蒙學昊,張海濤,夏華波,韋曉強,周毅

(中海油能源發(fā)展股份有限公司采油服務分公司,天津 300452)

隨著LNG動力船、雙動力船、LNG加注船、FLNG、FSRU等海上終端平臺的不斷增長,LNG軟管輸送系統(tǒng)[1]的需求也隨之增長。緊急脫離裝置(ERS)[2]是LNG軟管輸送系統(tǒng)的一個重要安全部件,其固定端通過螺栓固定于加注終端管匯法蘭或變徑等接頭上,脫離端與低溫輸送軟管相連,見圖1。緊急脫離裝置在連接輸送狀態(tài)下承受了內部LNG流體的壓力,外部軟管等部件的拉力,以及風載、冰載等多種自然載荷作用,是輸送系統(tǒng)中承受載荷比較復雜的裝置,需要對其進行整體應力分析,通過數(shù)據(jù)校核緊急脫離裝置是否能滿足結構安全要求。

圖1 緊急脫離裝置布局

1 緊急脫離裝置機構

1.1 抱箍機構載荷計算

在整個緊急脫離裝置中,抱箍機構是用來夾緊緊急脫離閥的固定端和脫離端,夾緊作用通過抱箍的夾緊錐面,配合螺桿和螺母的鎖緊以及頂塊來實現(xiàn)。由于抱箍對緊急脫離閥軸向和徑向都存在約束作用,根據(jù)力的傳遞作用可知,抱箍機構同樣承載著雙閥內部LNG流體壓力產(chǎn)生的軸向和徑向載荷,軟管及輸送LNG流體載荷,冰載荷,風載荷等多種載荷,是緊急脫離裝置中受力較大、應力比較集中的零件,需要對抱箍機構各部件進行應力應變分析[3-5],以驗證抱箍機構是否滿足結構安全要求。見圖2。

圖2 設計壓力下抱箍機構受力分析

通過受力分析,抱箍機構同樣承受裝置的載荷,同時,由于抱箍夾緊錐面以60°的夾角夾緊緊急脫離閥,見圖3。因此,根據(jù)力的傳遞可得,抱箍還承受內外部載荷的徑向分力。

圖3 抱箍徑向受力分析

不同工況下,在設計壓力情況下,根據(jù)抱箍夾緊錐面角度和實際夾緊效果可知,徑向分力F1=F軸/tan60°

不同工況下,在測試壓力情況下,根據(jù)抱箍夾緊錐面角度和實際夾緊效果可知,徑向分力F2=F軸/tan60°

因此,根據(jù)圖2,抱箍安裝到位后,通過鎖緊螺母鎖緊固定,鎖緊螺柱最小直徑處為20 mm。各個工況下,在設計壓力下,鎖緊螺柱端和連接頂塊端受力F′=F1/2;在測試壓力下,鎖緊螺柱端和連接頂塊端受力F″=F2/2。

1.2 液壓缸選型計算

緊急脫離裝置液壓驅動機構的主體為液壓缸,可提供動力驅使緊急脫離裝置閥門關閉和開啟,液壓桿完全伸出時驅動閥門打開,液壓桿完全縮回時驅動閥門關閉。同時,閥門關閉后,液壓缸持續(xù)作用拉斷螺釘,直至破壞拉斷螺釘,打開抱箍,完成脫離。因此液壓缸需要驅動閥門的開啟關閉,破壞拉斷螺釘以及推動抱箍打開。

選擇液壓缸缸徑63 mm,桿徑35 mm,工作壓力為16～21 MPa的液壓油缸。選型參數(shù)見表1。

表1 液壓油缸參數(shù)

1.3 驅動拉斷螺釘

拉斷螺釘采用M8×25螺釘改制,中間最小截面的直徑為3 mm,根據(jù)《機械設計手冊》,拉斷力為

F=σb·S

式中:F為拉斷力,N;σb為材料極限強度,MPa,σb=[σ]×n,[σ]為材料許用應力,n為安全系數(shù),取1.2～1.7;S為螺釘最小截面積,S=πd2/4,d為最小直徑,得S=7 mm2。

因此可得拉斷力為F=8 330 N,小于液壓缸的拉力,即液壓缸拉力可保證拉斷螺釘破壞。

如圖4所示,在測試壓力下,連接頂塊端受水平力F″=F2/2,其中F2=F軸/tan60°,在測試壓力下,經(jīng)計算,F軸=FL+DL+PLT=92 961.2 N,因此連接頂塊端受水平力F″=26 835 N。

圖4 抱箍打開受力分析

分析可得,F拉1=F″×tan30°=15 493 N,小于液壓缸拉力,即液壓缸拉力可保證抱箍打開。

2 工況分析

針對緊急脫離裝置所受的各種載荷情況,設計其在不同狀態(tài)下的載荷組合,整理載荷工況表見表2。允許設計應力為基本允許設計應力×給定K系數(shù)。

表2 載荷工況

表中:

DL為恒定載荷;EL為地震載荷;FL為流體載荷;PL=設計壓力載荷;PLT=測試壓力載荷;TL=熱載荷;WLS=存放狀態(tài)風載;WLO=工作狀態(tài)風載;WLM=維護狀態(tài)風載。

根據(jù)技術要求,軟管總長度為25 m,緊急脫離裝置載荷設計計算過程中考慮一半的軟管長度(緊急脫離裝置和快速連接裝置各承擔一半),即為12.5 m,其中軟管外徑的d2=355 mm,內徑d3=200 mm,質量20 kg/m。緊急脫離裝置承載部件考慮25 mm的冰堆積厚度。同時,根據(jù)工作區(qū)域實際海況條件,工作風載考慮22 m/s,極端風載考慮70 m/s。

在載荷方面,工況10壓力測試狀態(tài)下的載荷組合最復雜,載荷力最大,在剩余9種工況下屬于最危險工況。同時,根據(jù)表2載荷工況表,在容許應力方面,工況5連接狀態(tài)下的容許應力系數(shù)最低,容許應力最低,屬于最危險工況。因此有限元模擬分析時取工況5和工況10進行分析,來計算緊急脫離裝置在這兩種工況下的結構強度。

3 傳熱溫度場有限元分析

對緊急脫離裝置在內部通有低溫LNG時的狀態(tài)進行傳熱分析,以確定裝置各個部位的溫度場分布情況,為后續(xù)不同溫度下的結構件強度計算提供基礎。

3.1 模型建立

以緊急脫離裝置模型為基礎,已知裝置內部通有低溫LNG流體,設置模型內部表面的溫度為-165 ℃,求解此時裝置整體的溫度場分布。

簡化緊急脫離閥閥體部分,以圓柱型式代替,保留雙閥夾緊部分。抱箍機構去除對強度無影響的工藝倒角及細節(jié)特征,保留鎖緊部分和連接頂塊,并將鎖緊螺母和螺柱一體化,去除螺柱及螺母的螺紋部分,以最小截面積的直徑作為螺柱模型的外圓。簡化模型在ABAQUS軟件中見圖5。

緊急脫離裝置采用316不銹鋼材料,模型中設置材料密度,彈性模量,泊松比等基本材料參數(shù),同時設置熱傳導系數(shù),比熱容,對流換熱系數(shù)以及熱輻射系數(shù)等材料傳熱參數(shù)。為簡化計算,在傳熱分析中將分析模型各部件之間連接部分設為綁定約束,同時設置模型表面的對流換熱系數(shù)與熱輻射系數(shù),給定模型熱傳遞的環(huán)境溫度。

圖6 傳熱模型相互作用(換熱表面)

對分析模型進行網(wǎng)格劃分,傳熱分析中設置單元類型為DC3D10十結點二次傳熱四面體單元。傳熱分析中預定義模型溫度場,并且設置模型的溫度邊界條件。

3.2 結果顯示及分析

緊急脫離裝置模型的溫度場分布見圖7。

圖7 緊急脫離裝置整體溫度場分布云圖

從緊急脫離裝置整體的溫度場分布圖7可知,模型最高溫度-14.75 ℃,出現(xiàn)在遠離LNG流體的抱箍安裝端圓柱軸及連接頂塊上。裝置各部件溫度值可以從溫度值表中讀取,由于抱箍尺寸較大,溫度值跨度較大,中間夾緊球閥的部位溫度值較低,約為-96.86 ℃,兩端溫度值較高,約為-15.10 ℃。螺桿部分溫度值約為-15.10 ℃。

4 強度有限元分析計算

對緊急脫離裝置整體應力應變進行分析,尤其對涉及低溫下不同溫度場分布的工況10進行分析計算。通過數(shù)據(jù)驗證緊急脫離裝置各部分是否能滿足結構安全要求。分別按工況5和工況10對模型施加各個載荷,然后計算緊急脫離裝置在工況5和工況10下的結構應力。

在相互作用設置模塊,為簡化計算,將分析模型接觸方式設置通用接觸,并且將螺桿與抱箍,抱箍與頂塊的接觸連接部分設定為綁定約束。對緊急脫離閥的脫離端端面施加中心點的耦合約束,方便后續(xù)對其施加載荷作用,見圖8。

圖8 工況10模型綁定與耦合約束

對分析模型進行網(wǎng)格劃分,設置單元網(wǎng)格尺寸為5 mm,單元類型為C3D8R八結點線性六面體單元減縮積分單元。

4.1 施加邊界條件與載荷

1)根據(jù)緊急脫離裝置實際布局情況,緊急脫離裝置固定端,抱箍鎖緊端兩側以及連接頂塊中間孔均設置為固定約束。

2)在緊急脫離裝置模型上分別施加工況5和工況10的各個載荷,見圖9,進行受力分析。

圖9 模型邊界條件及載荷

4.2 結果顯示

工況5下緊急脫離裝置整體以及抱箍機構對應的應力、位移云圖分別見圖10～12。

圖10 工況5緊急脫離裝置整體應力云圖

工況10下緊急脫離裝置整體以及抱箍機構對應的應力、位移云圖分別見圖13～15。

4.3 結果校核分析

根據(jù)EN 10028-7:2016標準規(guī)范中表E.1中316L材料在低溫下的屈服強度數(shù)值發(fā)現(xiàn),不銹鋼316L溫度越低,材料的屈服強度越高。同時根據(jù)ISO 16904規(guī)范中5.3.2.2條要求,承壓結構件和非承壓結構件的基本允許設計應力應取兩者中的較低者。

屈服強度/1.5;

奧氏體鋼的極限抗拉強度/3。

基本允許設計應力Sd的計算見表3。

表3 基本允許設計應力Sd MPa

根據(jù)GB 150.2-2011標準規(guī)范中表11承壓部件鍛件鋼的許用應力值,同時根據(jù)4.4.2條規(guī)定,設計溫度低于20 ℃時,取20 ℃時的許用應力,查表可得此時許用應力值為137 MPa,即此時的基本允許設計應力Sd為137 MPa。

分別對工況5和工況10按照上述應力值進行校核,按照表1載荷工況表,工況5的容許應力為0.8Sd=109.6 MPa,工況10的容許應力為1.3Sd=178.1 MPa。

對于工況5,從圖10可知,緊急脫離裝置最大應力出現(xiàn)在抱箍安裝端圓柱軸根部,最大應力為93.94 MPa。從圖11可知,抱箍最大應力發(fā)生在安裝端圓柱軸根部,最大應力為41.46 MPa。從圖12可知,連接頂塊最大應力發(fā)生在與安裝端圓柱軸接觸的弧面部位,最大應力為93.94 MPa。三種情況均低于低于工況5要求的容許應力109.6 MPa,因此連接頂塊部件符合結構強度設計要求。

圖11 工況5抱箍應力云圖

圖12 工況5連接頂塊應力云圖

對于工況10,從圖13可知,緊急脫離裝置最大應力出現(xiàn)在抱箍安裝端圓柱軸根部,最大應力為166.3 MPa。

從圖14可知,抱箍最大應力發(fā)生在安裝端圓柱軸根部,最大應力為65.35 MPa。從圖15可知,連接頂塊最大應力發(fā)生在與安裝端圓柱軸接觸的弧面部位,最大應力為146.5 MPa。三種情況均低于工況10要求的容許應力178.1 MPa,因此連接頂塊部件符合結構強度設計要求。

圖13 工況10緊急脫離裝置整體應力云圖

圖14 工況10抱箍應力云圖

圖15 工況10連接頂塊應力、位移云圖

5 結論

在載荷方面,工況10壓力測試狀態(tài)下的載荷組合最復雜,載荷力最大,在剩余9種工況下屬于最危險。在10種工況中,通過線性疊加比較可得,工況10載荷力最大,屬于最危險工況。工況5連接狀態(tài)下的容許應力系數(shù)最低,容許應力最低。因此有限元模擬分析時取工況5、和工況10進行分析,來計算手動快速連接器在這兩種工況下的結構強度。

在工況5和工況10中,整個裝置最大應力均出現(xiàn)在抱箍安裝端圓柱軸根部,抱箍最大應力發(fā)生在安裝端圓柱軸根部,連接頂塊最大應力發(fā)生在與安裝端圓柱軸接觸的弧面部位。后續(xù)應考慮加強這3個部件的加強。