压到设计压力20MPa,每0.5MPa记录数据1次;当压力升至20MPa时,保压20min并每5min进行一次应变测量;最后缓慢卸载外压到0MPa,每0.5MPa记录数据1次。

3.2 试验结果

试验过程中压力稳定良好,未出现异常响声,试验结束后试件结构未见明显变形和局部屈曲失稳,法兰管口未见泄漏。按要求在加卸载过程中对结构进行应变测量并记录相应的压力值,部分测点在加卸载过程中的应变-压力曲线如图12所示(应变单位为με,1με=10-6)。试验中水下分离器除测点E48以外的所有测点应变-压力关系曲线基本呈线性且卸载时回复良好,证明试验压力内各测点处的结构变形处于材料弹性范围内。

测点在20 MPa下应变测量值分布如图13所示。所有测点均为压应变,封头典型位置两向应变基本一致,筒体典型位置测点的环向应变明显大于轴向应变,基本上成倍数关系,这些现象与理论相符。应变最大值出现在分离器垫板位置(对应测点为E112-E113处,沿圆周方向),这与数值分析得出的结论一致。测点轴向应变值在E69和E105处发生突变,应变值急剧减小,这是因为该处筒体内部存在整流板,对筒体结构有一定支撑能力,轴向应变较小。

图12 部分测点应变-压力曲线Fig.12 Strain-pressure curves of some measure points

图13 20 MPa下试验样机应变测量结果Fig.13 Strain measurement result of subsea separator prototype under 20 MPa

4 试验结果与模拟结果对比分析

根据原型样机贴片方案,考虑贴片位置误差(环向±1°,轴向±5mm),在数值模型中提取与试验样机相对应的56个测点应变数据(焊缝处应变结果从接管子模型中获得)与试验数据进行对比分析。

4.1 应力特征点结果对比

筒体典型位置、N1接管以及其他接管马鞍形焊缝应力特征点结果对比如图14所示。由图14可知,由Lamé公式计算得到的筒体典型位置应力理论解和模拟结果、试验结果基本一致,这说明接管对远离结构不连续处的筒体应力场影响很小,只会造成周围应力场的重新分布。接管马鞍形焊缝模拟结果和试验结果有较高一致性,高压舱试验能够捕捉马鞍形焊缝的应力特征,测点布置方案合理。

4.2 总体误差分析

数值模型总体误差分析结果如图15所示。由图15可知,封头、筒体典型位置以及大多数焊缝处模拟结果和试验结果吻合较好,一小部分焊缝测点误差在20%以上,测点E48和E9误差在40%以上。模拟结果误差在10%以内的数据占75.22%,在20%以内的数据占93.8%,焊缝区域平均误差为7.27%,总体平均误差为7.93%。这说明本文中建立的数值模型具有较高的计算精度,属于精确建模,其分析结果能够准确模拟典型焊接承压结构在外压载荷下的应力响应,可以指导水下分离器结构设计和强度校核。

4.3 误差原因分析

数值模型采用的是对称结构,对称位置的应变结果相同,E108-E115测点处对称位置试验结果不一致,这正说明试验样机在加工制造过程中引入误差是不可避免的。从图12中可知测点E48应变-压力曲线不成线性,且卸载回复效果较差,说明该测点处应变片测得数据可信度不高,造成模拟结果相对误差较大。测点E9靠近封头直线边,封头在冲压成型过程中会造成局部减薄和厚度增加,在靠近直线边封头厚度增加量最大[16],在现场测量中该处的厚度达到87mm以上,造成该测点处应变减小。

5 结 论

(1) 首次提出的2 000m超深水水下分离器下放工况承压性能评估方法在分析结构极限承载能力的基础上,确定了下放工况应首先考虑结构强度问题。建立的精细数值模型及设计的高压舱试验检验了数模-物模一致性,数模结果指导物模试验设计,物模试验验证了数模精度。

(2)N1接管马鞍形焊缝在φ=45°和φ=135°位置存在两个应力波峰,鞍点和冠点为应力极小值位置;样机接管位置不影响焊缝应力分布,其他接管焊缝应力分布相同,只在鞍点位置存在一个应力波峰,冠点为应力极小值位置。

(3)自主设计的超深水水下分离器整体应力水平处于线弹性变形阶段,能够满足下放危险工况下的强度要求。模拟结果总体平均相对误差为7.93%,数值模型具有较高精度。

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(编辑 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

国家高技术研究发展计划项目(2013AA09A213)；中央高校基本科研业务费专项 (14CX06123A)；山东省自然科学基金联合专项(ZR2014EL018)

李秀美(1989-)，男，博士研究生，研究方向为海洋承压结构完整性管理与评价。E-mail：lixiumei2006 @126.com。

陈国明(1962-)，男，教授，博士，博士生导师，研究方向为海洋油气工程及装备、油气安全工程。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,陈国明,李伟,等. 超深水水下分离器承压性能数值分析与试验研究[J]. 中国石油大学学报(自然科学版), 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.